DE10143652B4

DE10143652B4 - Verfahren zum Induktionshärten von Werkstücken

Info

Publication number: DE10143652B4
Application number: DE10143652A
Authority: DE
Inventors: Marco Zornhagen; Uwe Schwartz
Original assignee: Volkswagen AG
Current assignee: Volkswagen AG
Priority date: 2000-09-06
Filing date: 2001-09-05
Publication date: 2011-02-03
Anticipated expiration: 2021-09-06
Also published as: DE10143652A1

Abstract

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 mindestens einer der Betriebsparameter der Induktionshärtemaschine, insbesondere die Induktorspannung und/oder der Induktorstrom und/oder die Frequenz und/oder die Mittelfrequenz-Spannung und/oder die Mittelfrequenz-Leistung gemessen und erfasst wird.

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:
1. Vollwellen
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.

2. Rohrwellen
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 τ_max 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]
μ: = 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 μ_r von seinem ursprünglichen Wert auf den Wert μ_r = 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 mindestens einer der Betriebsparameter der Induktionshärtemaschine, insbesondere die Induktorspannung und/oder der Induktorstrom und/oder die Frequenz und/oder die Mittelfrequenz-Spannung und/oder die Mittelfrequenz-Leistung gemessen und erfasst wird.
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 wird daher erfindungsgemäß der mindestens eine Betriebsparameter 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 des mindestens einen Betriebsparameters gemessen und erfasst, da dessen 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 μ_r sowie vom temperaturabhängigen spezifischen Widerstand ρ des Werkstoffs abhängt.
Vorteile des Induktionshärtens
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:
1. Gefügeumwandlung
Die Gefügeumwandlung wird anhand des Schaftschnitts mit Hilfe eines Mikroskops beurteilt.
2. Oberflächenhärte
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.
3. Einhärtetiefe
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.
4. Härtebild
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:
1 ein Ersatzschaltbild für Messstellen;
2 eine Messkette;
3 einen Schaltplan der Messanpassung der Kanäle 0 und 1;
4 den Zusammenhang zwischen der Eingangs- und der Ausgangsgröße auf den Kanälen 0 und 1;
5 die Kennlinien der Hochpassfilter auf den Kanälen 0 und 1;
6 einen Schaltplan der Messanpassung des Kanals 2;
7 den Zusammenhang zwischen der Eingangs- und Ausgangsspannung auf Kanal 2;
8 einen Schaltplan der Messanpassung der Kanäle 4, 5 und 6;
9 den Zeitverlauf der Induktorspannung (Kanal 0);
10 den Zeitverlauf des Induktorstroms (Kanal 1);
11 den Zeitverlauf der Oberflächentemperatur (Kanal 2);
12 den Zeitverlauf der Frequenz (Kanal 3);
13 den Zeitverlauf der MF-Spannung (Kanal 4);
14 den Zeitverlauf der MF-Leistung (Kanal 5);
15 den Zusammenhang zwischen dem Sollwert und der max. MF-Leistung;
16 die Zeitverläufe der Induktorspannung bei unterschiedlichen Sollwerten;
17 die Zeitverläufe des Induktorstroms bei unterschiedlichen Sollwerten;
18 die Zeitverläufe der Oberflächentemperatur bei unterschiedlichen Sollwerten;
19 die Zeitverläufe der Frequenz bei unterschiedlichen Sollwerten;
20 die Zeitverläufe der MF-Spannung bei unterschiedlichen Sollwerten;
21 die Zeitverläufe der MF-Leistung bei unterschiedlichen Sollwerten;
22 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der max. MF-Leistung;
23 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der MF-Energiemenge;
24 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Oberflächenwärmemenge;
25 die Zeitverläufe der Induktorspannung bei unterschiedlichen Kondensatorstufen;
26 die Zeitverläufe des Induktorstroms bei unterschiedlichen Kondensatorstufen;
27 die Zeitverläufe der Oberflächentemperatur bei unterschiedlichen Kondensatorstufen;
28 die Zeitverläufe der Frequenz bei unterschiedlichen Kondensatorstufen;
29 die Zeitverläufe der MF-Spannung bei unterschiedlichen Kondensatorstufen;
30 die Zeitverläufe der MF-Leistung bei unterschiedlichen Kondensatorstufen;
31 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Frequenz;
32 den Zusammenhang zwischen der Induktorspannung und verschiedenen Chargen;
33 den Zusammenhang zwischen dem Induktorstrom und verschiedenen Chargen;
34 den Zusammenhang zwischen der Oberflächentemperatur und verschiedenen Chargen;
35 den Zusammenhang zwischen der Frequenz und verschiedenen Chargen;
36 den Zusammenhang zwischen der MF-Spannung und verschiedenen Chargen;
37 den Zusammenhang zwischen der MF-Leistung und verschiedenen Chargen;
38 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der MF-Leistung bei verschiedenen Chargen;
39 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der MF-Energiemenge bei verschiedenen Chargen;
40 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Oberflächenwärmemenge bei verschiedenen Chargen;
41 die Zeitverläufe der Induktorspannung bei unterschiedlichen Heizzeiten;
42 die Zeitverläufe des Induktorstroms bei unterschiedlichen Heizzeiten;
43 die Zeitverläufe der Oberflächentemperatur bei unterschiedlichen Heizzeiten;
44 die Zeitverläufe der Frequenz bei unterschiedlichen Heizzeiten;
45 die Zeitverläufe der MF-Spannung bei unterschiedlichen Heizzeiten;
46 die Zeitverläufe der MF-Leistung bei unterschiedlichen Heizzeiten;
47 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Heizzeit bei verschiedenen Chargen;
48 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der MF-Energiemenge bei verschiedenen Chargen und
49 den Zusammenhang zwischen der Einhärtetiefe und der Oberflächenwärmemenge 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:
1. Steuerfeld:
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.
2. Einspeisefeld:
Das Einspeisefeld dient zur Verbindung zwischen der Transformatorzelle und dem Gleichrichter. Hier wird die Dreiphasen Wechselspannung in den Gleichrichter „eingespeist”.
3. Gleichrichter:
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.
4. Glättungsdrossel:
Die Gleichstrom-Glättungsdrossel ist ein Energiespeicher und sorgt für einen lückenlosen kontinuierlichen Energiefluss vom Gleichstrom zum Wechselrichter.
5. 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.
6. Kompensationsfeld:
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.
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 f_r des Schwingkreises.

L: = Induktivität des Induktors
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. P_wirk = U·I·cosφ
Die Blindleistung ist die hin und zurück übertragene, aber nicht genutzte Leistung. Q = U·I·sinφ
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
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:
1. Grundbild:
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.
2. Handbild:
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.
3. Automatikbild:
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.
4. Parameterlistenbild:
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.
5. Datentransferbild
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.
6. Servicebild
In diesem Bild können z. B. für eine Fehlersuche die Zustände von Eingängen, Ausgängen, Merkern, Zeiten, Zähler und Datenwörtern angezeigt werden.
7. Kettenbild
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.
8. Diagnosenbild:
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.
9. Achsenbild nur für Service
In diesem Bild ist ersichtlich, an welcher Position sich die jeweiligen Achsen befinden, z. B. wo die Achse des Portalladers steht.
10. Induktorbild
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
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.
Heizleistung
Durch die Veränderung des MF-Sollwertes kann die Heizleistung direkt beeinflusst werden.
Heizzeit
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.
Frequenz
Mit Hilfe von verschiedenen Kondensatorstufen wird auf den Parallelschwingkreis Einfluss genommen. Dadurch wird die Frequenz und somit die Einhärtetiefe beeinflusst.
Induktor
Durch das Einrichten der Kopplungsabstände oder die Beblechung des Induktors kann die Einhärtetiefe und das Härtebild beeinflusst werden.
Abkühlgeschwindigkeit
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 Messwerterfasung 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.
Versuchsbeschreibung
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.
Leistungsversuch
Der Leistungsversuch setzt sich aus drei Teilversuchen zusammen. In jedem Teilversuch werden Vollwellen mit unterschiedlicher Leistung gehärtet.
Variation des Sollwertes
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.
Variation der Frequenz
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.
Variation der Chargen
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.
Zeitversuch
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 1 000°C) über ein 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.

Messaufbau
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 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. 2). Somit bedeutet das Zeichen u_In0, dass eine Spannung auf der Induktorseite abgegriffen und über den Kanal 0 weiterverarbeitet wird. Bei den Größen u_MFI,II handelt es sich um interne Größen des Umrichters, die in der Umrichtersteuerung zu den Signalen I_MF3,4,5 verarbeitet werden. Das Strahlungspyrometer für die Messung der Oberflächentemperatur ist auf dem Ersatzschaltbild nicht eingezeichnet. Diese Messgröße erhält die Bezeichnung U_Sp2 Die Induktorspannung (u_In) 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 (u_In0) von max. 20 V AC wird auf die Messanpassung geschaltet.
Da der Induktorstrom (i_In) 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 (u_In1) 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 (U_Sp2) 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 [I_MF3], MF-Spannung [I_MF4], MF-Leistung [I_MF5]) 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.
Messanpassung
Die Messanpassung (s. 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.
3 zeigt den Schaltplan 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 (u_{In0 max} = 20 V_SS) und auf Kanal 1 von 40 V AC (u_{In1 max} = 40 V_SS) 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 u_{In0 max} = 20 V_SS soll U_a0 = 10 V sein und bei u_{In1 max} = 40 V_SS soll U_a1 = 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:

Bezeichnung	Wert Kanal 0	Wert Kanal 1	Einstellwert Kanal	Einstellwert Kanal 1
R₁	10 kΩ	33 kΩ
R₂	10 kΩ	10 kΩ
R₃	1 kΩ	1 kΩ
R₄	10 kΩ	10 kΩ	0,374 kΩ	0,246 kΩ
R₅	20 kΩ	20 kΩ	1,22 kΩ	1,26 kΩ
R₆	1,2 kΩ	1,2 kΩ
C₁	47 nF	47 nF
C₂	47 nF	47 nF
C₃	0,1 μF	0,1 μF
D₁	50 V	50 V

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 V_SS-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 V_SS 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 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 f_g = 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. 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.
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 Störungen überlagert und verfügt aus diesem Grund auch nicht über einen Filter. Beim Eingangssignal U_Sp2 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 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 U_a2 = 10 V anlag.

Bezeichnung Wert Kanal 2 Einstellwert von Kanal 3

R₁ 1 kΩ

R₂ 10 kΩ 8,75 kΩ
Bei der anschließenden Überprüfung des Kanals hat sich die Kennlinie gemäß 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.
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 8 dargestellt.

Damit der max. Eingangsstrom von I_MF3,4,5 = 20 mA einer Ausgangsspannung von U_a3,4,5 = 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:

Bezeichnung	Wert Kanal 3, 4, 5	Einstellwert Kanal 3	Einstellwert Kanal 4	Einstellwert Kanal 5
R₁	270 Ω
R₂	100 kΩ
R₃	100 kΩ
R₄	100 kΩ
R₅	100 kΩ
R₆	1 kΩ
R₇	1 kΩ	0,837 kΩ	0,833 kΩ	0,848 kΩ
R₈	20 kΩ	16,03 kΩ	15,99 kΩ	16,01 kΩ
R₉	33 kΩ
C₁	47 nF
C₂	47 nF

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.
Messtransformator

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

Strom-/Spannungswandler
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.
Strahlungspyrometer

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

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.
Vorrichtung
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.
Umrechnung der Messgrößen
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.
Übersetzung der Induktorspannung:
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 Indukorspannung 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 V_Mess = 31,6 V beinhaltet das Übersetzungsverhältnis des Messtransformators.
Übersetzung des Induktorstroms:
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 der 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 1 092 A fließt. Dabei wurde am Ausgang der Messanpassung mit dem PC eine Spannung von 1,079 V gemessen. Das Übersetzungsverhältnis wurde mit 1 V_Mess = 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.
Übersetzung der Temperatur:
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 V_Meß = 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
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 V_Meß = 1 kHz
MF-Spannung: 1 V_Meß = 38,062 V
MF-Leistung: 1 V_Meß = 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 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 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 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 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 Welligket 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 12 zeigt, dass nach dem Einschalten der Leistung zunächst die Frequenz bis ca. 1,3 s ansteigt. Dieser Punkt ist auch als „Knickpunkt” in 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 AC₈-Punkt. Anschließend wird die Frequenz bis zum Prozessende nahezu beibehalten.
Nach ca. 1,6 s hat die MF-Spannung (siehe 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 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:

Zeit [s]	Markante Veränderung	Erläuterung
0,9	Start des Heizprozesses	Die Umrichterleistung wird eingeschaltet.
1,5–1,7	Erreichen des stabilen Zustands	Der vorgegebene Sollwert für die MF-Leistung ist erreicht.
3	Verlassen des stabilen Zustands	Beeinflussung des Parallelschwingkreises durch die Temperaturveränderung der Welle. Ab diesem Zeitpunkt ändert sich die relative Permeabilität.
3,4–4,0	Curie-Punkt	Die Welle ist unmagnetisch.
4,5–5,1	AC₃-Punkt (vermutlich)	Umwandlungspunkt vom Ferrit-Austenit-Gefüge in ein rein austenitisches Gefüge (in der Wellenrandschicht).
5,8	Ende Heizprozess	Die Umrichterleistung wird ausgeschaltet.

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 15 dargestellt.
Diese Maximalwerte werden in jedem Protokoll ausgegeben und sind die einzige Orientierungshilfe für den Maschinenbediener.
In 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 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 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 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 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 kürzer als bei niedrigeren Sollwerten. Abgesehen vom 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 15 dargestellten Zusammenhangs.
Auch bei den Zeitverläufen des Induktorstroms gemäß 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 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 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 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 gewünschtren Sollspannungswert. Des weiteren ist aus 20 ersichtlich, dass bei der niedrigsten Sollwertstufe die Spannung nahezu konstant gehalten wird.
Wie schon bei den anderen Zeitverläufen, ist in 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.
Das in 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 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 Ausgleichsgeraden 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 23 entnimmt, ist der Trend identisch mit dem Trend der max. MF-Leistung.
Die Oberflächenwärmemenge (siehe 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 (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 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 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 Welle 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 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 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 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 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 25, 26 sowie 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 31 zusammengefaßt.
Im Diagramm gemäß 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 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 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 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 Werkstoffschichten 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 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 Werkstoffeigen-schaften 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 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 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 Oberflächentemperatur, des Induktorstroms und der MF-Leistung sichtbar.
In der nachfolgenden Auswertung soll gezeigt werden, wie sich identische Maschinenparameter bei unterschiedlichen Chargen auf die Einhärtetiefe auswirken. Dabei zeigt 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 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 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 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 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 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 44 kann ein Trend festgestellt werden. Dabei sinkt zum Prozeßende die Frequenz mit steigender Heizzeit.
In den Zeitverläufen der MF-Spannung gemäß 45 bei unterschiedlichen Heizzeiten ist erkennbar, daß erst bei längeren Heizzeiten (ab ZA4) der Sollspannungswert wieder erreicht wird.
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 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 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 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 Heizzeitschwankungen keinen nennenswerten Einfluß auf die Einhärtetiefe haben.
Des weiteren ist aus den Diagrammen ersichtlich, daß die Charge C bei gleichen Maschinenparametern 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. 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

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 mindestens einer der Betriebsparameter der Induktionshärtemaschine, insbesondere die Induktorspannung und/oder der Induktorstrom und/oder die Frequenz und/oder die Mittelfrequenz-Spannung und/oder die Mittelfrequenz-Leistung gemessen und erfasst wird.
Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass der mindestens eine Betriebsparameter während des Erwärmens und des Abkühlens gemessen und erfasst wird.
Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass der mindestens eine Betriebsparameter mit Sollwerten verglichen und eingestellt wird.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, dass der zeitliche Verlauf des mindestens einen Betriebsparameters gemessen und erfasst wird.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass die Messgrößen mit den Härteergebnissen korreliert werden.
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.