Temperature Development of an AlSi9Cu3 Aluminum Alloy During and After Die Casting

1 Introduction

The mechanism of precipitation hardening is one of the most common applications for increasing the strength of the AlSi9Cu3 alloy. The basic prerequisite for particle hardening is a supersaturated solid solution state. This depends on the cooling rate in the critical temperature range of precipitation formation, which is postulated to be above 200 °C [1]. A supersaturated solid solution state is usually achieved in a previous process step, solution annealing. However, this can also be achieved directly from the production heat. In this case, knowledge of the actual temperature-time behavior during the production process is essential. Implementing in-situ temperature-time measurement in a production environment is not trivial. For this reason, it is usually simulated. However, the results of the simulation are strongly linked to the defined boundary conditions, and validation with the actual conditions is essential. In most cases, the temperature-time behavior during a die casting process is only recorded by a thermocouple at a certain distance from the surface mold. Such measurements have the disadvantage that they are influenced by the thermal conductivity of the mold material. The technical implementation of a thermocouple in the melt is complicated by limited accessibility and the conditions of a hazardous working environment.

The conventional approach of implementing a thermocouple in the casting chamber (see [2]) does not allow temperature-time measurements to be taken during the solidification process at component level. Indirectly determining the component temperature after demolding using a pyrometer or thermal imaging camera [3] also only provides a snapshot. The discontinuous solidification and cooling process of the primary forming process cannot be adequately captured in terms of its complexity. The innovative application of coated cores and a thin-film sensor system according to [4] are unsuitable for the investigated case of laminar die casting due to the limited scope of application and the specific material selection.

Approaches that correlate the cooling rate with mechanical properties are limited to hardness [5, 6, 7] or are only presented for specific material states [8]. In the following, an estimate of the achievable R_p0.2 yield strength as a function of discontinuous cooling is predicted based on the method described in [9, 10]. The subject of the investigation is a functional prototype of a laminar cast four-cylinder crankcase (Figure 1a). The alternating dynamic forces associated with engine operation cause high stress, particularly in the cylinder web area and in the bearing block. Consequently, the load specification requirements and tensile test positions are defined accordingly (Figure 1b).

Fig. 1

Four-cylinder crankcase cast using the laminar die casting process: overall view with sprue (a) and tensile test specimen removal positions of a bearing wall (b) at the positions web (St10-St80) and bearing seat (LS) [10]

Bild 1. Vierzylinder-Kurbelgehäuse gegossen im laminaren Druckgussverfahren: Gesamtansicht mit Anguss (a) und Zugprobenentnahmepositionen einer Lagerwand (b) an den Positionen Steg (St10-St80) und Lagerstuhl (LS) [10]

The primary forming process of laminar die casting is divided into various process steps that influence the temperature-time curve and the solid solution state (Figure 2). The die casting process begins with the filling of the casting chamber with the melt at 710 °C. During mold filling and subsequent solidification, the cooling systems in the die casting tool are switched on in a targeted manner and heat is extracted from the melt. Directional solidification takes place from the cylinder web areas towards the sprue, which solidifies last.

Fig. 2

Schematic representation of the sequential process sequence of laminar die casting broken down according to the temperature-time curve. The different curves in section 3 illustrate the divergence of the cooling conditions according to the component position [10]

Bild 2. Schematische Darstellung der sequenziellen Prozessabfolge des laminaren Druckgusses aufgeschlüsselt nach dem Temperatur-Zeit-Verlauf. Die unterschiedlichen Verläufe in Abschnitt 3 veranschaulichen die Divergenz der Abkühlverhältnisse entsprechend der Bauteilposition [10]

The following systems are among the most important components of mold cooling (Figure 3): “Mandrel cooling”, which significantly cools the cylinder webs, and the “JetCooler system” from the manufacturer “Lethiguel”, which enables near-surface cooling of thick-walled areas. As described in [11], this system is characterized by a directed water flow and has a core and a cascade (Figure 3b). The highest cooling rate is therefore achieved at the point of water injection, while the water heats up during the return flow over the surface.

Fig. 3

Schematic representation of the two cooling systems: “Mandrel cooling” (a) and “JetCooler” (b) [10]

Bild 3. Schematische Darstellung der beiden Kühlsysteme: „Pinolenkühlung“ (a) und „JetCooler“ (b) [10]

After a defined cycle time, the die-cast mold opens and the crankcase is subjected to air cooling for 9 s. The component is then removed from the mold by a robot. The robot grips the crankcase from the bearing block side and simultaneously cools the bearing blocks for another 9 s using spray cooling while the component is moved for inspection. There, the bearing block cooling is switched off and the component is checked for completeness. The casting plates of the cylinder bores are then pierced and the cylinder webs are partially immersed on one side to a depth of 10 cm in a water basin. At the same time, the bearing blocks are cooled by spray cooling. After one minute, the component is removed from the immersion basin and subjected to further cooling in air. After a defined period of time, artificial aging takes place.

2 Experimental

The subject of the investigation is the four-cylinder crankcase cast using the laminar die casting process with the alloy AlSi9Cu3 [10]. Determining the material condition is essential for evaluating the precipitation behavior. For this reason, the solidification structure was examined under a light microscope depending on the component position, and the dendrite structure of the solid solution was determined using the “SDAS” values (secondary dendrite arm spacing) in accordance with the BDG Guideline P220 [12] (Figure 4).

Fig. 4

Light microscope images of the solidification structure depending on the component position of bearing wall 3 of the crankcase with the determined SDAS values (secondary dendrite arm spacing) [10]

Bild 4. Lichtmikroskopische Aufnahmen der Erstarrungsstruktur in Abhängigkeit der Bauteilposition der Lagerwand 3 des Kurbelgehäuses mit den ermittelten SDAS-Werten (sekundärer Dendritenarmabstand) [10]

The SDAS values show a trend whereby the structure in the cylinder web area is finer than in the bearing block, which implies faster solidification. The directional solidification from the cylinder web to the bearing block is reflected in the spark emission spectroscopy analysis. With reference to the Scheil-Gulliver model [13, 14], according to which no concentration equalization takes place between the sequentially solidifying areas, the slightly increased alloying element concentration in the bearing seat can be interpreted (Table 1). The slight differences in the concentration of the alloying elements can influence the precipitation kinetics [15].

The actual temperature-time behavior of cooling during and after the casting process is essential for assessing the solid solution state. In order to measure the temperature in the casting mold during the solidification process in the difficult production environment, the “JetCooler” shown in (Figure 5) was deactivated and equipped with a thermocouple. To do this, the tip of the “JetCooler” was eroded, a thermocouple (type K; d = 2 mm) was implemented, soldered with brass, and then installed in the die casting mold. This enables in-situ temperature measurement during the casting process until the component is removed from the mold. The data logger used (manufacturer “Testo”, type “176T4”) has a sampling rate of one second.

Fig. 5

Representation of the thermocouple implemented in the “JetCooler-Core” and its position in the crankcase [10]

Bild 5. Darstellung des implementierten Thermoelements im „JetCooler-Kern“ und dessen Position im Kurbelgehäuse [10]

The temperature-time curve after demolding was reproduced using the test setup shown (Figure 6). For this purpose, the crankcase with sprue shown in Figure 7 was equipped with thermocouples (type K; d = 1.5 mm) in the areas where the tensile test specimens were taken: bearing block and cylinder web (15 mm from the cylinder head surface). The thermocouples were fixed to the holes with hardening foil (manufacturer: “Arnold Schröder”). The data logger used (manufacturer “PhoenixTM”, type “PTM1-010-K-HT”) has a sampling rate of 0.5 s.

Fig. 6

Schematic representation of the experiment: cooling after demolding [10]

Bild 6. Schematische Darstellung des Experiments: Abkühlung nach der Entformung [10]

Fig. 7

Test setup: cooling after demolding. Implementation of the thermocouples on the crankcase: a) View of sprue/bearing block side, b) view of web side, (c) detail of thermocouple fixation [10]

Bild 7. Versuchsaufbau: Abkühlung nach der Entformung. Umsetzung der implementierten Thermoelemente am Kurbelgehäuse: (a) Ansicht Anguss/Lagerstuhlseite, (b) Detail Thermoelementfixierung, (c) Ansicht Stegseite [10]

For the tests carried out, the crankcase was heated to 300 °C (T > demolding temperature) in an oven (“LAC GmbH”, type “PP 540/65” with integrated air circulation) and then immersed 10 cm deep in a water basin (size: 118 l). The uniform immersion depth was ensured by means of a component carrier. This is shown in Figure 8 and features a frame made of S235 JR and additively manufactured PLA. The production-side circulation of the water in the water tank is simulated by means of the flow pattern shown in Figure 8 at the bottom. The pipes (polyvinyl chloride (PVC)) have holes (diameter: 3 mm) at 16 points to allow air to enter. Since this is undefined in the production process, three approaches were investigated. Air volume flows of 0, 7.5, and 29 l/min. The measuring point is shown in Figure 8c. The gas flow meter used (manufacturer “Zunate”) has an accuracy of ± 5 %.

Fig. 8

Test setup: cooling after demolding. Illustrations of the design implementation of water circulation by means of air intake at the bottom of the water basin: The support structure (made of “S235 JR”) represents the bearing points to the crankcase during the immersion process. The structure ((a), made of “PLA”) and the hose system with 16 holes, each 3 mm in diameter, (b) represent the air inlet. The marking in (c) indicates the measuring points [10]

Bild 8. Versuchsaufbau: Abkühlung nach der Entformung. Abbildungen der konstruktiven Umsetzung der Wasserzirkulation mittels Lufteintrag am Boden des Wasserbeckens: Die Stützkonstruktion ((a), aus „S235 JR“) stellt die Lagerstellen zum Kurbelgehäuse während des Tauchvorgangs dar. Die Struktur (aus „PLA“) und das Schlauchsystem mit 16 Löcher a 3 mm Durchmesser (b) repräsentiert den Lufteintrag. Die Kennzeichnung in (c) markiert die Messpunkte [10]

The effect of water circulation in the water tank is visually represented in Figure 9. In addition, the water temperature varies depending on the number of cycles due to heating from the cooling process. A thermocouple near the water surface measures the temperature and interrupts the process when the water temperature exceeds 40 °C. As a result, two different water temperatures are investigated: 21 and 35 °C.

Fig. 9

Test setup: visual representation of the water dynamics caused by the different air intakes of 7.5 l/min (a) and 29 l/min (b) as well as illustration of the crankcase during the immersion process (c) [10]

Bild 9. Versuchsaufbau: visuelle Darstellung der Ausprägung der Wasserdynamik bedingt durch die unterschiedlichen Lufteinträge von 7,5 l/min (a) und 29 l/min (b) sowie Abbildung des Kurbelgehäuses während des Tauchvorgangs (c) [10]

Additional bearing seat cooling was provided by the system shown in Figure 10 (additive-manufactured “PLA” with a guided hose system made of “PVC”). The water temperature was 21 °C and the additional water input was compensated by an outlet valve at the bottom of the basin. The flow rate and the ratio of the water-air mixture were undefined on the production side. A water flow of 6 l/min was defined for the investigations.

Fig. 10

Test setup: cooling after demolding. Illustration of the design implementation of the bearing block spray [10]

Bild 10. Versuchsaufbau: Abkühlung nach der Entformung. Abbildung der konstruktiven Realisierung der Lagerstuhlsprühung [10]

In order to implement the temperature-time curves in a simulation model, the existing casting and solidification simulation [10] in Magmasoft® was used. Based on the process sequence, the heat transfer coefficients were defined according to Figure 11 in accordance with the individual process steps, and the following assumptions were made: water temperature 30 °C; flowing air for travel distances; stationary air for component cooling after the immersion basin; heat loss through the casting chamber 100 °C.

Fig. 11

Definition of the heat transfer coefficients (h) in Magmasoft^® for air and water cooling as a function of temperature [10]

Bild 11. Definition der Wärmeübergangskoeffizienten (h) in Magmasoft^® der Luft- und Wasserkühlung in Abhängigkeit der Temperatur [10]

Tensile specimens from the crankcase were taken from artificially aged components. After die casting and cooling, these were naturally aged for 72 h and then artificially aged at 210 °C for 150 min. The furnace used was manufactured by Padelttherm GmbH and has a heating time of 60 min. The tensile test was performed on the “Z100” testing machine from the manufacturer “Zwick GmbH & Co. KG” and a “MakroX-tense” displacement transducer with a test speed of 0.008 1/s in accordance with DIN ISO 6892-1. Below is a drawing of the „B5 × 25“ tensile test specimen used, based on DIN ISO 50125, see Figure 12.

Fig. 12

Technical drawing of the tensile test specimen used: “B5 × 25” [10]

Bild 12. Technische Zeichnung der verwendeten Zugprobe: „B5 × 25“ [10]

3 Results

The result of the temperature measurement of the thermocouple implemented in the casting mold (from mold filling to demolding) is shown in Figure 13 as an example for three consecutive processes: Initially, the temperature (mold filling) rises to approx. 576 °C; then a lower gradient forms; this is followed by a sharp drop in temperature to approx. 240 °C; a reduced cooling gradient can be identified again until demolding.

Fig. 13

In-situ temperature measurement of the thermocouple implemented on the “JetCooler-Core” in the casting mold during three consecutive process sequences of the primary forming process [10]

Bild 13. Die In-situ-Temperaturmessung des implementierten Thermoelementes am „JetCooler-Kern“ in der Gießform von drei aufeinanderfolgenden Prozesssequenzen des Urformprozesses [10]

During demolding, the thermocouple in the die casting mold loses contact with the component. The start of bearing seat spraying causes a sharp local drop in temperature. The experimental evidence is shown in Figure 14 and was obtained using the equipment shown in Figure 10. According to this, the temperature of the bearing seat quickly falls below the precipitation critical temperature of 200 °C, whereas the cylinder web area is subject to a lower influence. Due to the switched-off cooling process of the bearing seat cooling, these areas are reheated as a result of the good thermal conductivity of aluminum.

Fig. 14

Temperature-time curve of the experiment involving the cooling of the bearing block for 9 s, evaluated at the positions in the cylinder web (St15 and St80) and in the bearing block (LS) [10]

Bild 14. Temperatur-Zeit-Verlauf des Experimentes der Kühlung des Lagerstuhls für 9 s ausgewertet an den Positionen im Zylindersteg (St15 und St80) und im Lagerstuhl (LS) [10]

The effects of the immersion bath with combined local cooling of the bearing seats are shown in Figure 15. The temperature in the area of the cylinder webs and the bearing seats falls below the critical precipitation temperature as a result of the one-minute cooling process.

Fig. 15

Temperature-time curve of the cooling process (bearing seat: sprayed; cylinder web: immersed in water basin T_basin = 21 °C; low air intake) and the subsequent influence of the standing time in air [10]

Bild 15. Temperatur-Zeit-Verlauf des Abkühlprozesses (Lagerstuhl: gesprüht; Zylindersteg: im Wasserbecken T_Becken = 21 °C getaucht; geringer Lufteintrag) und der anschließende Einfluss der Standzeit an Luft [10]

After removal from the immersion tank, the temperature rises in all areas. The bearing seats, which are located in the immediate vicinity of the uncooled sprue, heat up the fastest. Investigations depending on the water temperature of the water basin and the air intake differed only slightly and took place below a temperature of 100 °C, see Figure 16. The lower the water temperature and the higher the circulation in the water basin, the stronger the cooling effect. This corresponds to the publication according to [16, 17], according to which a low water temperature and an increase in water circulation in an immersion tank increase the cooling rate.

Fig. 16

Temperature-time behavior of the cylinder web of bearing wall 3 during the immersion process as a function of water temperature (T_basin = 21 and 35 °C) and air entrainment (none, low, high) [10]

Bild 16. Temperatur-Zeit-Verhalten des Zylinderstegs der Lagerwand 3 während des Tauchvorgangs in Abhängigkeit der Wassertemperatur (T_Becken = 21 und 35 °C) und des Lufteintrags (keiner, wenig, viel) [10]

The temperature-time behavior at the measuring position (Figure 5) according to the original simulation model of laminar die casting with Magmasoft® is shown in Figure 17 (brown triangles). The heat transfer coefficient between the casting mold and the melt is declared by Magmasoft® as 10,000 W/(m² × K). As a result of the deviation from the in-situ temperature measurement (Figure 17, red circles), the heat transfer coefficient was declared to be 23,500 W/(m² × K) on all contact surfaces, with the exception of the casting chamber and the cores of the mandrel cooling system (Figure 17, black diamonds). This resulted in a higher degree of agreement between the temperature-time behavior of the actual measurement and the simulation.

Fig. 17

Temperature-time curve during the die casting process until demolding: comparison between simulation (Magmasoft^®) and in-situ temperature measurement (thermocouple). The figure shows the result of the first stage of the simulation in Magmasoft^® (brown triangles), the in-situ temperature measurement (red circles), and the adjustment of the heat transfer coefficient (h) between the melt and the die casting mold (black diamond) based on the thermocouple measurement [10]

Bild 17. Temperatur-Zeit-Verlauf während des Urformprozesses bis zur Entformung: Vergleich zwischen Simulation (Magmasoft^®) und der In-situ-Temperaturmessung (Thermoelement). Dargestellt ist das Ergebnis des ersten Standes der Simulation in Magmasoft^® (braune Dreiecke), der In-situ-Temperaturmessung (rote Kreise) und der Anpassung des Wärmeübergangskoeffizienten (h) zwischen der Schmelze und der Druckgussform (schwarze Raute) auf Grundlage von der Thermoelementmessung [10]

Based on this simulation validation, the temperature-time curves were evaluated as a function of the removal position of the tensile specimens (Figure 18). The cylinder web (St_15) shows the fastest cooling in the solidification area, but this decreases during the process and at the time of demolding (150 s) it has an almost equivalent temperature to the bearing seat (LS). The cylinder web (St_80) and the bearing seat show equivalent cooling in the solidification area. Close to the solidus temperature of 520 °C, the bearing block area cools down more quickly. At the time of demolding, the temperature level is approximately the same in all three component positions.

Fig. 18

Results of the casting simulation (Magmasoft^®) with adjusted heat transfer coefficient (h) depending on the component position of bearing wall 3 until demolding [10]

Bild 18. Ergebnisse der Gießsimulation (Magmasoft^®) mit angepasstem Wärmeübergangskoeffizienten (h) in Abhängigkeit der Bauteilposition der Lagerwand 3 bis zur Entformung [10]

The simulation extension to include the cooling process after demolding is shown in Figure 19. The three specific areas of the crankcase have an equivalent temperature level after one minute of cooling in the water basin. However, subsequent exposure to air causes the components to heat up again, with the bearing block area being particularly affected and rising to 100 °C. The temperature then decreases again over time.

Fig. 19

Results of the casting simulation (Magmasoft^®) with adjusted heat transfer coefficient (h) depending on the component position of bearing wall 3 for the complete die casting process [10]

Bild 19. Ergebnisse der Gießsimulation (Magmasoft^®) mit angepasstem Wärmeübergangskoeffizienten (h) in Abhängigkeit der Bauteilposition der Lagerwand 3 für den vollständigen Urformprozess [10]

If the simulated results from Magmasoft® are compared with the actual temperature-time measurements, taking into account the bearing block spraying during demolding, the temperature-time curves shown in Figure 20 and Figure 21 can be determined. A high degree of agreement can be observed, particularly in the cylinder web area.

Fig. 20

Comparison of the results of the simulation (Magmasoft^®) and the actual temperature-time measurements at the component position cylinder web (St15_3) [10]

Bild 20. Vergleich der Ergebnisse von Simulation (Magmasoft^®) und den realen Temperatur-Zeit-Messungen an der Bauteilposition Zylindersteg (St15_3) [10]

Fig. 21

Comparison of the results of the simulation (Magmasoft^®) and the actual temperature-time measurements at the bearing block component position (LS_3) [10]

Bild 21. Vergleich der Ergebnisse von Simulation (Magmasoft^®) und den realen Temperatur-Zeit-Messungen an der Bauteilposition Lagerstuhl (LS_3) [10]

The tensile specimens from the crankcase after natural aging for 72 h and subsequent artificial aging at 210 °C over a period of 150 min exhibit the R_p0.2 yield strengths shown in Figure 22. The values are shown as a box plot diagram. Here, it can be seen that the achievable R_p0.2 yield strength increases from the cylinder web towards the bearing block, depending on the component position. The R_p0.2 yield strength as a function of a continuous cooling rate according to the method described in [9] is shown in Figure 23. An R_p0.2 yield strength plateau can be identified at a cooling rate of approximately 30 °C/s.

Fig. 22

Box plot diagram: Representation of the R_p0.2 yield strength as a function of the component position in the crankcase after natural aging (KA) for 72 h and subsequent artificial aging (WA) at 210 °C for 150 min [10]

Bild 22. Box-Plot-Diagramm: Darstellung der R_p0,2-Dehngrenze in Abhängigkeit der Bauteilposition im Kurbelgehäuse nach einer Kaltauslagerung (KA) von 72 h und anschließender Warmauslagerung (WA) von 210 °C für 150 min [10]

Fig. 23

AlSi9Cu3(Fe): Representation of the R_p0.2 yield strength as a function of the cooling rate for the material condition of natural aging (KA) for 72 h followed by artificial aging (WA) at 210 °C for 150 min based on samples that underwent short-term solution annealing [10]

Bild 23. AlSi9Cu3(Fe): Darstellung der R_p0,2-Dehngrenze in Abhängigkeit der Abkühlrate für den Werkstoffzustand einer Kaltauslagerung (KA) von 72 h und anschließender Warmauslagerung (WA) von 210 °C für 150 min auf Grundlage der von kurzzeit-lösungsgeglühten Proben [10]

The discontinuous cooling processes in the crankcase (Figure 20, Figure 21) are a consequence of the local conditions of the process cycle. To predict the yield strength, the discontinuous cooling must be compared with the continuous cooling shown in Figure 23. The precipitation behavior can be explained using isothermal time-temperature precipitation diagrams, which reflect the precipitation formation for a defined temperature as a function of time. This can be interpreted in the publication according to [18] using an Al-Cu-Mg alloy.

A high temperature implies a high diffusion rate, but a low degree of supersaturation of the solid solution state. At low temperatures, this increases, while the diffusion rate of the alloying elements decreases.

In between, there is a temperature range in which the nucleation rate and the diffusion rate are in a favorable ratio to each other and even short, isothermal temperature steps are associated with a high conversion rate of the precipitates.

The cooling rate must therefore be evaluated as a function of temperature and has a varying influence on the solid solution state. Thus, the discontinuous cooling processes must be weighted in relation to the temperature- and time-dependent nucleation and phase formation. Based on the quench factor analysis [19], the weighted average cooling rate λ is introduced as a function of the component positions [10]:

For this purpose, the average duration of precipitation formation for the temperature interval under consideration is set in relation to the time interval of the cooling curve. For this purpose, the cooling curves from Magmasoft® (Figure 20, Figure 21) of the respective component positions were approximated with a 5^th degree polynomial and incrementally subdivided into temperature intervals of 10 °C (from 500 °C to 200 °C). The critical time t_kritisch, which describes the precipitation behavior of an alloy as a function of time, was determined from the isothermal time-temperature precipitation diagram of the AlSi9Cu3 alloy (Figure 24) calculated according to “JMatPro®V13”. Based on the weighted average cooling rates λ corresponding to the component positions (Figure 20, Figure 21), the R_p0.2 yield strengths from the crankcase (Figure 22) were correlated with the material model (Figure 23). A high degree of agreement can be seen here, see Figure 25. The model created enables the R_p0.2 yield strength to be predicted as a function of component position, taking into account the discontinuous cooling behavior.

Fig. 24

Temperature-dependent critical time (t_kritisch) for the start of precipitation in the isothermal time-temperature transformation diagram (TTT-Diagram) of the AlSi9Cu3 alloy from JMatPro^® Version 13.2 [10]

Bild 24. Temperaturabhängige kritische Zeit (t_kritisch) für Ausscheidungsbeginn im isothermen Zeit-Temperatur-Umwandlungsdiagramm (TTT-Diagramm) der Legierung AlSi9Cu3 von JMatPro^® Version 13.2 [10]

Figure 25

Representation of the achievable R_p0.2 yield strength after natural aging (KA) for 72 h and subsequent artificial aging (WA) at 210 °C for 150 min, depending on the quenching rate. The model is shown as a red line. For comparison, the results of the R_p0.2 yield strengths as a function of the weighted average cooling rates λ are listed for the crankcase in relation to their position [10]

Bild 25. Darstellung der erzielbaren R_p0,2-Dehngrenze nach einer Kaltauslagerung (KA) von 72 h und anschließender Warmauslagerung (WA) von 210 °C für 150 min in Abhängigkeit von der Abschreckgeschwindigkeit. Das Werkstoffmodel ist als rote Linie dargestellt. Vergleichend sind aus dem Kurbelgehäuse positionsbezogen die Ergebnisse der R_p0,2-Dehngrenzen in Abhängigkeit der gewichteten mittleren Abkühlraten λ aufgeführt [10]

When interpreting and classifying the yield strengths presented here, it is important to note that, in contrast to the continuous cooling in model [9], the crankcases are subjected to additional thermal influences during the manufacturing process, which manifest themselves in the form of reheating of the crankcase after water quenching in the immersion tank (Figure 19). This influences the solid solution state. The extent to which the subsequent natural aging over a period of 72 h compensates for this effect cannot be definitively assessed from the investigations carried out.

4 Summary

For the first time, casting simulation in Magmasoft® for laminar die casting was validated using real temperature measurements during and after die casting of an AlSI9Cu3 alloy. For this purpose, in-situ temperature measurements were taken from the filling of the mold to demolding, and the further temperature-time curve was experimentally reproduced and incorporated into the casting simulation.

The discontinuous cooling conditions determined as a function of the component position were related to the precipitation behavior, taking into account an isothermal time-temperature precipitation diagram. This made it possible for the first time to predict the R_p0.2 yield strength as a function of the local, discontinuous cooling rate of the laminar die casting process. As a result, the precipitation behavior is mapped in relation to the temperature-time behavior specific to the component position.

1 Einleitung

Der Mechanismus der Ausscheidungshärtung ist eine der häufigsten Anwendungen zur Erhöhung der Festigkeit der Legierung AlSi9Cu3. Die Grundvoraussetzung für die Teilchenhärtung ist ein übersättigter Mischkristallzustand. Dieser ist abhängig von der Abkühlgeschwindigkeit im kritischen Temperaturbereich der Ausscheidungsbildung, welcher oberhalb von 200 °C postuliert wird [1]. Die Einstellung eines übersättigten Mischkristallzustandes erfolgt meist aus einem vorherigen Prozessschritt, der Lösungsglühung. Dieser kann jedoch auch direkt aus der Produktionswärme erfolgen. In diesem Fall ist die Kenntnis über das reale Temperatur-Zeit-Verhalten während des Produktionsprozesses essenziell. Die Umsetzung der Temperatur-Zeit-Messung in situ ist in einer Produktionsumgebung nicht trivial. Meistens wird diese deshalb simulativ abgebildet. Die Ergebnisse der Simulation sind jedoch stark an die definierten Randbedingungen geknüpft und eine Validierung mit den realen Gegebenheiten unerlässlich. In den meisten Fällen wird die Erfassung des Temperatur-Zeit-Verhaltens während eines Druckgussverfahrens nur durch ein Thermoelement in einem gewissen Abstand zur Oberflächenform realisiert. Solche Messungen haben den Nachteil, dass sie durch die Wärmeleitfähigkeit des Materials der Form beeinflusst werden. Die technische Realisierung eines Thermoelements in die Schmelze ist durch die eingeschränkte Zugänglichkeit und die Rahmenbedingungen einer gefährlichen Arbeitsumgebung erschwert.

Der konventionelle Ansatz, ein Thermoelement in die Gießkammer zu implementieren, vgl. [2], ermöglicht keine Temperatur-Zeit-Messung während des Erstarrungsprozesses auf Bauteilebene. Der indirekte Rückschluss der Bauteiltemperatur nach der Entformung, mit einem Pyrometer oder einer Wärmebildkamera [3], bildet ebenfalls nur eine Momentaufnahme ab. Der diskontinuierliche Erstarrungs- und Abkühlprozess des Urformprozesses kann nicht hinreichend bezüglich seiner Komplexität erfasst werden. Die innovative Anwendung von beschichteten Kernen und einem Dünnschichtsensoriksystem nach [4] sind für den untersuchten Fall des laminaren Druckgusses aufgrund des eingeschränkten Anwendungsbereichs und der spezifischen Materialauswahl ungeeignet.

Ansätze, bei denen die Abkühlgeschwindigkeit mit mechanischen Eigenschaften korreliert, begrenzen sich auf die Härte [5, 6, 7] oder sind nur für spezifische Materialzustände [8] dargestellt. Nachfolgend wird, basierend auf der in [9, 10] beschriebenen Methode, eine Abschätzung der erzielbaren R_p0,2-Dehngrenze in Abhängigkeit einer diskontinuierlichen Abkühlung prognostiziert. Gegenstand der Untersuchungsumfänge ist ein funktionstüchtiger Prototyp eines laminar gegossenen Vier-Zylinder-Kurbelgehäuses (siehe Bild 1a). Die mit dem Motorbetrieb einhergehenden alternierenden, dynamischen Kräfte bewirken insbesondere im Zylinderstegbereich und im Lagerstuhl eine hohe Beanspruchung. Folglich sind dementsprechend die lastenheftspezifischen Anforderungen und Zugprobenpositionen definiert (siehe Bild 1b). Der Urformprozess des laminaren Druckgusses untergliedert sich in verschiedene Prozessschritte, die den Temperatur-Zeit-Verlauf und den Mischkristallzustand beeinflussen (siehe Bild 2).

Der Druckgussprozess beginnt mit der Füllung der Gießkammer mit der Schmelze von 710 °C. Während der Formfüllung und anschließenden Erstarrung werden die Kühlsysteme im Druckgusswerkzeug gezielt hinzugeschaltet und der Schmelze Wärme entzogen. Es erfolgt eine gerichtete Erstarrung von den Zylinderstegbereichen in Richtung Anguss, welcher als letztes erstarrt.

Eine der wesentlichsten Komponenten der Werkzeugkühlung sind die folgenden aufgeführten Systeme (siehe Bild 3): Die „Pinolenkühlung“, welche die Zylinderstege maßgeblich kühlt, und das „JetCooler-System“ des Herstellers „Lethiguel“, welches eine oberflächennahe Kühlung dickwandiger Bereiche ermöglicht. Wie in [11] beschrieben, zeichnet sich dieses System durch eine gerichtete Wasserführung aus und weist einen Kern und eine Kaskade auf (siehe Bild 3b). Die höchste Kühlrate wird folglich an der Stelle der Wassereinspeisung erzielt, während sich beim Rücklauf über die Oberfläche das Wasser aufheizt.

Nach einer definierten Zykluszeit öffnet die Druckgussform und das Kurbelgehäuse ist 9 s lang der Kühlung an Luft unterworfen. Anschließend erfolgt die Entformung des Bauteils mittels eines Roboters. Dieser greift von Lagerstuhlseite das Kurbelgehäuse und kühlt zeitgleich die Lagerstühle für weitere 9 s mittels Sprühkühlung, während das Bauteil zur Bauteilkontrolle verfährt. Dort setzt die Lagerstuhlkühlung aus und das Bauteil wird auf Vollständigkeit geprüft. Anschließend werden die Gießbleche der Zylinderlaufbahnen durchstoßen und es erfolgt ein einseitiges, teilweises Tauchen der Zylinderstege mit einer Tiefe von 10 cm in ein Wasserbecken. Zeitgleich werden die Lagerstühle mittels Sprühkühlung gekühlt. Nach einer Minute wird das Bauteil aus dem Tauchbecken entnommen und der weiteren Kühlung an Luft unterworfen. Anschließend erfolgt nach einer definierten Zeit die Warmauslagerung.

2 Experimentelles

Gegenstand der Untersuchungsumfänge ist das Vierzylinder-Kurbelgehäuse gegossen im laminaren Druckgussverfahren der Legierung AlSi9Cu3 [10]. Hinsichtlich der Bewertung des Ausscheidungsverhaltens ist die Bestimmung des Werkstoffzustandes essenziell. Deswegen wurde das Erstarrungsgefüge in Abhängigkeit der Bauteilposition lichtmikroskopisch untersucht und die Dendritenstruktur des Mischkristalls anhand der „SDAS“-Werte (sekundärer Dendritenarmabstand) nach der BDG-Richtlinie P220 [12] bestimmt (siehe Bild 4).

Die SDAS-Werte weisen einen Trend auf, nachdem das Gefüge im Zylinderstegbereich feiner gegenüber dem Lagerstuhl ist, was eine schnellere Erstarrung impliziert. Die gerichtete Erstarrung vom Zylindersteg zum Lagerstuhl spiegelt sich in der Analyse der Funkenemissionsspektroskopie wider. Bezugnehmend auf das Scheil-Gulliver-Modell [13, 14], nachdem zwischen den sequenziell erstarrenden Bereichen kein Konzentrationsausgleich stattfindet, lässt sich die leicht erhöhte Legierungselementkonzentration im Lagerstuhl interpretieren (siehe Tabelle 1). Die leichten Konzentrationsunterschiede der Legierungselemente können einen Einfluss auf die Ausscheidungskinetik nehmen [15].

Das reale Temperatur-Zeit-Verhalten der Abkühlung während des Gießprozesses und danach ist essenziell für die Beurteilung des Mischkristallzustandes. Um in der schwierigen Produktionsumgebung eine Temperaturmessung in der Gießform während des Erstarrungsprozesses zu realisieren, wurde der in (Bild 5) dargestellte „JetCooler“ deaktiviert und mit einem Thermoelement versehen. Hierzu wurde die Spitze des „JetCoolers“ erodiert, ein Thermoelement (Typ K; d = 2 mm) implementiert, mit Messing verlötet und anschließend in die Druckgussform eingebaut. Dies ermöglicht die In-situ-Temperaturmessung während des Gießprozesses bis zur Entformung des Bauteils. Der verwendete Datenlogger (Hersteller „Testo“, Typ „176T4“) hat eine Abtastrate von einer Sekunde.

Der Temperatur-Zeit-Verlauf nach der Entformung wurde mit dem dargestellten Versuchsaufbau (Bild 6) reproduziert. Dazu wurde das in Bild 7 dargestellte Kurbelgehäuse mit Anguss mit Thermoelementen (Typ K; d = 1,5 mm) in den Bereichen der Zugprobenentnehme ausgestattet: Lagerstuhl und Zylindersteg (15 mm von der Zylinderkopfdeckfläche entfernt). Die Thermoelemente wurden an den Bohrungen mit Härtefolie (Hersteller: „Arnold Schröder“) fixiert. Der verwendete Datenlogger (Hersteller „PhoenixTM“, Typ „PTM1010KHT“) hat eine Abtastrate von 0,5 s.

Für die durchgeführten Untersuchungen wurde das Kurbelgehäuse in einem Ofen („LAC GmbH“, Typ „PP 540/65“ mit integrierter Luftumwälzung) auf 300 °C erwärmt (T > Entformungstemperatur) und anschließend analog zur Produktion der Zylindersteg 10 cm tief in einem Wasserbecken (Größe: 118 l) eingetaucht. Die einheitliche Tauchtiefe wurde mittels eines Bauteilträgers garantiert. Dieser ist in Bild 8 abgebildet und zeichnet sich durch einen Rahmen aus S235 JR und additiv gefertigten PLA aus. Die produktionsseitige Zirkulation des Wassers im Wassertank wird mittels der in Bild 8 dargestellten Strömungsführung am Boden nachgestellt. Die Rohrleitungen (Polyvinylchlorid (PVC)) haben an 16 Stellen Bohrungen (Durchmesser: 3 mm) und ermöglichen den Lufteintrag. Da dieser im Produktionsprozess undefiniert ist, wurden drei Ansätze untersucht. Luftvolumenströme von 0, von 7,5 und von 29 l/ min. Der Messpunkt ist in Bild 8c eingezeichnet. Der verwendete Gasdurchflussmesser (Hersteller „Zunate“) hat eine Genauigkeit von ± 5 %.

Die Auswirkung der Wasserzirkulation im Wassertank ist in Bild 9 visuell dargestellt. Darüber hinaus variiert die Wassertemperatur aufgrund der Erwärmung durch den Kühlprozess in Abhängigkeit der Zyklenzahl. Ein Thermoelement nahe der Wasseroberfläche misst die Temperatur und unterbricht den Prozess, wenn die Wassertemperatur 40 °C überschreitet. Als Konsequenz werden zwei verschiedene Wassertemperaturen untersucht: 21 und 35 °C.

Die zusätzliche Lagerstuhlkühlung erfolgte mittels der dargestellten Konstruktion in Bild 10 (additiv gefertigtes „PLA“ mit einem geführten Schlauchsystem aus „PVC“). Die Wassertemperatur betrug 21 °C und der zusätzliche Wassereintrag wurde mittels Auslassventils am Beckenboden kompensiert. Die Durchflussmenge und das Verhältnis des Wasser-Luftgemisches waren produktionsseitig undefiniert. Für die Untersuchungen wurde ein Wasserstrom von 6 l/min definiert.

Um die Temperatur-Zeit-Verläufe in ein Simulationsmodell zu implementieren, wurde die bestehende Gieß- und Erstarrungssimulation [10] in Magmasoft® herangezogen. Anhand des Prozessablaufes wurden die Wärmeübergangskoeffizienten nach Bild 11 entsprechend den einzelnen Prozessschritten definiert und folgende Annahmen getroffen: Wassertemperatur 30 °C; strömende Luft für Verfahrwege; ruhende Luft für Bauteilabkühlung nach Tauchbecken; Wärmeverlust durch Gießkammer 100 °C.

Zugproben aus dem Kurbelgehäuse wurden aus wärmebehandelten Bauteilen entnommen. Diese erfuhren nach dem Druckgießen und bei Abkühlung eine Kaltauslagerung von 72 h und eine anschließende Wärmebehandlung von 210 °C bei 150 min. Der verwendete Ofen stammt von dem Hersteller „Padelttherm GmbH“ und weist eine Aufheizzeit von 60 min auf. Die Zugprüfung erfolgte an der Prüfmaschine „Z100“ des Herstellers „Zwick GmbH & Co. KG“ und einem Wegaufnehmer „MakroXtense“ mit einer Prüfgeschwindigkeit von 0.008 1/s nach der DIN ISO 6892-1. Im Folgenden befindet sich die Zeichnung der verwendeten Zugprobe „B5 × 25“ angelehnt an DIN ISO 50125, siehe Bild 12.

3 Ergebnisse

Das Ergebnis der Temperaturmessung des implementierten Thermoelements in der Gießform (von der Formfüllung bis zur Entformung) ist exemplarisch für drei aufeinander folgende Prozesse in Bild 13 dargestellt: Anfangs steigt die Temperatur (Formfüllung) auf ca. 576 °C, anschließend bildet sich zunächst ein geringerer Gradient aus; daraufhin kommt es zu einem starken Temperaturabfall bis auf ca. 240 °C; bis zur Entformung ist wieder ein reduzierter Kühlgradient identifizierbar.

Durch die Entformung verliert das Thermoelement im Druckgusswerkzeug den Bauteilkontakt. Das Einsetzen der Lagerstuhlsprühung bewirkt eine lokal starke Temperaturabnahme. Der experimentelle

Nachweis ist in Bild 14 dargestellt und erfolgte mit dem Equipment aus Bild 10. Hiernach fällt die Temperatur des Lagerstuhls schnell unter die ausscheidungskritische Temperatur von 200 °C, wohingegen der Zylinderstegbereich einem geringeren Einfluss unterworfen ist. Aufgrund des abgeschalteten Kühlprozesses der Lagerstuhlkühlung kommt es in Folge der guten Wärmeleitfähigkeit von Aluminium zu einer Wiedererwärmung dieser Bereiche.

Die Auswirkungen des Tauchbeckens mit kombinierter lokaler Kühlung der Lagerstühle ist in Bild 15 dargestellt. Die Temperatur im Bereich der Zylinderstege und der Lagerstühle fällt durch den einminütigen Kühlprozess unterhalb der kritischen Ausscheidungstemperatur.

Nach der Entnahme aus dem Tauchbecken kommt es zu einem Temperaturanstieg in allen Bereichen. Insbesondere die Lagerstühle, welche sich in unmittelbarer Nähe zum ungekühlten Anguss befinden, erwärmen sich am schnellsten. Untersuchungen in Abhängigkeit der Wassertemperatur des Wasserbeckens und des Lufteintrages unterschieden sich nur geringfügig und spielen sich unterhalb der Temperatur von 100 °C ab, siehe Bild 16. Je niedriger die Wassertemperatur und je höher die Zirkulation im Wasserbecken, umso stärker ist der Kühlungseffekt. Dies entspricht der Veröffentlichung nach [16, 17], wonach eine niedrige Wassertemperatur und eine Zunahme der Wasserzirkulation in einem Tauchbecken die Kühlrate steigert.

Das Temperatur-Zeit-Verhalten an der Messposition (siehe Bild 5) nach dem ursprüngliche Simulationsmodell des laminaren Druckgusses mit Magmasoft® ist in Bild 17 (braune Dreiecke) dargestellt. Der Wärmeübergangskoeffizienten zwischen der Gießform und der Schmelze ist nach Magmasoft® mit 10.000 W/(m² × K) deklariert. In Folge der Abweichung zu der In-situ-Temperaturmessung (Bild 17, rote Kreise) wurde der Wärmeübergangskoeffizient auf allen Kontaktflächen, mit Ausnahme der Gießkammer und der Kerne der Pinolenkühlung, auf 23.500 W/(m² × K) deklariert (Bild 17, schwarze Rauten). Hierdurch konnte eine höhere Übereinstimmung des Temperatur-Zeit-Verhaltens zwischen der realen Messung und der Simulation erzielt werden.

Aufbauend auf dieser Simulationsvalidierung wurden die Temperatur-Zeit-Verläufe in Abhängigkeit der Entnahmeposition der Zugproben ausgewertet (siehe Bild 18). Der Zylindersteg (St_15) zeigt im Bereich der Erstarrung die schnellste Abkühlung, nimmt jedoch während der Prozessdauer ab und weist zum Zeitpunkt der Entformung (150 s) eine nahezu gleichwertige Temperatur gegenüber dem Lagerstuhl (LS) auf. Zylindersteg (St_80) und der Lagerstuhl zeigen eine gleichwertige Abkühlung im Erstarrungsbereich auf. Nahe der Solidustemperatur von 520 °C kühlt der Lagerstuhlbereich schneller ab. Zum Zeitpunkt der Entformung liegt näherungsweise in allen drei Bauteilpositionen ein gleichwertiges Temperaturniveau vor.

Die Simulationserweiterung um den Abkühlprozess nach der Entformung ist in Bild 19 aufgeführt. Die drei spezifischen Bereiche des Kurbelgehäuses weisen nach der einminütigen Kühlung im Wasserbecken ein gleichwertiges Temperaturniveau auf. Das anschließende Verweilen an Luft bewirkt jedoch eine erneute Bauteilerwärmung, wobei insbesondere der Lagerstuhlbereich den höchsten Einfluss erfährt und bis auf 100 °C steigt. Im weiteren Zeitverlauf nimmt die Temperatur wieder ab.

Werden die simulierten Ergebnisse aus Magmasoft® mit den realen Temperatur-Zeit-Messungen unter Berücksichtigung des Lagerstuhlsprühens während der Entformung verglichen, lassen sich die in Bild 20 und Bild 21 dargestellten Temperatur-Zeit-Verläufe ermitteln. Insbesondere im Zylinderstegbereich lässt sich eine hohe Übereinstimmung feststellen.

Die Zugproben aus dem Kurbelgehäuse nach einer Kaltauslagerung von 72 h und einer anschließenden Warmauslagerung von 210 °C über den Zeitraum von 150 min weisen die in Bild 22 dargestellten R_p0,2-Dehngrenzen auf. Dargestellt sind die Werte als Boxplot-Diagramm. Hier lässt sich in Abhängigkeit der Bauteilposition erkennen, dass vom Zylindersteg in Richtung des Lagerstuhls die erzielbare R_p0,2-Dehngrenze zunimmt.

Die R_p0,2-Dehngrenze in Abhängigkeit einer kontinuierlichen Abkühlrate entsprechend der Methode nach [9] sind in Bild 23 dargestellt. Es lässt sich bei etwa einer Abkühlgeschwindigkeit von 30 °C/s ein R_p0,2-Dehngrenzen-Plateau identifizieren.

Die diskontinuierlichen Abkühlverläufe im Kurbelgehäuse (Bild 20, Bild 21) sind eine Konsequenz der lokalen Gegebenheiten des Prozesszyklus. Zur Vorhersage der Dehngrenze muss die diskontinuierliche Abkühlung mit der kontinuierlichen Abkühlung aus Bild 23 verglichen werden. Das Ausscheidungsverhalten lässt sich anhand von isothermen Zeit-Temperatur-Ausscheidungsdiagrammen erläutern, welche für eine definierte Temperatur in Abhängigkeit der Zeit die Ausscheidungsbildung widerspiegeln. Dieses lässt sich in der Veröffentlichung nach [18] anhand einer Al-Cu-Mg-Legierung interpretieren.

Eine hohe Temperatur impliziert eine hohe Diffusionsgeschwindigkeit, aber einen geringen Übersättigungsgrad des Mischkristallzustandes. Bei niedriger Temperatur nimmt dieser zu, gleichzeitig nimmt die Diffusionsgeschwindigkeit der Legierungselemente ab. Dazwischen existiert ein Temperaturbereich, in dem die Keimbildungsrate und die Diffusionsgeschwindigkeit in einem günstigen Verhältnis zueinanderstehen und bereits kurze, isotherme Temperaturschritte mit einer hohen Umsatzrate der Ausscheidungen verbunden sind.

Die Kühlrate ist somit in Abhängigkeit der Temperatur zu bewerten und hat einen unterschiedlichen Einfluss auf den Mischkristallzustand. Somit müssen die diskontinuierlichen Abkühlverläufe in Relation zu der temperatur- und zeitabhängigen Keim- und Phasenbildung gewichtet werden. In Anlehnung an die Quench-Faktor-Analyse [19] wird hierzu die gewichtete mittlere Abkühlrate λ in Abhängigkeit der Bauteilpositionen [10] eingeführt:

Hierzu wird die mittlere Dauer der Ausscheidungsbildung für das betrachtete Temperaturintervall zum Zeitintervall der Abkühlkurve ins Verhältnis gesetzt. Dafür wurden die Abkühlkurven aus Magmasoft® (Bild 20, Bild 21) der jeweiligen Bauteilpositionen mit einem Polynom 5. Grades genähert und inkrementell in Temperaturintervalle von 10 °C (von 500 °C nach 200 °C) untergliedert. Die kritische Zeit t_kritisch, welche das Ausscheidungsverhaltens einer Legierung in Abhängigkeit der Zeit beschreibt, wurde aus dem nach „JMatPro® V13“ berechneten isothermen Zeit-Temperatur-Ausscheidungsdiagramm der Legierung AlSi9Cu3 (siehe Bild 24) bestimmt. Aufbauend auf den gewichteten mittleren Abkühlraten λ entsprechend den Bauteilpositionen (Bild 20, Bild 21) wurden die R_p0,2-Dehngrenzen aus dem Kurbelgehäuse (Bild 22) mit dem Werkstoffmodell korreliert (Bild 23). Hier lässt sich eine hohe Übereinstimmung feststellen, siehe Bild 25. Das erstellte Modell ermöglicht eine Vorhersage der R_p0,2-Dehngrenze in Abhängigkeit der Bauteilposition unter Berücksichtigung des diskontinuierlichen Abkühlverhaltens.

Wesentlich für die Interpretation und Einordnung der vorliegenden Dehngrenzen ist der Hinweis, dass die Kurbelgehäuse gegenüber der kontinuierlichen Abkühlung im Modell [9] einer zusätzlichen thermischen Beeinflussung im Fertigungsprozess unterworfen sind, welche sich durch ein Wiedererwärmen des Kurbelgehäuses nach der Wasserabschreckung im Tauchbecken äußert (Bild 19). Dies beeinflusst den Mischkristallzustand. Inwieweit die anschließend erfolgte Kaltauslagerung über den Zeitraum von 72 Stunden diesen Effekt kompensiert, lässt sich aus den getätigten Untersuchungen nicht endgültig abschätzen.

4 Zusammenfassung

Zum ersten Mal konnte anhand von realen Temperaturmessungen während und nach dem Druckgießen einer Legierung AlSI9Cu3 die Gießsimulation in Magmasoft® für den laminaren Druckguss validiert werden. Hierzu wurde die In-situ-Temperaturmessung von der Befüllung der Form bis zu Entformung herangezogen und der weitere Temperatur-Zeit-Verlauf experimentell reproduziert und in die Gießsimulation eingearbeitet.

Die ermittelten diskontinuierlichen Abkühlverhältnisse in Abhängigkeit der Bauteilposition konnten unter Berücksichtigung eines isothermen Zeit-Temperatur-Ausscheidungsdiagramms in Relation zum Ausscheidungsverhalten gebracht werden. Damit konnte erstmalig die R_p0,2-Dehngrenze in Abhängigkeit der lokalen, diskontinuierlichen Abkühlgeschwindigkeit des laminaren Druckgussverfahrens prognostiziert werden. Dadurch wird das Ausscheidungsverhalten in Bezug zum Temperatur-Zeit-Verhalten bauteilpositionsbezogen abgebildet.