WERKSTOFFE

Nachbehandlung

Wärmebehandlungskriterien bei der

Werkstoffauswahl für Kurbelwellen Der Autor Götz Conradt arbeitet in der Technologie und Verfahrenstechnik, Wärmebehandlung Motorenbau, bei der BMW Group, München.

134

Kurbelwellen für Pkw-Motoren erreichen ihre Betriebsfestigkeit durch die Grundfestigkeit des Werkstoffs und durch Nachbehandlung im endnahen Zustand (Wärmebehandlung, Oberflächenverfestigung). Kosten, Flexibilität und Qualitätsrisiken der Fertigung werden wesentlich von der Art der Nachbehandlung mitbestimmt. Daher müssen technologische und fertigungstechnische Belange bei der Festlegung der Nachbehandlung ausreichend Berücksichtigung finden. Bei BMW werden diese Synergien durch Simultaneous Engineering freilegt.

MTZ 2/2003 Jahrgang 64

1 Rechnerische Betriebsfestigkeit

Rechnergestützte Festigkeitsberechnungen [1, 9 ,14] gehen – nach Stand der Technik – von einem 3D-Modell mit homogener Festigkeit aus. Nachbehandlungseffekte sind – mit Ausnahme von Festwalzen (erste Versuche) – nicht berechenbar. Daher werden lokale Betriebslastunterschiede bei Vorgaben für die Nachbehandlung im Allgemeinen nicht berücksichtigt. 2 Vorauswahl Werkstoff und Nachbehandlung

Im Regelfall wird bei der Berechnung der Bauteilfestigkeit nur die Grundfestigkeit berücksichtigt und daraus die Werkstoffvorauswahl getroffen, Tabelle [4]. Die Grundfestigkeit bringt das Rohteil mit, sie entsteht entweder im Schmiedeoder Gießprozess (BY-Qualität) oder durch zusätzliche Wärmebehandlung, Bilder 2 und 3, in der Regel durch Vergüten oder Bainitisieren. Ergeben Versuche ein Festigkeitsdefizit, stehen – je nach Art dieses Defizits – folgende Maßnahmen, einzeln oder kombiniert, zur Verfügung [3]: ■ höhere Grundfestigkeit durch höherwertigen Werkstoff, Tabelle, Bild 3 ■ Erhöhung der allgemeinen Randschichtfestigkeit durch Nitrieren [3, 4] oder Kugelstrahlen [7] ■ Nachbehandlung von kritischen Teilbereichen durch Randschichthärten [8, 9] Festwalzen [15], Glattwalzen und gezielte Entschärfung von Kerbfaktoren (größere

Hohlkehlen-Radien). Für den Zugewinn an Festigkeit durch Nachbehandlung ist hierbei nicht die Grundfestigkeit, sondern der Werkstoff verantwortlich. Ein realistisches Lastverhältnis „R“ ist für eine abgesicherte Betriebsfestigkeit von herausragender Bedeutung, wie das Bild 1 [4] für einige Werkstoffe und Nachbehandlungen zeigt. Bei schwellbelastetem Guss (R = 0) ist – wegen der hohen Mittelspannungsempfindlichkeit gehärteter Randschichten – das Festwalzen als Festigkeitssteigerer wirkungsvoller als das Randschichthärten [20]. Bei Wechselbelastung ist dieser Unterschied nicht so signifikant, jedoch stark von der Formzahl [11] abhängig. Eine bestimmte Betriebsfestigkeit kann ebenso durch niedrige Grundfestigkeit und hohen Zugewinn der Nachbehandlung erreicht werden wie durch hohe Grundfestigkeit und niedrigen/keinen Zugewinn, Bild 2 und Bild 3. So ist für Vierzylinderkurbelwellen bei einem Lastverhältnis R = 0 bis R = – 0,2 und gleicher Lagergeometrie die Variante „C38modBY induktivgehärtet“ nahezu gleichwertig mit der Variante „42CrMo4V nitrocarburiert“ [4]. Die Argumente der Fertigungsplanung (Investkosten, Herstellkosten, Risikobetrachtung, Flexibilität) müssen hier in die Variantenbewertung einfließen. 3 Fertigungstechnische Belange der Wärmebehandlung

Der bevorzugte Partner der Entwicklung bei der Festlegung der Nachbehandlung ist die Fertigungsplanung Werkstofftech-

nik, weil die Probleme mehrheitlich bei Wärmebehandlung, Umformtechnik und Gießereitechnik liegen. Die Spannungsverteilungsdiagramme, Bild 4, [10] sind eine wichtige Informationen, um sich im Qualitätsmanagement kostengünstig auf das Wesentliche zu konzentrieren. Lastunterschiede der einzelnen Hubzapfen bei Summenspannung, Biege- und TorsionsWechselfestigkeit zwischen 45 % und 100 % sind keine Seltenheit. Aus der Kenntnis der lokalen Belastungssituation ergeben sich außerdem Anregungen zur Optimierung der Bauteilgeometrie. 3.1 Prämissen

Eindeutige Entwicklungsvorgaben, definierte Qualitätsstandards für Werkstoff, Rohteil, Anlagen- und Messtechnik sind Voraussetzung für eine sichere und flexible Härtetechnologie [4, 5]. Es gehört zu Simultaneous Engineering, dass diese Informationen zeitgerecht vorliegen. Kleine Konzeptfehler mit großer Wirkung sind zu vermeiden. Beispiele: Rissanfälligkeit durch Gewindeformen oder Verschließen von Öllöchern mittels eingepresster Stopfen, Rissgefahr und Torsionsbruch-Risiko [11,12] durch falschen Ansenkwinkel der Ölbohrungen. Große hinterstochene

2 Vorauswahl Werkstoff und Nachbehandlung Tabelle: Werkstoffe für Kurbelwellen [4] Table: Crankshafts materials [4]

MTZ 2/2003 Jahrgang 64

135

WERKSTOFFE

Nachbehandlung

2 Vorauswahl Werkstoff und Nachbehandlung

Vierzylinderwellen – aus der SchmiedeResthitze getwistet (verwunden) und somit spannungsbehaftet. Je größer der Twistwinkel beim Schmieden ist, Bild 6, desto mehr Eigenspannungen bringt das geschmiedete Rohteil mit. Höchstverspannung liegt mit 45° + 45° = 90° bei Hauptlager 2 und 4 der V8-Kurbelwellen vor. Zur Minimierung des Deformationsrisikos sind bei hochgetwisteten Kurbelwellen große Lagerradien und kleine Einhärtetiefen erforderlich. Prozesstechnisch sind Härte-Streubänder von 8 HRC erreichbar. Branchenüblich sind – unter Berücksichtigung der Fertigungsverluste, Bild 7, – Oberflächenhärten am Fertigteil von 48-58 HRC. 3.3 Sphäroguss – aus der Sicht der Wärmebehandlung

Bild 1: Haigh-Diagramm für eine Vierzylinderkurbelwelle mit acht Gegengewichten Figure 1: Haigh diagram 4 cylinder crankshaft with 8 counterweights

Bild 2: Einfluss von Nachbehandlung und Werkstoff auf die ertragbare Biegespannung [16] Figure 2: Several strength improving potentials (bend load) [16]

Lagerradien sind härtetechnisch eingestochenen kleinen Radien vorzuziehen [4]. Bei Kurbelwellen mit engen Stichmaßen kann es im Überdeckungsbereich zu kritischen Durchhärtebrücken kommen, Bild 5. Hohe Grundfestigkeit (Stahl, vergütet) und Nitrocarburieren ist bei schwierigen

136

Geometrien keine billige, aber die sicherste Lösung. 3.2 Stahl – aus der Sicht der Wärmebehandlung

Endnahgeschmiedete Kurbelwellen sind heute – mit Ausnahme von Zwei- und

Die Härtbarkeit ist weitgehend von Gießverfahren und Rohteilgeometrie abhängig, Bild 8. Perlitischer und ferritisch-perlitischer Sphäroguss sind – selbst bei gleicher Grundfestigkeit – nicht mit der gleichen Fertigungstechnik härtbar. Entsprechende Vereinbarungen müssen daher mit dem Gussteillieferanten getroffen werden. Die Härtemessung an gehärtetem Sphäroguss ist wegen der Werkstoff-Heterogenität mit Messunsicherheiten von bis zu 4 HRC verbunden. Die Überwachung der Festigkeit durch Härteprüfung ist wegen der E-Modul-Problematik und der noch nicht ausgereiften HM-Härtemessmethode [13] nicht möglich [4]. Berücksichtigt man Vorgaben der statistischen Qualitätsprüfung (Cpk, Cgk), sind Streubänder unter 10 HRC fertigungstechnisch nicht durchsetzbar. Branchenüblich sind daher – unter Berücksichtigung der Fertigungsverluste, Bild 7, – Oberflächenhärten am Fertigteil von 45 – 55 HRC. Maßnahmen zur Gewichtsreduzierung (hohlgegossene Lagerzapfen) können dazu führen, dass Verwirbelungen beim Befüllen der Gießform zu Gussfehlern führen und dass eine ungünstige Massenverteilung den Induktivhärteprozess erschwert. Gegossene Kurbelwellen haben vom Rohteil her ein höheres Fehlerpotenzial und Qualitätsrisiko [17] als geschmiedete Kurbelwellen. Bei GGG-70 erstarren dickwandige Bereiche vorwiegend ferritisch, dünnwandige hingegen perlitisch. Durch gezielte Anpassung der Rohteilgeometrie oder der Lage der Härtebilder lässt sich das Problem entschärfen. Bei größeren Einhärtetiefen (Rht > 2,8 mm unmittelbar nach dem Härten) [4] sind wegen der – gegenüber Stahl – geringeren Wärmeleitfähigkeit beim Kurzzeitaustenitisieren Überhitzungen der Oberfläche möglich. Insgesamt ist die Wärmebehandlung von

MTZ 2/2003 Jahrgang 64

2 Vorauswahl Werkstoff und Nachbehandlung Sphäroguss schwieriger als die von Stahl. Guss erfordert ein kleines aufwändiges Prozessfenster und erhöhten Prüfaufwand, weil die technologischen Werkstoffeigenschaften stärker streuen. Der Kostenvorteil des billigen Rohteils geht dadurch oft verloren. Daher sind die Vorgaben für das Randschichthärten sorgfältig abzustimmen. 3.4 Grundfestigkeit (Rohteilfestigkeit)

Die Zugfestigkeit an Stellen höchster Bauteilspannung lässt sich oft nicht messen, weil hier keine Zugstäbe entnommen werden können, man verlässt sich folglich auf die bruchmechanische Beurteilung von Versuchsteilen über bekannte Festigkeitswerte in einem anderen Teilebereich oder an separaten Proben. Diese Vorgehensweise muss jedoch durch einen entsprechenden Rohteil-Fehlerkatalog abgesichert sein, damit fertigungsbegleitende Zugversuche aussagefähig bleiben. Auch ist für gegossene Rohteile Art („Y“ oder Lynchburg) und Gießtechnik der getrennt gegossenen Zugprobestücke verbindlich festzulegen, weil andernfalls aus Zugversuchen kein verlässlicher Rückschluss auf die Eigenschaften der Gussteile möglich ist [18]. Nachverfolgbare Gießchargen (Schmelzen) sind ein zentrales Kriterium für die Schadensanalyse. Wenn jedoch kontinuierlich gegossen wird, kann zum Beispiel der in „Charge“ umbenannte Gießtag diese Funktion nicht übernehmen. Hier müssen andere QualitätssicherungsKonzepte ausgearbeitet, gegebenenfalls erweiterte kostenpflichtige Prüfbescheinigungen (DIN EN 10204) vereinbart werden. Der Jominy-Test beim Rohteillieferanten ist – abweichend von der einschlägigen Norm – im Gefügezustand der Rohteile durchzuführen [4]. 3.5 Randschichthärte beim Induktivhärten

Zähigkeit (Streckgrenze, Bruchdehnung, Kerbschlagarbeit) – nicht Härte – ist verantwortlich für gute Schwingfestigkeit. Die Aussagekraft von Jominy-Tests relativiert sich durch den negativen Einfluss der Kurzzeitaustenitisierung [8]. Abgesehen vom normalgeglühten/vergüteten Rohteil liegt kein Gefüge vor, das als geeignetes Ausgangsgefüge für Randschichthärten bezeichnet werden kann. Ob zum Beispiel 48 oder 52 HRC als Mindesthärte angesetzt wird, ist für die Betriebsfestigkeit irrelevant, für einen optimalen Härteprozess hingegen eminent wichtig, Bild 7. Verzug (damit auch Schleifaufmass) und Rissgefahr steigen mit der Ansprunghärte. Tech-

MTZ 2/2003 Jahrgang 64

Bild 3: Schwellfestigkeit nachbehandelter Stahlkurbelwellen Figure 3: Pulsating strength on post-treated steel crankshafts

3 Fertigungstechnische Belange der Wärmebehandlung Bild 4: Betriebslasten der Hublager einer Fünfzylinderkurbelwelle [10] Figure 4: Pins fatigue load distribution diagram (5 cylinder crankshaft) [10]

3.1 Prämissen Bild 5: Für Randschichthärten ungünstige Überdeckung Figure 5: Unfavourable design configuration to case hardening

137

WERKSTOFFE

Nachbehandlung

3.2 Stahl – aus der Sicht der Wärmebehandlung Bild 6: Restspannungspotenzial durch Twisten von Schmiedeteilen [19] Figure 6: Forging twist angles producing residual stresses [19]

3.6 Einhärtetiefe

Das Nachbehandeln durch Festwalzen zeigt, dass schon Tiefeneffekte von 0,4 mm wirksam sind. Einhärtetiefen (Rht) von 1 bis 2 mm am einbaufertigen Teil sind in der Regel ausreichend. Untersuchungen haben ergeben, dass höhere Rht-Werte nicht zu höherer Schwingfestigkeit führen [4]. Je größer die Rht, desto größer ist zwangsläufig die Deformation, Bild 9, was wiederum zu hohem Schleifaufmass und damit letztlich zu Rissgefahr und noch höherer Rht führt. Weil über die Teilekontur konstante Rht-Werte prozesstechnisch nicht realisierbar sind, sollten die RhtMessstellen mit dem Entwickler abgestimmt werden. 4 Erprobung

Versuchsteile sollten als Werkstoffgrenzmuster hergestellt sein, wobei untere Grenzmuster dem Festigkeitstest und obere Grenzmuster dem Technologietest die wichtigsten Hinweise liefern. Die für Biegewechselfestigkeit ausschlaggebenden Lagerradien sind mit Minimalwert und Serientechnologie auszuführen. Spätestens zur Erprobung sollte das Schwingfestigkeitsprofil (Zeit-, Dauer- und Betriebsfestigkeit) feststehen, ob Schwellbelastung oder symmetrische/asymmetrische Wechselbelastung zugrunde gelegt wird, ist von entscheidender Bedeutung bei der experimentellen Ermittlung des Sicherheitsfaktors, Bild 1. Bei der Schadensanalyse von Versuchsteilen sind immer beide Komponenten der Betriebsfestigkeit (Grundfestigkeit und Nachbehandlung) zu betrachten. 5 Auswahl von Werkstoff und Nachbehandlung

Bild 7: Fertigungsbedingte Härteverluste randschichtgehärteter Kurbelwellen, die beim Festlegen der finalen Oberflächenhärte vorzuhalten sind Figure 7: Hardness loss on crankshafts surface during operation sequences (to be considered on final hardness setting)

nologische Alternativen wie Selbstabschreckung oder Anlassen aus der Restwärme sind bei hohen Zielwerten für Oberflächenhärte nicht möglich. Je höher die Härtevorgabe ist, desto kleiner wird das Prozessfenster für Spannungsarmglühen/Anlassen. Kerbfaktoren und Folgen von Rohteilfehlern werden mit steigender Randschichthärte kritischer [11].

138

Tribologische Eigenschaften sind nicht härteabhängig, sondern werkstoffbezogen. Das Fehlen eines optimalen Ausgangsgefüges und die Besonderheiten des Kurzzeitaustenitisierens lassen kein klassisches Härtegefüge zu [8]. Ein Mischgefüge mit begrenzten Anteilen an Ferrit und Restaustenit ist weder schädlich, noch flächendeckend vermeidbar [4].

Steifigkeitsdefizite haben ihre Ursache oft in der geometrischen Gestaltung und können daher nicht ausschließlich durch Erhöhung der Grundfestigkeit eliminiert werden. Hochleistungsmotoren mit hohem Drehmoment haben nicht zwangsläufig entsprechend hochbelastete Kurbelwellen. Entscheidend ist Spannungsverteilung, Lastverhältnis und Sicherheitsfaktor für den entsprechenden Fahrzeugeinbau. So haben V12-Zylinderkurbelwellen bei gleichen Lagermaßen ein ähnliches Belastungsprofil wie R4-Zylinderkurbelwellen – trotz deutlich unterschiedlicher Motorleistung. Bei gleicher Motorleistung sind V6-Kurbelwellen in der Regel deutlich höher belastet als R6-Kurbelwellen. Bei Geometrieänderungen hat sich gezeigt, dass breitere Hublager weitaus festigkeitskritischer sind als ein größerer Hub.

MTZ 2/2003 Jahrgang 64

3.3 Sphäroguss – aus der Sicht der Wärmebehandlung

3.6 Einhärtetiefe

Bild 8: Abhängigkeiten und Einflussgrößen zur Härtbarkeit von Sphäroguss Figure 8: Hardenability of spheroidal graphite cast iron dependent on casting process

Bild 9: Einfluss der Einhärtetiefe auf die Längenänderung von induktiv radiengehärteten Kurbelwellen Figure 9: Influence of hardness depth to length distortion

Für eine flexible Fertigung ist der spätere Ausbau nach oben einer Motorengeneration kostengünstig und unproblematisch, wenn die höhere Betriebsfestigkeit über die Grundfestigkeit und nicht über Veränderung der Nachbehandlung erreicht wird. Bei Motoren-Recycling ist zu beachten, dass bei nitrierten oder gestrahlten Kurbelwellen die Nachbehandlung zu wiederholen ist, was bei randschichtgehärteten oder festgewalzten Teilen nicht erforderlich ist. 6 Zusammenfassung und Ausblick

Die Einhärtetiefe ist als Steuerungselement für die Erhöhung der Betriebsfestigkeit ungeeignet. Extrem hohe Vorgaben für Oberflächenhärte mindern die technologische Flexibilität und erhöhen Kosten und Qualitätsrisiken ohne Zugewinn an Betriebsfestigkeit. Billigwerkstoffe – wie Sphäroguss – sind bei Entwicklung und Versuch mit Vorsicht zu behandeln, weil die schlechteste Gussteilqualität vorab nicht abschätzbar ist. Im Zweifel muss trotz Mehrkosten auf Stahl zurückgegriffen werden. Das Arbeiten mit Werkstoff-Grenzmustern – auch wenn es einigen Aufwand macht – ist unverzichtbar sowohl in der Vorerprobung als auch bei Freigabeversuchen. Durch Auswertung der Lastverteilungsdiagramme können nicht betriebsfestigkeitsbestimmende Arbeits- und Prüffolgen vermieden und die Qualitätslenkung gezielter eingesetzt werden. Die

MTZ 2/2003 Jahrgang 64

Werkstofftechnik muss auf Grenzen und Risiken von Werkstoff und Verfahrenstechnik hinweisen. Die Entwicklung ihrerseits muss ihre Forderungen mit diesen Gegebenheiten abstimmen. Literaturhinweise [1]

Rasser, M.W.; Resch, T.; Priebsch, H. H.: Berechnung der gekoppelten Axial-, Biegeund Torsionsschwingungen von Kurbelwellen. In: MTZ 61 (2000) 10, S. 694–700 [2] Mayer, H-M.; Pyzalla, A.; Porzner, H.: SYSWELD – Rechnerische und messtechnische Ermittlung des Eigenspannungszustands an einer Fahrzeug-Kurbelwelle nach dem induktiven Randschichthärten. ESI Group Hausmitteilung (2000) [3] Finnern, B.; Krzyminski, H.: Maßnahmen zur Erzielung optimaler Dauerschwingfestigkeit von Kurbelwellen durch Werkstoffauswahl und Wärmebehandlung. In: MTZ 28 (1967) 6, S. 218–222 [4] eigene Untersuchungen der BMW [5] Meyer, B.; Gustafsson, S.: Rationelle und effektive Kurbelwellenfertigung. In: Werkstatt und Betrieb 125 (1992) 5, S. 347–350 [6] Sonnenschein, T.; Trapp, H. G.; Walter, H.: Gegossene Kurbelwellen. In: MTZ 30 (1969) 9, S. 329–338 [7] Schütz, W.: Kugelstrahlen zur Verbesserung der Schwingfestigkeit von Bauteilen. In: Zeitschrift für Werkstofftechnik 17 (1986), S. 53–61 [8] Rollmann, J.; Kaiser, B.; Kloos, K. H.; Berger, C.: Werkstoffeigenschaften gehärteter Stähle nach Kurzzeitaustenitisierung. In: HTM Härterei-Technische Mitteilungen 51 (1996) 3, S. 155–161 [9] Sonsino, C. M.; Kaufmann, H.; Engels, A.: Schwingfestigkeit von randschicht-nachbehandelten duktilen Gusseisenwerkstoffen unter konstanten und zufallartigen Belastungen. In: konstruieren + giessen 24 (1999) Nr. 4, S. 4–16 [10] Ebel, B.; Kirsch, U.; Metzner, F. T.: Fünfzylindermotor von Volkswagen. In: MTZ 59 (1998) 1, S. 8-19

[11] Lang, O. R.: Formzahlen von Kurbelwellen. In: MTZ 29 (1968) 3, S. 91–95 [12] Maass, H.: Die Formziffer a und ihre Anwendung bei kombinierter Beanspruchung der Kurbelwelle. In: MTZ 28 (1967) 2, S. 44–50 [13] Schadewald, I.; Heermant, C.; Dengel, D.: Martenshärteprüfung. In: HTM Härterei-Technische Mitteilungen 56 (2001) 4, S. 236–241 [14] Eberhard, A.: Einfluss der Formgebung auf die Spannungsverteilung von Kurbelkröpfungen mit Längsbohrungen. In: MTZ 34 (1973) 7+9, S. 205–210 und 303–308 [15] Jung, U.; Schaal, R.; Berger, C.; Reinig, H.-W.; Traiser, H.: Berechnung der Schwingfestigkeit festgewalzter Kurbelwellen. In: Mat.-wiss. und Werkstofftechnik 29 (1998), S. 569–572 [16] Sonsino, C. M.; Grubiic, V.: Hochwertige Gussbauteile – Forderungen zur Betriebsfestigkeit. In: konstruieren + gießen Nr. 20 (1995), S. 27–42 [17] Dieterle, U., Bleck,J.: Dross bei Serienteilen aus Gusseisen mit Kugelgraphit. In: Gießerei 86 (1999) 2, S.44–47 [18] Hummer, R., Kerber, H., Bührig-Polaczek, A.: Eigenschaften getrennt gegossener Probestücke und tatsächliche Eigenschaften des Gussstückes aus Gusseisen mit Kugelgraphit. In konstruieren + gießen Nr. 27 (2002) Nr. 2, S. 11–17 [19] Bericht der Gerlach-Werke Homburg/Saar [20] Sonsino, C. M.; Kaufmann, H.: Schwingfestigkeit von festgewalzten, induktionsgehärteten sowie kombiniert behandelten Eisen-GraphitGußwerkstoffen unter konstanten und zufallsartigen Belastungen. In: Gießerei Forschung 3-1990, S. 110–121

For an English version of this article, see MTZ worldwide For information on subscriptions, just call us or send an email or fax.

MTZ

Vieweg Verlag Postfach 1546 D-65173 Wiesbaden Hotline 06 11/78 78-151 Fax 06 11/78 78-423 email: [email protected]

139