Wenn sich Gießereien für anorganische Form- oder Kernherstellungsverfahren interessieren, geschieht dieses meistens aus der Motivation heraus, hierdurch Emissionen reduzieren zu können. Tatsächlich ist der Einsatz von anorganischen Bindersystemen nicht nur für die Umwelt vorteilhaft.

So können im Serieneinsatz auch Vorteile in Produktivität und Qualität beobachtet werden. Der Einsatz des anorganischen Bindersystems Inotec erhöht nicht nur die Werkzeugverfügbarkeit z.B. durch geringeren Reinigungsaufwand von Kernkasten und Kokille, sondern reduziert wesentlich den Putzaufwand von Gussstücken, der maßgeblich von Kondensatanhaftungen abhängt. Eine ganz entscheidende Beobachtung war jedoch, dass nach dem Inotec-Verfahren hergestellte Gussstücke einen geringeren Anteil an Porositäten zeigen. Dieses war der Startpunkt für ein groß angelegtes Projekt, in dessen Rahmen der Einfluss des anorganischen Bindersystems auf die Werkstoffeigenschaften von typischen Zylinderkopf- und Blocklegierungen untersucht werden sollte.

In der Zusammenarbeit zwischen der Ashland-Südchemie-Kernfest GmbH, Hilden, und dem Österreichischen Gießerei-Institut in Leoben wurde hierfür ein aufwendiges Versuchskonzept entworfen. Neben der Simulation und der Konstruktion des eigens für diese Untersuchung entwickelten Werkzeugs, bestehend aus Kernkasten und Kokille, wurden auch metallographische Untersuchungen und die Ermittlung von statischen und dynamischen mechanischen Kennwerten durchgeführt. Die Abgüsse erfolgten mit Inotec-Kernen und Cold-Box-Kernen, die Ergebnisse wurden vergleichend bewertet.

Komplizierte Geometrien ausschießen

Anorganische Bindemittel haben eine lange Historie und werden in vielen Prozessen erfolgreich eingesetzt. Dennoch erlebt die Anorganik in der Gießerei eine Art Renaissance. Aber was genau unterscheidet Inotec von den klassischen Wasserglasbindern?
Die Basis des Binders ist nach wie vor ein Silicatsystem, ähnlich den klassischen Wassergläsern. Dieses bietet den Vorteil, dass außer Wasser keine Nebenprodukte bei der Kernherstellung oder beim Abguss freiwerden können und Emissionen, wie sie etwa im Bereich Cold-Box anfallen, der Vergangenheit angehören.
Der Einsatz klassischer Wassergläser beschränkt sich zumeist auf relativ einfache Geometrien. Gründe hierfür sind die schlechte Fließfähigkeit der Sandmischung und der Aushärtungsprozess mit CO2. Letzteres führt gleich zu zwei Nachteilen: geringe Endfestigkeiten und schlechterer Zerfall beim Abguss.

Inotec hingegen zeigt eine sehr hohe Fließfähigkeit, sodass auch komplizierte Geometrien, wie etwa filigrane Wassermäntel, gut ausgeschossen werden können. Die Aushärtung erfolgt über einen Trocknungsprozess, der den Einsatz beheizbarer Kernkästen (etwa 170°C) und einer Heißluftspülung voraussetzt.
Durch den Einsatz spezieller Additive, den sogenannten Promotoren, können Systemeigenschaften, wie etwa Sofortfestigkeiten, Gussoberflächenbeschaffenheit (kein Schlichten, kein Talkumieren notwendig) oder auch die thermische Beständigkeit, gezielt gesteuert werden. Im Serieneinsatz zeigen sich folgende Vorteile:

• Ökologie: keine Emissionen bei der Kernfertigung, emissionsarm beim Abguss,

• Qualität: keine Kondensatanhaftung am Gussteil, geringerer Putzaufwand,

• Ökonomie: sehr geringe Verschmutzung von Kernkasten und Kokille, daher sehr hohe Verfügbarkeit der Werkzeuge und höhere Gießausbringung,

• Technologie: verbesserte Werkstoffeigenschaften durch weniger Porositäten im Gussteil.

Das Grundkonzept sieht eine temperierbare, vertikal geteilte Kokille mit zwei symmetrisch angeordneten Formnestern, einem zentralen Einguss und Filter vor (Bilder 1 und 2). In ein Formnest wird ein Inotec-Kern und in das zweite ein Cold-Box-Kern eingelegt.
Die Kerne sind stufenförmig ausgebildet, der Abguss besteht aus vier Stufenplatten. Aus den Stufenplatten lässt sich der Einfluss unterschiedlicher Kernstärken, Gussteildicken und Bindersysteme auf die Gefügeausbildung und die mechanischen Eigenschaften vergleichend beurteilen.
Der Kernkasten zur Herstellung der Inotec- bzw. Cold-Box-Kerne ist entweder über Heizstäbe oder/und vollflächige Heizplatten temperierbar. Beim Kernschießen entweicht die Luft über Schlitzdüsen, die aufgrund der Heizplatten seitlich nach außen geführt werden müssen. Die Temperaturkontrolle bzw. Temperaturregelung erfolgt über ein Thermoelement in der Seitenwand des Kernkastens. Der Kern wird über zwei Kernschlösser in der Kokille positioniert und gegen Aufschwimmen gesichert.

Für den Inotec-Kern und den Cold-Box-Kern sind die spezifische Wärmekapazität cP, die thermische Ausdehnung Dl/l0 und die Temperaturleitfähigkeit α im Temperaturbereich von Raumtemperatur bis 800°C sowie die Dichte r bei Raumtemperatur gemessen worden. Aus den erhaltenen Daten waren die Wärmeleitfähigkeit l und die Dichte r als Funktion der Temperatur von Raumtemperatur bis 800°C zu berechnen. Diese thermophysikalischen Daten gingen direkt in die Formfüllungs- und Erstarrungssimulation mit Magmasoft 4.4 ein.

Bild 3 zeigt den Vergleich der Erstarrung bzw. der Erstarrungsgeschwindigkeit zwischen einem Inotec-Abguss links und dem Cold- Box-Abguss rechts (bereits erstarrte Bereiche sind ausgeblendet). An der farbcodierten Temperaturverteilung sieht man, dass die Schmelze des Abgusses mit dem Inotec-Kern zur selben Erstarrungszeit um etwa 5°C wärmer ist als jene beim Cold-Box-Kern. Der Unterschied in der lokalen Erstarrungszeit TE beträgt lediglich 1 bis 2 s. Die lokale Erstarrungszeit bestimmt über den Zusammenhang SDAS = k*TE 1/3, wobei k eine Werkstoffkonstante ist, maßgeblich den Sekundärdendritenarmabstand SDAS. Ein geringer SDAS führt im Allgemeinen zu guten statischen und dynamischen mechanischen Eigenschaften. Da jedoch der ohnehin schon marginale Unterschied in der lokalen Erstarrungszeit wie beschrieben nur über die 3. Wurzel in den SDAS eingeht, sind die zu erwartenden Auswirkungen auf diesen als gering einzuschätzen.

Keine Rauch- und Geruchsentwicklung

Im Widerstandstiegelofen wurden 150 kg der Legierung EN AC-Al Si7Mg0,3 chargiert und bis zur Gießtemperatur von 730°C ± 5°C erwärmt. Nach dem Aufschmelzen erfolgte die Schmelzereinigung durch eine Rotationsentgasung (Impeller). Die Schmelze wurde mit Argon für 6 min gespült, die Durchflussmenge betrug 6 l/min. Die Überprüfung der Schmelzequalität erfolgte mittels Unterdruckdichteprüfung, der Dichteindex betrug 1,2%. Die Schmelzequalität entspricht somit dem Stand der Technik, die Schmelze ist weitgehend frei von Wasserstoff und Oxiden. Die im Gussteil auftretenden Porositäten stehen somit in keinem ursächlichen Zusammenhang mit der Schmelzequalität und resultieren ausschließlich aus den freiwerdenden Kerngasen.

Die auf der Kokillengießmaschine aufgespannten Seitenteile sowie die Bodenplatte wurden mit isolierender Zirconoxidschlichte geschlichtet (Bild 4). Die beiden Seiten der Doppelstufenkokille wurden mit Hilfe eines Zweikreistemperiergerätes auf 280°C ± 5°C vorgewärmt. Die Kokillentemperatur wurde während der Abgüsse über vier Typ K-Mantelthermoelemente Kl. I kalibriert und kontrolliert. Die Thermoelemente wurden in Bohrungen, die im Abstand von 5 mm von der Innenkontur und mittig an der Kokillenwand positioniert sind, appliziert.
Zur Erzielung konstanter und reproduzierbarer Abgießbedingungen wurde die Form immer dann geöffnet und die Probe entnommen, wenn die Kokillentemperatur nach Überschreiten eines Temperaturmaximums auf 320°C gefallen war. Der nächste Abguss erfolgte erst, als die Kokille mittels Heiz-Kühlgerät auf 280°C gekühlt worden war. Somit ergaben sich regelmäßige Zykluszeiten von etwa 360 s.

Wie bereits in der Simulation wurde der Inotec-Kern immer links und der Cold-Box-Kern rechts in der Kokille positioniert. Bei der ersten Abgussserie wurden die Kerne eingegossen, d.h., sie hatten freien Kontakt mit der Umgebung. Für die zweite Gießkampagne wurden die Kerne an der letzten Stufe knapp über dem Kernschloss abgeschnitten und dann vollständig eingegossen (Bild 5).

Besonders auffällig bei den Abgüssen war die starke Rauchentwicklung der Cold-Box-Kerne (Bild 6). Im Gegensatz dazu entstand bei den Inotec-Kernen keine Rauch- und Geruchsentwicklung. An den Kokillenflanken bildete sich bei jenem Formnest, bei dem die Cold-Box-Kerne eingelegt wurden, bereits nach 15 Abgüssen eine Harzschicht aus organischen Kondensaten (Bild 7). Im Vergleich dazu sind auf der Kokille im Bereich der eingelegten Inotec-Kerne nur geringe Ablagerungen festzustellen (Bild 7). Als Folge der starken Verharzungen müssen die Wartungsintervalle der Werkzeuge in Betrieb bei der Verwendung von Cold-Box-Kernen verringert werden.

Gute mechanische Eigenschaften

Das Gefüge der untersuchten Schliffe ist charakteristisch für diese Legierung und besteht aus dem hellen α-Primärmischkristall und dem (α+Si)-Eutektikum. Im Gefüge finden sich weiterhin vereinzelt eisenreiche Ausscheidungen in Form von Nadeln Al5FeSi und in „chinese script form“ Al15(FeMn)3Si2, wie sie jedoch zu erwarten und üblich sind. Das eutektische Silicium ist voll veredelt und durch das Lösungsglühen im Zuge der T6-Wärmebehandlung globulitisch eingeformt.
Der Sekundärdendritenarmabstand (SDAS) wurde an jeder Stufe kernseitig gemessen, er liegt in Abhängigkeit von der Wandstärke zwischen 27 μm und 40 μm und ist in der üblichen Größenordnung für Kokillengussstücke dieser Geometrie.

Der SDAS wird in erster Linie von der lokalen Erstarrungszeit beeinflusst (SDAS = k*tE 1/3 [1]), dieser Vorgang ist durch Reifungsprozesse bestimmt. Ein kleiner SDAS entsteht somit durch eine rasche Erstarrung, er gewährleistet gute mechanische Eigenschaften und unterstützt zusätzlich die Veredelung. Die Unterschiede im Dendritenarmabstand betragen maximal 1 μm. Diese minimale Differenz liegt unter der Messgenauigkeit. Die Ergebnisse für den SADS sind als identisch zu bewerten. Die geringfügig schlechtere Temperaturleitfähigkeit der Inotec-Kerne führte zu

keiner messbaren Verschlechterung beim Sekundärdendritenarmabstand (Bild 8).

Für die Gefügeuntersuchungen wurden aus den Stufenplatten metallographische Proben aus jeder Stufe ausgearbeitet, in Kunstharz eingebettet, geschliffen und poliert. Zur Ermittlung der Porosität wurde ein quantitatives Bildanalysesystem, analySISFive, verwendet.
Die Auswertung der Porosität erfolgte in Anlehnung an das VDG-Merkblatt P 201 „Volumendefizite von Gussstücken aus Nichteisenmetallen“ anhand der Gefügebilder, die bei definierter 25-facher Vergrößerung aufgenommen wurden. Die Bilder wurden in 8-bit-Graustufenbilder konvertiert, und die Porosität wurde über die Definition eines Grau-Schwellwertes bestimmt. Dabei werden die detektierten Poren im Bild rot eingefärbt und die Flächenanteile in Bezug auf den Detektionsrahmen (ROI – Region of Interest) prozentuell ausgewertet. Die jeweiligen ROI´s sind dabei so zu wählen, dass sie eine maximale Fläche abdecken und sich möglichst der Außenkontur der Teilbereiche anpassen.

Der auf die Fläche bezogene Porenanteil liegt für Abgüsse mit Inotec-Kernen im Durchschnitt unter 0,05% und für Abgüsse mit Cold-Box-Kernen bei 0,2%. Die Abgüsse mit Cold-Box-Kernen haben in allen Wandstärken höhere oder wie im Fall der 30-mm-Stufe bestenfalls gleiche Porositäten wie die Inotec-Kerne (Bild 9). Die Volumendefizite sind überwiegend als Gasporen zu bewerten (Bild 10).

Höhere Zugfestigkeit und Dehnung

Für die Zugprüfung wurden aus jeder Stufe der eingegossenen Variante und zentral aus der umgossenen Variante Zugproben nach DIN 50125 – B8x40 bzw. B4x20 (für die Stufe mit 5 mm Wanddicke) ausgearbeitet und im anschließenden Zugversuch nach EN 10002-1 auf einer Universalprüfmaschine die 0,2%-Dehngrenze Rp0,2%, die Zugfestigkeit Rm und die Bruchdehnung
A ermittelt.
Die Ergebnisse für die Zugfestigkeit, die Dehngrenze und die Bruchdehnung liegen für alle Proben über den in der Norm EN 1706:1998 definierten Mindestwerten für aus dem Gussstück entnommene Probestäbe.
Vergleicht man die Ergebnisse als Mittel über alle Stufen, so ergibt sich im Fall der eingegossenen Kerne eine geringfügig höhere Zugfestigkeit und eine deutlich höhere Dehnung, bei annähernd gleicher Dehngrenze für die Abgüsse mit den Inotec-Kernen (Bild 11).

Die Ergebnisse für die umgossenen Kerne haben dieselbe Tendenz, also höhere Bruchdehnung und Zugfestigkeit beim Inotec-Kern (Bild 12). Bei den Proben, die aus dem dickwandigen Bereich entnommen wurden, sind die Werte insgesamt etwas niedriger als bei den umgossenen Kernen.

Der Einfluss der Porosität auf die mechanischen Eigenschaften zeigt sich deutlich in Bild 13, die Zugproben wurden aus dem gleichen Abguss, je eine aus dem Inotec-Teil und eine aus dem Cold-Box-Teil, entnommen. Im linearelastischen Bereich sind die Spannungsdehnungskurven identisch. Auch im plastischen Bereich verlaufen die Kurven deckungsgleich bis zum Bruch der Probe aus dem Abguss mit eingelegtem Ino-tec-Kern. Aufgrund der niedrigeren Porosität erreicht die Inotec-Probe jedoch eine signifikant höhere Bruchdehnung und damit einhergehend mit der ansteigenden Kaltverfestigung auch eine höhere Zugfestigkeit.

Vorteile für Berechnung und Auslegung von Gussteilen

Aus den Abgüssen der Doppelstufenplattenkokille wurden aus den Inotec- und den Cold-Box-Abgüssen je 20 UBWProben ausgearbeitet. Im anschließenden Dauerschwingversuch nach DIN 50113 bei Raumtemperatur wurde bei einer Frequenz von 200 Hz und einem Spannungsverhältnis R = -1 die Wöhlerkurve für eine Grenzlastspielzahl von 5*107 Lastwechseln ermittelt.
Über eine log-Normalverteilung wurden Versagenswahrscheinlichkeiten für 10, 50 und 90% berechnet. Aus dem Verhältnis der Werte für 90%ige und 10%ige Versagenswahrscheinlichkeit
ergibt sich die Streuung T.
Die Auswertung (Bild 14) zeigt für die 50%ige Versagenswahrscheinlichkeit eine um 3 MPa höhere Schwingfestigkeit für die Proben aus den Abgüssen mit den Inotec-Kernen. Eklatant ist der Unterschied in der Streuung. Als Folge der sehr gleichmäßigen Gussqualität ist die Streuung beider Inotec-Proben deutlich geringer, während die Ergebnisse für die Cold-Box-Proben eindeutig von der Porosität abhängen. Proben mit niedriger Porosität erzielen quasi identische Werte wie die Inotec-Proben, bei Proben mit erhöhter Porosität fällt die Schwingfestigkeit stark ab.

Die Folgen dieser Streuung erschweren die Auslegung von Bauteilen, da diese in den Berechnungen zu berücksichtigen ist. Letztendlich ist somit ein höherer Sicherheitsfaktor notwendig, die Gussteile werden teurer und schwerer. Augenscheinlich waren bei den Abgüssen die starken Emissionen der Cold-Box-Kerne. Die Emissionen des Inotec-Kerns sind signifikant geringer, und es ist praktisch keine Beeinträchtigung der Umgebung durch Rauch- und/oder Geruchsfreisetzung zu beobachten.

Auffällig war auch, dass sich an den Formnestern, in denen die Cold-Box-Kerne eingelegt waren, bereits nach wenigen Abgüssen eine Harzschicht aus organischen Kondensaten an den Kokillenflanken bildete. Im Gegensatz dazu hatten jene Formnester mit den eingelegten Inotec-Kernen nur geringe Ablagerungen nach gleicher Anzahl an Abgüssen. Die Folgen sind ein erhöhter Reinigungsaufwand für die Kokille und höhere Putzkosten für Gussteile mit Cold-Box-Kernen. Die Abgüsse mit Inotec-Kernen haben in allen Wandstärken deutlich geringere oder schlechtestenfalls gleiche Porositäten als jene mit Cold-Box-Kernen. Die Volumendefizite sind überwiegend als Gasporen zu bewerten. Insgesamt ist der auf die Fläche bezogene Porenanteil für alle Abgüsse beider Kernvarianten als gering zu bezeichnen, und es ist aufgrund der guten Schmelzequalität davon auszugehen, dass die Porositäten ausschließlich durch Kerngase verursacht werden.
Die Ergebnisse für den Sekundärdendritenarmabstand (SADS) sind als identisch zu bewerten. Die geringfügig schlechtere Temperaturleitfähigkeit der Inotec-Kerne führte zu keiner messbaren Verschlechterung beim Sekundärdendritenarmabstand.
Die Dehnung und die Zugfestigkeit sind bei den Abgüssen mit eingelegten Inotec-Kernen im eingegossenen und im umgossenen Fall höher als bei den Cold-Box-Varianten, die Dehngrenzen sind etwa gleich hoch.
Die Schwingfestigkeit ist bei den Abgüssen mit Inotec-Kernen ebenfalls höher als bei jenen mit Cold-Box-Kernen. Die Streuung der Inotec-Proben war als Folge der gleichmäßigeren Gussteilqualität deutlich geringer. Dadurch ergeben sich zukünftig deutliche Vorteile für die Berechnung und Auslegung von Gussteilen.

Thomas Pabel, Christian Kneißl, Österreichisches Gießerei-Institut, ÖGI, Leoben/ Österreich, Jörg Brotzki, Jens Müller, Ashland-Südchemie-Kernfest GmbH, Hilden

Literatur
[1] Kurz, W.; Fisher, D. J.: Fundamentals of Solidification, 4th Revised edition, Trans Tech Publications
Ltd., Switzerland, 1998, S. 85.

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