Analysis of Energy Requirements in Thermochemical Heat Treatment Using the Example of Gas Nitriding

1 Introduction

The continuous growth of the world’s population inevitably leads to an increased demand in resources. In addition to tangible goods such as physical products, this also includes intangible goods such as technology development. Regardless of the sector, energy consumption is constantly increasing as a result of this development [1]. In addition to all the other challenges arising from population growth, environmental pollution from anthropogenic and technical sources is also increasing proportionally. As probably the most important indicator, CO₂ emissions provide direct and indirect information about the anthropogenic impact on the environment. The CO₂ content in the earth’s atmosphere is currently approx. 0.04 % by vol.-% [2]. This has risen continuously since the middle of the 20^th century from 280 ppm CO₂. CO₂ accounts for 9–26 % of the natural greenhouse effect. At the same time, the average temperature on the planet is also rising [3]. In addition to CO₂, nitrogen oxides are another gas species relevant to industry that contribute to the greenhouse effect [4].

At the end of the 20^th century, the industrialized nations discussed possible restrictions regarding climate protection at the climate summit in Kyoto. Building on this, the European Union set the ‘1.5 °C target’, which aims to limit the global temperature rise to a maximum of 1.5 °C by 2050. To ensure that this target can be achieved sustainably, limits on the emission of greenhouse gases, above all CO₂, were established in the early 2000s [5]. Industrial companies now have to compensate for the amount of greenhouse gases they emit. Offsetting can be carried out in different ways: For example, it is possible to verify the amount of carbon dioxide emitted by purchasing CO₂ certificates. Certificates can be purchased by companies and legitimize the emission of a certain amount of greenhouse gases. This not only promotes the intrinsic motivation to produce CO₂ neutrally, for the sake of the cause alone, but also in terms of costs [6]. When certificates are purchased, the regulation of emissions takes place at international level. The subsidies acquired are reinvested in the implementation of climate policy projects, such the expansion of renewable energies. In contrast to economic compensation, emissions can also be offset by means of ecological compensation (e. g., planting trees or supporting ecological development projects) [7].

While the compensation measures provide an economic incentive for more sustainable and climate-neutral production, other cost drivers are shaping the expansion of such technologies. However, these cost drivers have been subject to change in recent decades. At the beginning of the 2000s, the main cost driver was still the procurement of primary energy. Despite a low purchase price compared to current energy prices, it offered companies a certain savings potential. This industrial self-image for more sustainable production has undergone an almost complete transformation over the past two decades. In addition to the cost of procuring primary energy, which is constantly increasing, today’s relevant cost drivers are primarily the costs of CO₂ neutral production. These include not only the costs of emissions trading, but also the costs of compensation measures. The cost of emissions certificates has risen significantly since 2018 to over 90 € per ton of CO₂ [6, 9]. The introduction of a sustainable, “green” corporate strategy is therefore becoming increasingly important, and not just from a strategic perspective.

Figure 1 shows the primary energy consumption of the manufacturing industry, broken down by sector. The metals and metal products sectors had a total primary energy consumption of 751.8 PJ in 2019, which corresponds to 1.1 PWh. This means that the metal processing industry consumed around 20 % of primary energy in German industry. Only the chemical industry (approx. 33 %) has a larger share.

Fig. 1

Shares of the sectors in primary energy consumption in the manufacturing industry 2019 – taken from [10]

Bild 1. Anteile der Sektoren am Primärenergieverbrauch des verarbeitenden Gewerbes 2019 – entnommen aus [10]

A typical process chain for metallic components consists of several sub-processes. After primary forming, either pouring the molten metal from the blast furnace or electro-slag remelting for scrap recycling, forming and initial heat treatment follow. The subsequent soft machining is followed by further heat treatment to adjust the basic structure and hard finishing, this time close to the final component. This is followed by thermochemical heat treatment to adjust the performance properties [11]. The primary forming and heat treatment are considered to be the main cause of increasing energy consumption [12].

In fact, especially during heat treatment, energy only needs to be introduced when the temperature increases. In simplified terms, it can be assumed that the amount of energy introduced during the temperature holding periods is purely for loss compensation. A reduction in power losses is therefore fundamental to increasing energy and resource efficiency. This can be achieved by developing new approaches and technical solutions, taking into account the identification of essential consumers and components of furnace systems for industrial heat treatment.

Despite advancing digitalization in all branches of industry, the determination of separate energy measurement data per process chain step or for different variants of such a step is not yet state of the art. However, the recording of energy requirements of different types of systems and the comprehensible analysis of energy flows in heat treatment systems are the essential basis for an effective assessment of actual requirements.

2 Thermochemical heat treatment: Nitriding

The heat treatment of ferrous materials is of great importance in the process chain, as in addition to performance properties at the end of the process chain, processes are also used to adjust the strength for efficient machining processes during subtractive manufacturing.

For example, the forge-hard component usually cannot be assigned the functional properties required for industrial use. Nor can machining be carried out with maximum efficiency in terms of series production if the component properties are not optimally matched. The material properties are adjusted and optimized through heat treatment. The required properties such as wear resistance and surface hardness are often achieved with thermal or thermochemical heat treatments in the production of automotive powertrain components. These can affect the entire component cross-section or only the surface layer. Surface layer heat treatments such as case hardening are carried out above the austenitizing temperature of steel [13]. For these processes, it is necessary to work with an allowance of the components, as at these temperatures a thermal and phase transformation-induced dimensional and shape change usually occurs [14]. In order to guarantee dimensional and shape tolerances with the same wear properties, a lower temperature level is often sought for distortion-critical components. Nitriding and its process variants have been established in industry as a relevant alternative for surface layer hardening processes [15].

Nitriding is a diffusion-controlled process that takes place in the temperature range between 480–590 °C in a nitrogen-donating atmosphere. In gas nitriding, the gas atmosphere usually contains molecular nitrogen, ammonia and molecular hydrogen. The ammonia is used here as a nitrogen donor, as breaking the hydrogen bonds requires less energy than breaking a monoatomic molecular bond. The process temperature is below the austenitizing temperature for steel, so that no thermally induced phase transformation takes place and distortion is significantly reduced [16].

The diffusion of atomic nitrogen as an interstitial element causes a gradient from the surface to the depth of the component. This creates a significant surface layer characteristic for nitriding, consisting of an iron nitride compound layer close to the surface and a diffusion zone underneath. In addition to the nitrogen supply in the atmosphere, the specific solubility of the nitrogen in the iron matrix is a driving force for micro-structure/phase formation. The formation of iron nitrides depending on the treatment parameters can be estimated using the Lehrer diagram [17]. The compound layer growth starts after exceeding the solubility limit of nitrogen with the formation of γ’-iron nitrides [18]. Further phase formation is strongly dependent on the prevailing nitrogen supply. If this is sufficiently high before the γ’-iron nitride layer is fully formed, the γ’-nuclei serve to form ε-iron nitrides. In steel alloys, γ’- and ε-nitrides are often mixed with corresponding carbonitrides. In addition, porosity can often be detected in the near-surface areas of the compound layer. One of the most common explanations given is the formation of molecular nitrogen gas [19]. A diffusion zone is typically formed below the compound layer, which is responsible for the mechanical behavior of the nitrided components. In the diffusion zone, the nitrogen forms nitride precipitates with the alloying elements of the steel, resulting in an increase in strength through precipitation hardening. According to the laws of diffusion, the hardening depths increase in proportion to the square root of the treatment duration, so that in addition to the treatment temperature, the treatment duration is decisive for the achievable diffusion depths. The diffusion rate of nitrogen in the iron matrix is low. The process duration for high hardening depths therefore increases significantly [20].

The process gas atmosphere essentially consists of hydrogen (H₂), nitrogen (N₂) and ammonia (NH₃). The atmosphere in gas nitriding processes is controlled using the nitriding potential. The nitriding potential is defined according to equation (1) as the partial pressure ratio of ammonia and hydrogen. In practice, the ratio is adjusted by adding cracked ammonia. For this purpose, a process gas cracker is used, which splits the ammonia into primarily H₂ and N₂ before it is added to the process atmosphere. Ammonia gas is used to increase the activity and adjust the nitriding potential K_N as a control parameter. The partial pressure ratio of the two atmospheric components can be used in particular to control the composition of the nitriding layer and the formation of the different phases [21].

In order to correlate the energy parameters with achievable hardening depths, it is therefore essential to examine and understand the “heat treatment furnace” system in detail. In the following, an exemplary selected industrial gas nitriding process is examined in terms of energy and the consumers for a heat treatment furnace system are separated. The influence of each consumer will be highlighted and possible potential for increasing energy efficiency will be evaluated.

3 Research methods

3.1 Nitriding furnace system

The focus of the investigations presented here was on a retort furnace system for nitriding and nitrocarburizing in a horizontal design. The furnace is electrically heated with a connected power of 175 kVA and a nominal heating capacity of 120 kVA. A standard industrial gas nitriding process with a duration of 72 h and a treatment temperature of 550 °C was examined as a reference for energy consumption values. The furnace load corresponded to the maximum utilization for a process. The front view of the furnace system is shown in Figure 2. The gas tableau (no. 1) is on the left-hand side of the picture, and the ammonia cracker (no. 2) is shown in the upper right-hand area. Other interesting consumers, such as the vacuum pump and the gas fan, are located in the rear periphery of the system or as installations inside the furnace chamber.

Fig. 2

Front view of an industrial nitriding furnace. The ammonia pre-splitter can be seen in the upper right-hand area of the picture (2), while the gas panel adjoins the Furnace on the left-hand side (1). The gas extraction system is located in the center background of the upper part of the picture

Bild 2. Frontansicht einer Industrieofenanlage zum Nitrieren. Im rechten oberen Bereich des Bildes (2) ist der Ammoniak-Vorspalter zu erkennen, linksseitig schließt das Gastableau an den Ofen an (1). Zentral im Hintergrund des oberen Bildbereichs findet sich die Gasabsaugung

4 Results

4.1 Energy measurements

Figure 3 shows the Sankey diagram for the consumption of electrical energy during a gas nitriding process in the horizontal retort furnace under consideration. Due to the process control, thermal waste gas utilization subsequently after the nitriding furnace is necessary. The propane gas required for this and the energy content from this are considered separately and are not included in the considerations shown here.

Fig. 3

Energy flow diagram of a 72 h gas nitriding process in a nitriding furnace with horizontal retort. The diagram shows that the highest consumption is caused by the furnace heating

Bild 3. Energieflussdiagramm eines 72 h-Gasnitrierprozess in einem Nitrierofen mit horizontaler Retorte. Aus der Darstellung wird ersichtlich, dass der höchste Verbrauch durch die Ofenheizung entsteht

The total demand for electrical energy was recorded at 1273 kWh. This was determined at six measuring points. The furnace heating, the process gas cracker, the gas fan, the door flange cooling pump, the internal cooling fan and the vacuum pump were identified as the relevant major consumers before the test was carried out. The furnace heating system required 1006 kWh of energy for the entire process. The consumption is examined in more detail below.

The primary use of these types of industrial furnaces, the heat treatment of components, requires a small amount of electricity.

Taking into account the heat capacity of the material (15 kWh) and the composite process gas (9 kWh), 24 kWh of electrical energy is consumed for heating by the heating system. This corresponds to 1.9 % of the energy input. A further 82 kWh is required during the heating of the furnace mass and the internals such as the charging rack and retort. This results in a required energy consumption of 106 kWh of electrical energy (8.3 % of the total electrical consumption). The determination of the energy input for heating the furnace components is based on the assumption of thermodynamic equilibrium. It is assumed that the components are no longer subject to temperature fluctuations once the process temperature has been reached and therefore no longer consume any energy.

Subsequently, it was necessary to identify further energy flows and consumption during the process so that measures to increase efficiency can be derived. Based on the assumption that when thermodynamic equilibrium is reached, only a small amount of energy still needs to be supplied to the furnace, it can be deduced that the 900 kWh of energy consumed for heating during the overall process is predominantly dissipated. The total energy is divided into two power loss components. These include the losses due to active cooling (517 kWh) of the sealing surfaces, which are generally equipped with water cooling to maintain their function. Furthermore, the insulation materials and the insulation structure are selected to minimize losses due to heat transfer through the wall. As a minimum, the gradient in the insulation must be such that the surface temperature of the furnace wall does not exceed 60 °C. Depending on the duration of the process, it can be assumed that an equilibrium with a constant heat flow and static gradient will be reached after a certain period of time, depending on the insulation system installed. Until this state is reached, the energy is still used to heat the insulation material. In the model process under consideration, a contribution of 383 kWh of wall loss was attributed to this process as well as to the loss share via the surface, which was assumed to be a radiator with a surface temperature of 60 °C.

Another auxiliary unit with a large energy share in the process is the process gas cracker, which produces hydrogen and nitrogen from ammonia by thermal splitting for atmosphere control. The process gas cracker provides cracked gas at any time during the process. The cracked gas is used as the basis for control and the nitriding potential is set via the addition of non-cracked ammonia. The process gas splitter is operated at constant power, so that a total of 157 kWh of electrical energy is consumed during the model process. In most cases, a resistance heater is used for this purpose.

Other smaller consumers that were identified were the gas fan, whose energy consumption was determined to be 63 kWh. The pump for circulating the cooling water in the door flange cooling system required 26 kWh of electrical energy. In addition, the cooling air fan consumed 18 kWh and the vacuum pump 3 kWh of electrical energy.

4.2 Thermographic analysis

Due to the temperature difference between the furnace surface and the treatment chamber, there is a heat flow from the treatment chamber through the insulation to the furnace surface. The inertia of the gas nitriding process makes it possible to assume constant heat losses over the duration of the process. Safety regulations limit the maximum temperature that a touchable surface may have to 60 °C [24].

Figure 4 shows two different views and areas of the furnace system under investigation, recorded with an infrared camera. Infrared detection (IR) enables temperatures to be recorded using the waves emitted in the infrared range. The values determined are mapped in two color schemes using false color representations, with light areas indicating high temperatures and dark areas indicating low temperatures. The thermographic analysis provides information about the temperature distribution within the thermal insulation. The frontal view of the heat treatment system in section a shows the furnace front, in which the contour of the furnace door is clearly visible as a light circle, as well as the cracked gas generator in the top right-hand area. The furnace door has temperatures in the range between 44.8 °C and 83.3 °C. The surface temperatures of the process gas cracker are higher in comparison, as can be seen at the measuring point 111.3 °C as an example. In 4b, the temperature is determined as an example for a free section of the outer surface of the furnace. The shown 52.3 °C are exemplary for free surfaces of a nitriding furnace system.

Fig. 4

Thermographic image of the heat treatment furnace system: a) shows the front of the furnace with prominent temperature points and the process gas splitter, b) shows a selected side surface with a representative surface temperature. The temperature color scale is shown on the right

Bild 4. Thermografische Aufnahme der Wärmebehandlungsofenanlage: a) zeigt die Ofenfront mit markanten Temperaturpunkten sowie dem Prozessgasspalter, b) zeigt eine ausgewählte Seitenfläche mit einer repräsentativen Oberflächentemperatur. Rechts ist die Temperatur-Farbskala eingefügt

The process gas cracker was considered separately due to the high surface temperatures compared to the furnace system. The thermography is shown in Figure 5. Clearly increased surface temperatures between 60 °C and 90 °C can be seen. The cooling area in the middle of the surface can also be seen.

Fig. 5

IR image of the ammonia pre-splitter in an exposed position. The surface temperatures in the steady state average approx. 80 °C

Bild 5. IR-Aufnahme des Ammoniak-Vorspalters in exponierter Lage. Die Oberflächentemperaturen im eingeschwungenen Zustand betragen durchschnittlich ca. 80 °C

Figure 6a shows the rear of the furnace. In the center of the figure, the electric motor of the circulation can be seen as a dark area (measuring point 23.2 °C). The hotspot in this image is slightly off center and has a slightly higher temperature than the 101.1 °C shown. In addition to the mean value of the profile drawn (76.4 °C), the upper measuring point (72.3 °C) was also selected to describe and determine the average temperature for this image area. As there is often only a small free surface in practice, Figure 6b shows the typical surface view. Numerous superstructures and cable ducts are located above the insulation layers and the surface. As the temperature measurement at these points is neither representative nor trivial, exemplary and representative surface areas were selected for this work in order to determine the average temperature there.

Fig. 6

Thermographic image of a) the rear of the heat treatment furnace with probe and shaft feedthroughs and b) the right-hand side of the furnace with pneumatic valves

Bild 6. Thermografie-Aufnahme a) der Rückseite des Wärmebehandlungsofens mit Sonden- und Wellendurchführungen sowie b) der rechten Ofenseite mit Pneumatikventilen

5 Discussion

To enable an assessment of the individual gas nitriding process, the energy analysis was based on the electrical energy used and the energy content from the thermal waste gas utilization, whereby the electrical energy was determined directly at the necessary points in the electrical cabinet.

As the heat treatment furnace under investigation is heated electrically, it was assumed that the heating of the furnace system has a significant influence on energy consumption. This conclusion can be confirmed on the basis of the Sankey diagram. However, only a small proportion of the electrical energy introduced is physically required. The amount of energy required to heat the components and gases to treatment temperature is referred to as physically necessary. The necessity results from the specific heat capacity (c_p) of the component material, the process gases as well as the mass of both and the process temperature to be reached. As the heat capacity is specific to a material, the heat treatment of different materials results in different energy requirements. For the components treated here, a c_p value of 500 J/(kg × K) and a treatment temperature of 550 °C were used. Different energy requirements can arise for different materials. However, as the overall treatment result is the main focus, it can be assumed that the energy consumption for the same process variants with different materials changes less significantly than for other processes.

Due to the low mass of the process gases, the heating of the process atmosphere does not significantly affect the energy balance. The amount of heat required during the heating of the process atmosphere was determined for the Sankey diagram shown in Figure 3 over the entire process duration. It was assumed that the nitriding atmosphere consisted exclusively of ammonia. The specific heat capacity for ammonia is 2060 J/(kg × K). Taking into account a volume flow of 600 l/h, the values determined above are obtained. It should be mentioned at this point that the volume flow of ammonia when used can vary significantly in this type of industrial plant and that the ammonia volume flow selected here is clearly based on the lower limit for industrial processes. The overall balance did not take into account the fact that the continuous discharge of the process gas also removes energy from the process. Due to the low mass of the process gas, this proportion can be estimated as rather low.

In addition to the amount of energy physically required to heat the components and the process gases, furnace internals that are not necessary for the actual process success are also heated and held at temperature. First and foremost is the charging equipment. The rack and associated components are also heated and held at temperature. This was calculated with a share of 10 kWh. The batch material is heated indirectly by means of radiant heat via resistance coils located outside the treatment room. As a result, other installations such as the gas conduction cylinder and the furnace retort as well as all brackets and struts are also inevitably heated. With a mass of approx. 1000 kg, an energy share of 72 kWh is introduced here. It should also be noted that the requirements shown here were determined on the basis of thermodynamic equilibrium. This means that the material-dependent heating capacities are only required in the heating phase of the process, as there is no longer a temperature gradient after the temperature equalization between the treatment atmosphere (temperature) and the components. The evaluation of the thermographic analysis of the furnace surface thus confirms the statement made on the basis of the energy consumption measurement, that a significant proportion of the energy introduced is emitted as thermal power loss via the surface.

Verification of the thermal power loss appears non-trivial at first, as the conversion of electrical energy into thermal energy cannot be measured directly. Thermographic measurement of the furnace systems during operation provides information on the proportionate dissipation. The existing temperature gradient between the process chamber temperature and the ambient air of the furnace system causes thermal energy to be emitted via the outer surface of the structure. This can be estimated with the help of the furnace surface. Since, in addition to convective heat transfer, thermal radiation must also be taken into account here, so to determine this form of energy is not trivial and can only be estimated well at best. The majority of the electrical energy required is converted into thermal energy. Due to safety restrictions and material-specific conditions for sealing materials, the door flange and pipe penetrations in particular must be actively cooled by the insulating layers. Polymeric sealing materials, such as those used for flange seals, can withstand temperatures of up to approx. 90 °C.

Due to its design, the furnace door closes the gas conduction cylinder using the plug principle. This means that the energy is transferred by heat conduction. Active dissipation of the heat energy is therefore essential. Although the insulation layer contributes to the thermal emission of the surface, ultimately only a compromise can be found between the controllability of the process and the thermal energy emitted. With increasing optimization of temperature maintenance, the need for active energy dissipation becomes equally, if not more, important. The controllability is directly dependent on the possibility of heat dissipation from the furnace system. One way of intervening in the heat transfer is the choice of construction materials used. In addition to single-material systems, e. g., the use of Inconel alloys for the furnace retorts, a multi-material mix in the area of the stopper cover could minimize heat transfer. This artificially creates heat transfer areas that could have an insulating effect with altered and increased heat transfer coefficients.

Thermographic analysis can be used to determine the surface temperature of the furnace system at almost any point. Measurements in hard-to-reach places such as the gas control unit and, for example, on the underside of the furnace proved to be particularly challenging. It was not possible to take adequate measurements here, so the temperatures of the surfaces of these furnace peripherals were estimated on the basis of the other measurement data. The measured values appear to be reasonable in view of the active cooling of flange areas and safety restrictions. The free surfaces exhibit temperatures of 52 °C on average. These are below the 60 °C required for safety reasons, which is the maximum permitted due to contact protection. The areas directly adjacent to the flange cooling systems have higher temperatures. This is probably due to the thermal conduction of the construction materials and the temperature gradients associated with the cooling, which causes heat to build up on these surfaces. With regard to contact protection, it should be noted at this point that the temperature in the area of the furnace door is classified as too high. The values determined for the surface temperatures on the ammonia cracker are also classified as too high. This has temperatures of up to 90 °C. One possible step to legitimize the surface temperatures would be to enclose the furnace system within the production facility. This could prevent employees from being harmed during the nitriding process due to the increased temperatures. Another practical and easy-to-implement measure is the installation of protective plates or other contact protection measures in the relevant areas of the plant.

However, a general observation of the existing surface temperatures is unfortunately not possible in a straight forward way due to the system periphery. As can be seen from Figure 2, only a small part of the furnace surface is freely accessible. However, a heat flow can be estimated as radiant heat with the help of the furnace surface and the temperature. In practice, averaging the temperature over the furnace surface, depending on the design, has proven to be effective. The furnace type considered in this work has a surface area of A = 12 m². In view of the thermographic results, an average temperature of approx. 55 °C can be assumed on the furnace surface. This results in the heat radiation specified in the energy flow diagram over the process duration.

The operating temperature of the ammonia cracker is 1000 °C. Regulation of the cracker output does not correspond to the state of the art. The 157 kWh of electrical energy required for this is primarily made up of the heat emission from the generator surface and the associated maintenance of the temperature for cracking the ammonia. This becomes even clearer when looking at Figure 5. As with the nitriding furnace system, the IR image shows that the majority of the energy is dissipated as radiant emissions. The surface temperatures vary in a temperature range from approx. 60 °C to over 90 °C. It should be added at this point that the high surface temperatures occur at the locations of the exhaust air openings. This means that in addition to heat radiation, convective cooling of the system section also occurs. Due to the low mass flow and the resulting low specific heat capacity of the gases, the energy dissipation through the cracked gas volume flow is assumed to be insignificant, as is also the case with the furnace chamber.

Conventional gas circulation within the furnace chamber must be considered from an energy perspective in two ways. The electrical energy is transferred to the fan by the motor with the aid of a drive shaft through the insulation layer. This results in two energy sinks to be considered. In addition to the use of electrical energy for the rotational movement of the fan in the furnace chamber, the heat transfer of the drive unit from the furnace chamber to the environment must also be taken into account. The circulation of the gas phase is essential for gas nitriding, as the treatment results depend essentially on its homogeneity. An inhomogeneous distribution of the reactive substances also leads to inhomogeneous results within the batch. Therefore, in addition to the purely electrical energy, a portion of the thermal energy must also be considered, although this could not be evaluated in more detail. Although the proportion of electrical energy used for circulation is not significant in terms of overall energy consumption, energy could be saved by optimizing the system technology. It is conceivable to replace the conventional fan-based circulation system with a nozzle system for injecting process gas. The kinetic energy introduced by the nozzle system is defined by the process gas volume flow.

The consumption of the pump for door flange cooling, the gas fan and the vacuum pump are not considered to be significant in comparison, which is why they were not important in the further course of the optimization. It should also be mentioned that gas-assisted flaring systems are used in addition to the process gas. The treatment of the exhaust gas is a mandatory sub-process of thermochemical heat treatment. In addition to the formation of combustible gas mixtures, this also counteracts the emission of harmful ammonia from the process.

6 Summary

In the standard industrial gas nitriding process under consideration, 1273 kWh of electrical energy is required to operate the heat treatment furnace. A large proportion of the energy consumed (approx. 70 %) dissipates in surface emissions and energy components that are dissipated by the cooling system. These shares are pure power losses, which must be minimized for more efficient process control. The dissipation of the heating power as emitted heat radiation via the surface could only be avoided to a limited extent. The heat treatment process follows thermodynamics, resulting in a temperature gradient between the treatment chamber and the direct furnace environment. The gradient can be soaked flat by improved or multi-layer insulation, e.g., by layering different materials (fiber materials and microporous insulation materials). However, heating of the insulation layers cannot be prevented for long process times. From an energy point of view, the heating of the furnace components cannot be avoided with the current state of the art.

In addition to heating the furnace chamber, components and the component mass, the electrical temperature maintenance of the process gas cracker must also be taken into account in the energy analysis. In terms of safety, the process gas must be treated before it can be safely released into the production environment. For this purpose, the energy content of the exhaust gas itself is flared with natural gas-supported ring burners with flame formation. A more precise evaluation of the quantities of energy required there will have to be carried out in future tests so that a dedicated statement on the total energy required for a heat treatment process is possible.

An overall assessment of individual furnace systems does not seem trivial at present, despite the energy parameters determined. In addition to the energy sources ‘coolant’ and ‘compressed air’, which are usually provided centrally for a production facility, the electrical energy and gases required must also be considered. A more energy- and resource-efficient heat treatment therefore requires not only a deeper understanding of the mass transfer processes and temperature distribution, but also the sensible setting of system limits and an overview of the energy sources used in detail. In summary, it can be stated that where temperatures higher than room temperature are required, the proportionally highest energy consumption is determined.

1 Einleitung

Das fortwährende Wachstum der Weltbevölkerung führt unweigerlich zu einem erhöhten Ressourcenbedarf. Dazu zählen neben materiellen Gütern, wie physischen Produkten, auch immaterielle Güter, wie Technologieentwicklung. Unabhängig der Branchenzugehörigkeit steigt der Energieverbrauch im Zuge dieser Entwicklung stetig an [1]. Neben allen weiteren Herausforderungen, welche aus dem Bevölkerungswachstum entstehen, steigen die Umweltbelastungen aus anthropogenen und technischen Quellen proportional mit an. Als wahrscheinlich wichtigste Kennzahl geben die CO₂-Emissionen direkt und indirekt Aufschluss über die anthropogenen Einflüsse auf die Umwelt. Der CO₂-Gehalt in der Erdatmosphäre beträgt momentan ca. 0,04 Vol.-% [2]. Dieser stieg seit Mitte des 20. Jahrhunderts kontinuierlich von 280 ppm CO₂ an. CO₂ hat einen Anteil von 9–26 % an dem natürlichen Treibhauseffekt. Gleichzeitig steigt die durchschnittliche Temperatur auf dem Planeten mit an [3]. Neben CO₂ bilden die Stickoxide eine weitere für die Industrie relevante Gasspezies mit Anteil am Treibhauseffekt [4].

Bereits zum Ende des 20. Jahrhunderts berieten die Industriestaaten im Rahmen des Klimagipfels in Kyoto über mögliche Restriktionen hinsichtlich des Klimaschutzes. Aufbauend hierauf erhob die Europäische Union das „1,5 °C-Ziel“, welches den globalen Temperaturanstieg bis 2050 auf maximal 1,5 °C begrenzen soll. Damit dieses Ziel nachhaltig erreicht werden kann, wurden Anfang der 2000er Jahre Grenzen für die Emission von Treibhausgasen, allen voran der Emission von CO₂, etabliert [5]. Industrieunternehmen mussten nunmehr ihre emittierte Menge an Treibhausgasen kompensieren. Die Kompensation kann auf unterschiedliche Weisen durchgeführt werden: So ist es möglich, die emittierte Menge Kohlenstoffdioxid durch den Zukauf von CO₂- Zertifikaten zu verifizieren. Zertifikate können von Unternehmen erworben werden und legitimieren den Ausstoß einer bestimmten Menge an Treibhausgasen. Hierdurch wird nicht nur die intrinsische Motivation CO₂-neutral zu produzieren, alleine der Sache wegen, sondern auch kostendringend gefördert [6]. Bei dem Erwerb von Zertifikaten findet die Regulation von Emissionen auf internationaler Ebene statt. Die erworbenen Förderungen werden in die Umsetzung von klimapolitischen Projekten reinvestiert, wie z. B. den Ausbau von erneuerbaren Energien. Entgegen der wirtschaftlichen Kompensation können anfallende Emissionen auch mittels ökologischer Kompensation abgegolten werden (z. B. Pflanzen von Bäumen oder Unterstützung von ökologischen Entwicklungsprojekten) [7].

Während die Kompensationsmaßnahmen wirtschaftlich einen Anreiz für eine nachhaltigere und klimaneutrale Produktion liefern, formen weitere Kostentreiber den Ausbau ebensolcher Technologien. Allerdings unterlagen diese Kostentreiber in den letzten Jahrzehnten einem Wandel. Anfang der 2000er Jahre lag der Hauptkostenpunkt noch bei der Beschaffung von Primärenergie. Trotz eines im Verhältnis zu aktuellen Energiepreisen geringen Einkaufspreises bot er den Unternehmen ein gewisses Einsparungspotenzial [8]. Dieses industrielle Selbstverständnis für nachhaltigere Produktion durchging über die vergangenen zwei Jahrzehnte eine nahezu vollständige Wandlung. Heutige relevante Kostentreiber sind – neben den Kosten für die Primärenergiebeschaffung, welche einer stetigen Steigerung unterliegen – vor allem die Kosten für CO₂-neutrale Produktion. Hierzu zählen nicht nur die Ausgaben für den Emissionshandel, sondern auch die Kosten für Kompensationsmaßnahmen. Die Kosten für Emissionszertifikate stiegen seit 2018 in signifikanter Weise auf über 90 € je Tonne CO₂ an [6, 9]. Somit rückt, insbesondere aus strategischer Sicht, die Einführung einer nachhaltigen, „grünen“ Unternehmensstrategie immer deutlicher in den Vordergrund.

In Bild 1 wird der Primärenergieverbrauch des verarbeitenden Gewerbes, aufgeteilt nach Anteilen an Sektoren, ausgewiesen. Die Sektoren Metalle und Metallerzeugnisse wiesen 2019 einen Primärenergieverbrauch von insgesamt 751,8 PJ auf, dies entsprach 1,1 PWh. Somit benötigte die metallverarbeitende Industrie ca. 20 % der Primärenergie der deutschen Industrie. Lediglich der Industriezweig der chemischen Industrie (ca. 33 %) weist einen größeren Anteil auf.

Eine typische Prozesskette für metallische Bauteile besteht aus mehreren Teilprozessen. Nach dem Urformen, entweder einem Abgießen der Schmelze aus dem Hochofen oder dem Elektro-Schlacke-Umschmelzen für Schrottrecycling, folgt ein Umformen und eine erste Wärmebehandlung. Der anschließenden Weichbearbeitung sind eine weitere Wärmebehandlung zur Einstellung des Grundgefüges und eine, diesmal endbauteilnahe, Bearbeitung durch Hartfeinbearbeitung nachgeschaltet. Erst nach dieser folgt die thermochemische Wärmebehandlung zur Einstellung der Gebrauchseigenschaften [11]. Das Urformen sowie die Wärmebehandlung gelten als Hauptursache für einen steigenden Energieverbrauch [12].

Faktisch ist insbesondere bei der Wärmebehandlung, heruntergebrochen auf das Bauteil, ein Eintrag von Energie nur bei einer Temperaturerhöhung notwendig. Stark vereinfacht kann angenommen werden, dass während der Temperaturhaltezeiten die eingebrachte Energiemenge rein der Verlustkompensation dient. Somit ist eine Reduktion der Verlustleistungen grundlegend zur Steigerung der Energie- und Ressourceneffizienz. Dies gelingt durch die Entwicklung neuer Ansätze und technischer Lösungen unter Berücksichtigung der Identifikation wesentlicher Verbraucher und Bestandteile von Ofenanlagen für die industrielle Wärmebehandlung.

Trotz voranschreitender Digitalisierung in allen Industriezweigen ist die Ermittlung von separierten Energiemessdaten je Prozesskettenschritt oder für verschiedene Varianten eines solchen noch nicht Stand der Technik. Jedoch stellen gerade die Erfassung von Energiebedarfen verschiedener Anlagentypen und die nachvollziehbare Analyse der Energieströme in den Anlagen zur Wärmebehandlung die essenzielle Grundlage für eine effektive Bewertung tatsächlicher Notwendigkeiten dar.

2 Thermochemische Wärmebehandlung: Nitrieren

Der Wärmebehandlung von Eisenwerkstoffen kommt in der Prozesskette eine hohe Bedeutung zu, da neben Gebrauchseigenschaften am Ende der Prozesskette auch Prozesse zur Einstellung der Festigkeit für effiziente Bearbeitungsprozesse während der subtraktiven Fertigung eingestellt werden.

Beispielsweise können dem schmiedeharten Bauteil zumeist nicht die Funktionseigenschaften zugeordnet werden, welche der industrielle Einsatz vorsieht. Noch kann die Zerspanung bei nicht-optimal abgestimmten Bauteileigenschaften mit maximaler Effizienz im Sinne einer Serienfertigung erfolgen. Durch eine Wärmebehandlung werden die Werkstoffeigenschaften eingestellt und optimiert. Die benötigten Eigenschaften wie Verschleißwiderstand und Oberflächenhärte werden bei der Herstellung von Bauteilen im Antriebsstrang von Automobilen oft mit thermischen oder thermochemischen Wärmebehandlungen erzielt. Diese können den gesamten Bauteilquerschnitt betreffen oder lediglich die Randschicht beeinflussen. Randschichtwärmebehandlungen, wie das Einsatzhärten, werden oberhalb der Austenitisierungstemperatur von Stahl durchgeführt [13]. Für diese Verfahren muss mit einem Aufmaß der Bauteile gearbeitet werden, da bei diesen Temperaturen zumeist ein thermisch- und phasenumwandlungsinduzierte Maß- und Formänderung eintritt [14]. Damit vor allem die Maß- und Formtoleranzen bei gleichen Verschleißeigenschaften gewährleistet werden können, wird bei verzugskritischen Bauteilen oftmals ein niedrigeres Temperaturniveau angestrebt. Als relevante Alternative bei den Randschichthärtungsverfahren konnte das Nitrieren und seine Verfahrensvarianten industriell etabliert werden [15].

Nitrieren ist ein diffusionsgesteuerter Prozess, welcher im Temperaturbereich zwischen 480–590 °C in einer stickstoffspendenden Atmosphäre stattfindet. Beim Gasnitrieren weist die Gasatmosphäre üblicherweise Anteile molekularen Stickstoffs, Ammoniaks und molekularen Wasserstoffs auf. Der Ammoniak wird hierbei als Stickstoffspender verwendet, da die Auflösung der Wasserstoffbindungen weniger Energie benötigt als die Spaltung einer monoatomaren Molekülbindung. Die Prozesstemperatur liegt unterhalb der Austenitisierungstemperatur für Stahl, sodass keine thermisch induzierte Gefügeumwandlung stattfindet und der Verzug signifikant verringert wird [16].

Die Diffusion von atomarem Stickstoff als Interstitionselement bewirkt einen Gradienten von der Oberfläche in die Tiefe des Bauteils. Hierdurch wird eine für das Nitrieren signifikante Randschichtcharakteristik bestehend aus einer oberflächennahen Eisennitrid-Verbindungsschicht und einer darunterliegenden Diffusionszone ausgebildet. Neben dem Stickstoffangebot in der Atmosphäre stellt vor allem die spezifische Löslichkeit des Stickstoffs in der Eisenmatrix eine treibende Kraft für die Gefüge-/Phasenbildung dar. Mit dem Lehrer-Diagramm kann die Entstehung von Eisennitriden abhängig von den Behandlungsparametern abgeschätzt werden [17]. Das Verbindungsschichtwachstum startet nach Überschreiten der Löslichkeitsgrenze von Stickstoff mit der Bildung von γ’-Eisennitriden [18]. Die weitere Phasenausbildung ist stark abhängig von dem vorherrschenden Stickstoffangebot. Ist dieses ausreichend hoch, bevor die γ’-Eisennitridschicht voll ausgebildet ist, dienen die γ’-Keime der Bildung von ε-Eisennitriden. Bei Stahllegierungen liegen γ’- und ε-Nitride oft gemischt mit entsprechenden Carbonitriden vor. Außerdem kann in den oberflächennahen Bereichen der Verbindungsschicht oftmals Porosität erkannt werden. Als eine der häufigsten Erklärungen wird die Bildung von molekularem Stickstoffgas angeführt [19]. Unterhalb der Verbindungsschicht wird typischerweise eine Diffusionszone ausgebildet, die für das mechanische Verhalten der nitrierten Bauteile verantwortlich ist. Der Stickstoff bildet in der Diffusionszone Nitridausscheidungen mit den Legierungselementen des Stahls, wodurch eine Steigerung der Festigkeit durch Ausscheidungsverfestigung erzielt wird. Die Härtetiefen wachsen gemäß der Diffusionsgesetze proportional zur Quadratwurzel der Behandlungsdauer, sodass – neben der Behandlungstemperatur – die Behandlungsdauer ausschlaggebend für die erzielbaren Diffusionstiefen ist. Die Diffusionsgeschwindigkeit von Stickstoff in der Eisenmatrix ist niedrig. Die Prozessdauer für hohe Härtetiefen steigt somit signifikant an [20].

Die Prozessgasatmosphäre besteht im Wesentlichen aus Wasserstoff (H₂), Stickstoff (N₂) und Ammoniak (NH₃). Die Regelung der Atmosphäre in Gasnitrierprozessen erfolgt mithilfe der Nitrierkennzahl. Die Nitrierkennzahl ist definiert nach Gleichung (1) als das Partialdruckverhältnis von Ammoniak und Wasserstoff. In der Praxis wird das Verhältnis durch die Zumischung von vorgespaltenem Ammoniak eingestellt. Hierfür wird ein Prozessgasvorspalter (Cracker) verwendet, welcher das Ammoniak vor der Zugabe in die Ofenretorte in primär H₂ und N₂ spaltet. Zur Anhebung der Aktivität und Einstellung der Nitrierkennzahl K_N als Regelparameter wird Ammoniakgas verwendet. Mithilfe des Partialdruckverhältnisses der beiden Atmosphärenbestandteile kann insbesondere die Zusammensetzung der Nitrierschicht und die Ausbildung der unterschiedlichen Phasen gesteuert werden [21].

Für eine Korrelation der energetischen Kenngrößen mit erzielbaren Schichtdicken ist somit erst einmal die genaue Untersuchung und das Verständnis des Systems „Wärmebehandlungsofen“ von essenziellem Interesse. Nachfolgend wird ein exemplarisch ausgewählter und industriell durchgeführter Gasnitrierprozess energetisch betrachtet und die Verbraucher für eine Wärmebehandlungsofenanlage separiert. Der Einfluss eines jeden Verbrauchers soll herausgestellt und mögliche Potenziale zur Erhöhung der Energieeffizienz evaluiert werden.

3 Untersuchungsmethoden

4 Ergebnisse

5 Diskussion

Damit eine Beurteilung des einzelnen Gasnitrierprozesses möglich ist, wurde die energetische Betrachtung auf Grundlage der genutzten elektrischen Energie sowie des Energieinhalts aus der thermischen Abgasverwertung gestützt, wobei die elektrische Energie direkt an den dafür notwendigen Punkten in der Schaltanlage ermittelt wurde.

Da der untersuchte Wärmebehandlungsofen elektrisch beheizt wird, wurde davon ausgegangen, dass die Heizung der Ofenanlage einen signifikanten Einfluss auf den Energieverbrauch hat. Diese Schlussfolgerung kann anhand des vorliegenden Sankey-Diagramms bestätigt werden. Allerdings wird nur ein geringer Teil der eingebrachten elektrischen Energie physikalisch benötigt. Als physikalisch notwendig wird derjenige Energieanteil bezeichnet, der erforderlich für das Erwärmen der Bauteile und Gase auf Behandlungstemperatur ist. Die Notwendigkeit ergibt sich aus der spezifischen Wärmekapazität (c_p) des Bauteilwerkstoffs, der Prozessgase sowie der Masse beider und der zu erreichenden Prozesstemperatur. Da die Wärmekapazität spezifisch für einen Werkstoff ist, ergibt die Wärmebehandlung von verschiedenen Werkstoffen unterschiedliche Energiebedarfe. Für die hier behandelten Bauteile galt ein c_p-Wert von 500 J/(kg × K) und eine Behandlungstemperatur von 550 °C. Für unterschiedliche Werkstoffe können differierende Energiebedarfe entstehen. Da insgesamt aber das Behandlungsergebnis im Vordergrund steht, kann davon ausgegangen werden, dass sich der Energieverbrauch für selbe Verfahrensvarianten mit unterschiedlichen Werkstoffe weniger signifikant ändert als für unterschiedliche Verfahren.

Aufgrund der geringen Masse der Prozessgase beeinflusst die Erwärmung der Prozessatmosphäre die Energiebilanz nicht signifikant. Der Bedarf an Wärmemenge während der Erwärmung der Prozessatmosphäre wurde für das in Bild 3 dargestellte Sankey-Diagramm über die gesamte Prozessdauer ermittelt. Hierbei wurde davon ausgegangen, dass die Nitrieratmosphäre ausschließlich aus Ammoniak bestand. Die spezifische Wärmekapazität für Ammoniak liegt bei 2060 J/(kg × K). Unter Berücksichtigung eines Volumenstroms von 600 l/h ergeben sich die oben ermittelten Werte. An dieser Stelle sei erwähnt, dass der Volumenstrom des Ammoniaks bei der Verwendung in solchen Industrieanlagentypen deutlich variieren kann und der hier gewählte Ammoniakvolumenstrom deutlich an der unteren Grenze für industrielle Prozesse angelehnt ist. In der Gesamtbilanzierung wurde nicht berücksichtigt, dass durch das kontinuierliche Ausschleusen des Prozessgases ebenfalls Energie aus dem Prozess geführt wird. Aufgrund der geringen Masse des Prozessgases kann dieser Anteil als eher gering eingeschätzt werden.

Zusätzlich zu der physikalisch notwendigen Energiemenge zur Erwärmung der Bauteile und der Prozessgase werden prozessbedingt zusätzlich auch Ofeneinbauten erwärmt und auf Temperatur gehalten, welche für den eigentlichen Prozesserfolg nicht notwendig sind. An erster Stelle seien die Chargiermittel genannt. Das Chargiergestell sowie dazugehörige Bauteile werden ebenfalls auf Temperatur erwärmt und gehalten. Dies wurde mit einem Anteil von 10 kWh errechnet. Die Erwärmung des Chargenguts erfolgt indirekt mittels Strahlungswärme über außerhalb des Behandlungsraums liegende Widerstandsheizelementen. Hierdurch bedingt werden auch weitere Einbauten, wie der Gasleitzylinder und die Ofenretorte sowie sämtliche Halterungen und Verstrebungen zwangsläufig mit erwärmt. Bei einer Masse von ca. 1000 kg wird hier ein Energieanteil von 72 kWh eingebracht. Außerdem ist zu berücksichtigen, dass die hier gezeigten Bedarfe auf Grundlage des thermodynamischen Gleichgewichts ermittelt wurden. Somit werden die werkstoffabhängigen Erwärmungsleistungen lediglich in der Aufheizphase des Prozesses benötigt, da nach dem einmaligen Temperaturausgleich zwischen Behandlungsatmosphäre (-temperatur) und Bauteilen kein Temperaturgradient mehr besteht. Die Auswertung der thermografischen Analyse der Ofenoberfläche bestätigt somit die auf Grundlage der Energieverbrauchsmessung getätigten Aussage, dass ein signifikanter Teil der eingebrachten Energie als thermische Verlustleistung über die Oberfläche emittiert wird.

Eine Verifikation der thermischen Verlustleistung erscheint im ersten Moment als nicht trivial, da die Umwandlung von elektrischer in thermische Energie nicht direkt gemessen werden kann. Aufschluss über die anteilige Dissipation gibt die thermografische Vermessung der Ofenanlagen im Betrieb. Der vorliegende Temperaturgradient zwischen der Prozessraumtemperatur und der Umgebungsluft der Ofenanlage bedingt eine Emission der Wärmeenergie über die Außenfläche der Konstruktion. Diese kann mithilfe der Ofenoberfläche abgeschätzt werden. Da hier neben dem konvektiven Wärmeübergang auch die Wärmestrahlung berücksichtigt werden muss, ist die Erfassung dieser Energieform nicht trivial und kann im besten Fall lediglich gut abgeschätzt werden. Der Großteil der benötigten elektrischen Energie wird in thermische Energie umgewandelt. Aufgrund von sicherheitstechnischen Restriktionen und werkstofftechnischen Gegebenheiten bei Dichtungsmaterialien müssen insbesondere der Türflansch und Rohrdurchführungen durch die Dämmschichten aktiv gekühlt werden. Polymere Dichtungswerkstoffe, wie sie für die Flanschdichtung eingesetzt werden, können bis in einen Temperaturbereich von ca. 90 °C bestehen.

Bauartbedingt schließt die Ofentür im Stopfenprinzip den Gasleitzylinder. Hierdurch wird die Energie per Wärmeleitung übertragen. Somit wird eine aktive Abfuhr der Wärmeenergie unerlässlich. Wenngleich die Isolationsschichtung zur thermischen Emission der Oberfläche beiträgt, kann hierbei in letzter Konsequenz lediglich nur ein Kompromiss zwischen der Regelbarkeit des Prozesses und der emittierten thermischen Energie gefunden werden. Mit zunehmender Optimierung der Temperaturhaltung wird die Notwendigkeit der aktiven Energieabfuhr in gleichen, wenn nicht höherem Maße, bedingt. Die Regelbarkeit ist dabei direkt von der Möglichkeit der Wärmeabfuhr aus der Ofenanlage abhängig. Eine Möglichkeit, um in die Wärmeübertragung einzugreifen, liegt in der Wahl der verwendeten Konstruktionswerkstoffe. Neben Ein-Stoff-Systemen, z. B. der Verwendung von Inconel-Legierungen für die Ofenretorten, könnte ein Multi-Material-Mix im Bereich des Stopfendeckels eine Wärmeübertragung minimieren. Hierdurch werden künstlich Wärmeübertragungsbereiche geschaffen, welche mit veränderten und vermehrten Wärmeübergangskoeffizienten eine isolierende Wirkung haben könnten.

Mit der thermografischen Analyse kann die Oberflächentemperatur der Ofenanlage an nahezu jeder beliebigen Stelle ermittelt werden. Als herausfordernd stellten sich insbesondere die Messungen an schwerzugänglichen Stellen, wie der Gasregeleinheit und z. B. an der Unterseite des Ofens, heraus. Hier konnten keine adäquaten Messungen vorgenommen werden, sodass die Temperaturen der Oberflächen dieser Ofenperipherie auf Grundlage der weiteren Messdaten abgeschätzt wurden. Die Messwerte erscheinen vor dem Hintergrund der aktiven Kühlung von Flanschbereichen und sicherheitstechnischen Restriktionen als sinnvoll. Die freien Oberflächen weisen Temperaturen von durchschnittlich 52 °C auf. Diese liegen unterhalb der sicherheitstechnisch geforderten 60 °C, welche aufgrund des Berührschutzes maximal vorliegen dürfen. Die direkt an die Flanschkühlungen anschließenden Bereiche weisen erhöhte Temperaturen auf. Dies liegt wahrscheinlich an der Wärmeleitung der Konstruktionswerkstoffe und den mit der Kühlung einhergehenden Temperaturgradienten, wodurch ein Wärmestau an ebenjenen Flächen entsteht. Mit Blick auf den Berührungsschutz sei an dieser Stelle gesagt, dass die Temperatur im Bereich der Ofentür als zu hoch eingestuft wird. Ebenfalls werden die ermittelten Werte der Oberflächentemperaturen am Ammoniak-Spalter als zu hoch eingestuft. Dieser weist Temperaturen bis zu 90 °C auf. Ein möglicher Schritt, die Oberflächentemperaturen zu legitimieren, wäre die Einhausung der Ofenanlage innerhalb der Produktionsstätte. Hierdurch könnte verhindert werden, dass Mitarbeitende während des Nitrierprozesses aufgrund der erhöhten Temperaturen geschädigt würden. Ein weiteres praxistaugliches und simpel umsetzbares Mittel ist die Anbringung von Schutzblechen oder anderen Berührungsschutzmaßnahmen an den entsprechenden Bereichen der Anlage.

Eine allgemeine Betrachtung der vorliegenden Oberflächentemperaturen ist jedoch aufgrund der Anlagenperipherie leider nicht auf Anhieb möglich. Wie aus Bild 2 ersichtlich wird, ist nur ein geringer Teil der Ofenoberfläche frei zugänglich. Allerdings kann mithilfe der Ofenoberfläche und der Temperatur ein Wärmestrom als Abstrahlungswärme abgeschätzt werden. In der Praxis hat sich die Mittelung der Temperatur über die bauartbedingte Ofenoberfläche bewährt. Der in dieser Arbeit betrachtete Anlagentyp weist eine Oberfläche von A = 12 m²auf. Mit Blick auf die thermografischen Ergebnisse kann eine durchschnittliche Temperatur an der Ofenoberfläche von ca. 55 °C angenommen werden. Hieraus ergibt sich die im Energieflussdiagramm angegebene Wärmestrahlung über die Prozessdauer.

Die Betriebstemperatur des Spaltgasgenerators beträgt 1000 °C. Eine Regelung der Spaltgeneratorleistung entspricht nicht dem Stand der Technik. Die hierfür benötigten 157 kWh elektrische Energie setzen sich vor allem aus der Wärmeemission der Generatoroberfläche und dem damit verbundenen Erhalt der Temperatur für die Spaltung zusammen. Dies wird mit Blick auf Bild 5 nochmals deutlicher. Analog zu der Nitrierofenanlage zeigt die IR-Aufnahme, dass der Großteil der Energie als Strahlungsemission dissipiert. Die Oberflächentemperaturen variieren in einem Temperaturbereich von ca. 60 °C bis über 90 °C. An dieser Stelle sei hinzugefügt, dass die hohen Oberflächentemperaturen an Orten der Abluftöffnungen auftreten. Somit tritt neben der Wärmestrahlung auch eine konvektive Kühlung des Anlagenparts auf. Aufgrund des geringen Massestroms und der sich daraus ergebenden geringen spezifischen Wärmekapazität der Gase wird der Energieaustrag durch den gespalteten Gasvolumenstrom wie auch bei der Ofenkammer als nicht signifikant angenommen.

Die konventionelle Gasumwälzung innerhalb der Ofenkammer muss energetisch in doppelter Hinsicht betrachtet werden. Die elektrische Energie wird durch den Motor mithilfe einer Antriebswelle durch die Isolationsschichtung an den Ventilator übertragen. Somit ergeben sich zwei zu betrachtende Energiesenken. Neben der Nutzung der elektrischen Energie für die rotatorische Bewegung des Ventilators in der Ofenkammer muss auch die Wärmeübertragung der Antriebseinheit aus der Ofenkammer in die Umgebung berücksichtigt werden. Die Umwälzung der Gasphase ist für das Gasnitrieren unerlässlich, da die Behandlungsergebnisse essenziell von der Homogenität dieser abhängen. Eine inhomogene Verteilung der reaktiven Stoffe führt gleichermaßen zu inhomogenen Ergebnissen innerhalb der Charge. Somit muss neben der rein elektrischen Energie auch ein Teil der Wärmeenergie bedacht werden, welcher allerdings nicht genauer evaluiert werden konnte. Wenngleich der Anteil der elektrischen Energie der Umwälzung am Gesamtenergieverbrauch nicht signifikant ist, könnte durch Optimierung der Anlagentechnik Energie eingespart werden. Denkbar ist der Austausch der konventionellen Ventilator-gebundenen Umwälzung durch ein Düsensystem für die Eindüsung von Prozessgas. Die durch das Düsensystem eingebrachte kinetische Energie wird vom Prozessgas-Volumenstrom definiert.

Die Verbräuche der Pumpe für die Türflanschkühlung, des Gasgebläses und der Vakuumpumpe sind im Vergleich als nicht signifikant einzuschätzen, weswegen ihnen im weiteren Verlauf der Optimierung keine Bedeutung zukam. Außerdem sei erwähnt, dass neben der Nutzung des Prozessgases auch gasunterstützte Abfackelungseinrichtungen zum Einsatz kommen. Die Aufbereitung des Abgases stellt einen zwingend erforderlichen Teilprozess der thermochemischen Wärmebehandlung dar. Neben der Entstehung von brennbaren Gasgemische wird so auch der Emission von gesundheitsschädlichem Ammoniak aus dem Prozess entgegengewirkt.

6 Zusammenfassung

In dem betrachteten industrieüblichen Gasnitrierprozess werden 1273 kWh elektrische Energie für den Betrieb des Wärmebehandlungsofens benötigt. Ein Großteil der verbrauchten Energie (ca. 70 %) dissipieren in Oberflächenemissionen und Energieanteile, welche durch das Kühlsystem abgeführt werden. Diese Anteile sind reine Verlustleistungen, welche es für eine effizientere Prozessführung zu minimieren gilt. Die Dissipation der Heizleistung als emittierte Wärmestrahlung über die Oberfläche konnte als nur bedingt vermeidbar herausgestellt werden. Der Wärmebehandlungsprozess folgt der Thermodynamik, wodurch ein Temperaturgradient zwischen Behandlungskammer und direkter Ofenumgebung entsteht. Der Gradient kann durch eine verbesserte oder mehrschichtige Dämmung in seinem Verlauf flach gehalten werden, so z. B. durch die Schichtung verschiedener Materialien (Faserwerkstoffe und mikroporöse Dämmstoffe). Das Durchwärmen der Dämmschichten kann für lange Prozesszeiten dennoch nicht verhindert werden. Energetisch betrachtet lässt sich die Erwärmung der Ofenbestandteile nach dem momentanen Stand der Technik nicht umgehen.

Zusätzlich zur Erwärmung der Ofenkammer, -bauteile und der Bauteilmasse muss die elektrische Temperaturerhaltung des Prozessgasvorspalters in der Energiebetrachtung berücksichtigt werden. Sicherheitstechnisch muss das Prozessgas aufbereitet werden, bevor es gefahrlos in die Produktionsumgebung abgegeben werden kann. Hierfür wird der Energieinhalt des Abgases selbst mit erdgasunterstützten Ringbrennern unter Flammbildung abgefackelt. Eine genauere Evaluierung der dort benötigten Energiemengen gilt es in zukünftigen Versuchen durchzuführen, damit eine dedizierte Aussage zu der benötigten Gesamtenergie eines Wärmebehandlungsprozesses möglich wird.

Eine Gesamtbilanzierung einzelner Ofenanlagen scheint momentan trotz der ermittelten energetischen Kennwerte nicht trivial. Neben den zumeist zentralisiert für eine Produktionsstätte bereitgestellten Energieträgern „Kühlmittel“ und „Druckluft“ müssen auch die elektrische Energie und benötigte Gase betrachtet werden. Für eine energie- und ressourceneffizientere Wärmebehandlung werden somit neben einem tiefergehenden Verständnis über die Stoffübertragungsvorgänge und Temperaturverteilung auch die sinnvolle Setzung von Systemgrenzen und ein Überblick über die eingesetzten Energieträger in ihren Einzelheiten benötigt. Zusammenfassend kann festgestellt werden, dass dort, wo Temperaturen höher der Raumtemperatur benötigt werden, der anteilig höchste Energieverbrauch ermittelt wird.