Gerhard Pusch, Freiberg Bruchmechanische Kennwerte von ... · 2 konstruieren + giessen 33 (2008) Nr. 4 Gerhard Pusch, Freiberg Bruchmechanische Kennwerte von Gusseisenwerkstoffen

konstruieren + giessen 33 (2008) Nr. 42

Gerhard Pusch, Freiberg

Bruchmechanische Kennwerte vonGusseisenwerkstoffen

Prof. Dr.-Ing. G. Pusch, Institut für Werkstoff-technik, TU Bergakademie Freiberg;www.werkstofftechnik-freiberg.de

1 EinleitungMit der Anwendung bruchmechanischerKriterien für die Werkstoffauswahl bezie-hungsweise Bauteilsicherheitsbewertungwerden die konventionellen Kriterien er-gänzt und erweitert. Dadurch kann derKonstrukteur über die erstmals möglicheEinbeziehung der Werkstoffzähigkeit, de-finiert als Werkstoffwiderstand gegenRisseinleitung oder Rissausbreitung, inder Bruchsicherheitsbewertung eine be-anspruchungsgerechtere Werkstoffaus-wahl treffen, als das auf der Basis derSchlag- oder Kerbschlagarbeit möglich ist[1], [2]. Voraussetzung ist die Ableitungquantitativer Korrelationen zwischen derBauteilbeanspruchung, der Größe vor-handener beziehungsweise hypothetischangenommener Risse oder rissähnlicherSpannungskonzentrationsstellen und derBruchzähigkeit des Werkstoffs. Dies istim Bild 1 in einer schematischen Über-sicht dargestellt.

Während die linear-elastische Bruchme-chanik (LEBM) das elastische Werkstoff-verhalten entweder über das Spannungs-intensitäts-(K-)Konzept) oder Energie-(G-)Konzept beschreibt, kommt bei elastisch-plastischem Werkstoffverhalten das Kon-zept der Fließbruchmechanik (FBM) inForm des CTOD- oder J-Integral-Konzep-tes zur Anwendung.

Bruchmechanische Konzepte zur bean-spruchungsgerechten Gusswerkstoff- undGussteilbewertung kommen unter Beach-tung von Gussfehlern oder denkbarergießtechnischer Unregelmäßigkeiten vorallem dann zur Anwendung, wenn Guss-werkstoffe aufgrund ihrer spezifischenVorteile in festigkeitsbeanspruchten undpotentiell bruchgefährdeten Konstruktio-nen zum Einsatz kommen. Das wird auchbei den zunehmend an Bedeutung gewin-nenden artgleichen Konstruktionsschwei-ßungen und Gussverbundschweißungenim Fahrzeugbau sowie für Armaturen inRohrleitungen des Kraftwerkbaus, imChemieanlagenbau und im Gas- undWasserfach einschließlich Fernwärme zubeachten sein.

Der vorliegende Beitrag beinhaltetschwerpunktmäßig die zusammenfassen-de Darstellung der am Institut für Werk-

Bild 1: Prinzip des bruchmechanischen KonzeptesLEBM - linear-elastische Bruchmechanik FBM - Fließbruchmechanik

stofftechnik (IWT) der TU BergakademieFreiberg durchgeführten Untersuchungenzur Ermittlung und Anwendung bruchme-chanischer Kennwerte bei statischer,dynamischer und zyklischer Beanspru-chung unter Einbeziehung der hierzu imSchrifttum mitgeteilten Ergebnisse.

Das Ergebnis bruchmechanischer Unter-suchungen an duktilen Gusseisenwerk-stoffen macht deutlich, dass diese imVergleich zu Stahl und Stahlguss in ihrenbruchmechanischen Eigenschaften höherzu bewerten sind, als es die relativ nied-rige Kerbschlagarbeit erwarten lässt. Da-mit wird eine realere Bewertung derBruchsicherheit von duktilem Gusseisenim direkten Vergleich mit Stahl und Stahl-guss möglich, wie auch aus Untersuchun-gen im Rahmen der Werkstoffzulassungvon EN-GJS-400-18 für Schleuderguss-rohre folgt [3]. In Umsetzung bruch-mechanischer Untersuchungsergebnis-se konnten 1985 bei der Neufassung desAD-Merkblattes W 3/2 die für ferritischeGusseisensorten mit Kugelgraphit imDruckbehälterbau festgelegten Sicher-heitsbeiwerte von S = 3,5 auf 2,4 beiAuslegung gegen die 0,2%-Dehngrenzeverringert werden [4].

2 Prüfmethoden und KenngrößenEine wesentliche Voraussetzung für dieAnwendung dieses Konzeptes besteht inder Verfügbarkeit bruchmechanischerKennwerte sowohl für die Berechnungzulässiger Rissgrößen oder Spannungenbei statischer und dynamischer Be-anspruchung als auch für die Restle-bensdauer zyklisch beanspruchter Bau-teile.

2.1 Statische BeanspruchungDie experimentelle Ermittlung statischerBruchzähigkeitswerte kann nach DIN ENISO 127837 [5], ESIS P2-92 [6] oder ISO12135 [7] erfolgen. Bestimmt werden KIc-Werte nach dem Konzept der linear-elas-tischen Bruchmechanik (ebener Deh-nungszustand EDZ) oder Kennwerte desCTOD- und J-Integral-Konzeptes beielastisch-plastischem Werkstoffverhalten(ebener Spannungszustand ESZ). EineUmrechnung von J in K ist über die elas-tischen Konstanten E und ν mit

konstruieren + giessen 33 (2008) Nr. 4 3

2

21⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−⋅

=νJEK (1)

möglich.

Bei der experimentellen Bestimmung gül-tiger, das heißt auf das Bauteil übertrag-barer KIc-Werte, für duktile Gusseisen-werkstoffe führt die Forderung nach Re-alisierung des EDZ zu großen Proben-abmessungen. Hier ist eine rationelleKennwertermittlung nur über die bruch-mechanischen Kenngrößen des CTOD-oder J-Integral-Konzeptes realisierbar.

Die experimentelle Bestimmung dieserKennwerte erfolgt über die Aufnahmestatischer Risswiderstandskurven (δR-beziehungsweise JR-Kurven) nach derEinprobentechnik (Compliance-Metho-de), wie im Bild 2 unter Verwendung einerSENB(single edge notch beam)-Probebei Vierpunkt-Biegebeanspruchung ge-zeigt wird.

Die physikalischen Rissinitiierungskenn-werte Ji/BL und δi/BL werden im Schnittpunktder Rissabstumpfungsgeraden (BluntingLine) mit der JR- oder δR-Kurve bestimmt.Die technischen Rissinitiierungswerte J0,2und δ0,2 ergeben bei einem Betrag derstabilen Rissausbreitung von Δa = 0,2 mm.Der Reißmodul (Tearing Modulus) TJ

0,2-1,hier definiert als Anstieg der Sekante imBereich Δa = 0,2 bis 1,0 mm, ist ein Maßfür den Rissausbreitungswiderstand. Erwird nach

aJT J

ΔΔ

= x 2F

Eσ (2)

und

aT

ΔΔ

=δδ

x F

Eσ (3)

Mit σF = 0,5 (Rp 0,2 + Rm) bestimmt.

Details zur Versuchsdurchführung und-auswertung sind den genannten Prüf-standards zu entnehmen. Vorliegende Er-kenntnisse zur Bauteilübertragbarkeit ge-hen davon aus, dass die physikalischenRissinitiierungswerte diese Forderungweitestgehend erfüllen.

2.2 Zyklische BeanspruchungDas Risswiderstandsverhalten bei zy-klischer Beanspruchung wird über dieexperimentelle Bestimmung der zykli-schen Risswachstumskurve (da/dN-ΔK-Kurve) charakterisiert (Bild 3). Die Mes-sung der Risswachstumsgeschwindig-keit da/dN (da - Rissverlängerung, N -Lastspielzahl) in Abhängigkeit vom zy-klischen Spannungsintensitätsfaktor ΔKkann mit Hilfe von Rissmessfolien, über Bild 3: Zyklische Risswachstumskurve

Bild 2: Ermittlung und Definition bruchmechanischer Kennwerte des J-Integral- und CTOD-Konzeptes

die Messung der elastischen Nachgiebig-keit der Probe (Compliance-Methode)oder der Resonanzschwingdauer er-folgen. Details zur Versuchsdurchführungund -auswertung beinhaltet ASTM E647-86 [8]. Der im Bereich I der da/dN-ΔΚ-Kurve definierte Schwellenwert ΔKth hatdie Bedeutung einer bruchmechanischenDauerfestigkeit, das heißt bei ΔK < ΔKthtritt kein Risswachstum auf. Die Ermittlungder werkstoffabhängigen Parameter Cund m der Paris-Erdogan-Gleichung (Be-reich II)

da/dN = C [ΔK]m (4)

ist die Basis für die Berechnung der Rest-lebensdauer Fehler behafteter Gussteile.

Im Bereich III, das heißt bei ΔKfc, erfolgtder Bruch. Bei der Einbeziehung dieserKennwerte in die umfassende Betriebs-festigkeitsanalyse zyklisch beanspruchterGussteile ist der Einfluss der Mittelspan-nung, R = σu/σo mit σu Unterspannung undσo Oberspannung, vor allem im Bereich Iund III zu beachten.

2.3 Dynamische Beanspru- chungBei einer umfassenden Bewertung derBauteilsicherheit, insbesondere für Un-fallszenarien, bei denen infolge stoßartigerBelastungen schnelle Änderungen desSpannungs- und Deformationszustandesauftreten, kann die Beanspruchbarkeitdes Werkstoffs im Bauteil mit bruch-mechanischen Werkstoffkennwertencharakterisiert werden. Für die experimen-telle Bestimmung dynamischer Bruch-zähigkeitswerte sind hinsichtlich desRegelwerkes Prüfvorschriften verfügbar[9], [10], die sich ausgehend von den amWerkstoff Stahl gesammelten Erkennt-nissen, an die Standards für den statischenBelastungsfall anlehnen und somit diewerkstoffspezifischen Besonderheiten derGusseisenwerkstoffe nicht berücksichti-gen.

Die experimentelle Bestimmung dynami-scher Bruchzähigkeitskennwerte mit ver-tretbaren Probenabmessungen kann überdie Aufnahme dynamischer Risswider-standskurven nach dem CTOD- oder J-Integral-Konzept erfolgen, wobei die zeit-und materialaufwändige Mehrprobentech-nik („low-blow“- oder „stop-block“-Tech-nik) zum Einsatz kommt. Die Definitionphysikalischer (Jdi, δdi) beziehungsweisetechnischer (Jd0,2, δd0,2) Rissinitiierungswer-te erfolgt in Analogie zum statischen Be-lastungsfall. Untersuchungen zur Anwen-dung spezieller Methoden der Einproben-technik, wie die elektrische und mag-netische Emission, die Schallemission,die Key-Curve-Methode sowie die laser-instrumentierte Messung der Kerböffnungbei invertierter Schlaganordnung zeigen


Zugfestigkeit Rm

[MPa]

Härte HB30

Bruchzähigkeit Kic

[MPa m1/2]

Grundgefüge

121 130 144 211 214 216 219 221 228 242 312 374 428 647

86 182 180 207 176 202 152 220 218 220 227 234 204 311

36,7 23,2 21,0 22,1 35,4 24,6 41,8 27,8 31,6 30,4 38,8 42,7 46,4 45,7

Ferrit Perlit Perlit

Martensit Perlit Bainit

Ferrit-Perlit Perlit Perlit Perlit Perlit Perlit

Ferrit-Perlit 1 Bainit 1

für EN-GJS-400-15 nur eine begrenzteReproduzierbarkeit [11]. Neuere Unter-suchungen an weisen die Key-Curve-Methode als Erfolg versprechend aus [12]bis [15].

Die Fähigkeit des Werkstoffs, einem sichmit hoher Geschwindigkeit ausbreitendenRiss auffangen zu können, wird über dieRissauffangzähigkeit KIa charakterisiert,die nach ASTME 1221-06 [16] bestimmtwird.

3 Gusseisen mit lamel- larer Graphitausbil- dung - GJLMit Beginn der bruchmechanischen Be-wertung von Gusseisen mit Lamellen-graphit [17] bis [23] machen die auf derBasis des LEBM-Konzeptes ermitteltenKennwerte auf die Abhängigkeit des Riss-ausbreitungswiderstandes von der Zähig-keit des Grundgefüges, der Graphitmor-phologie und den Beanspruchungsbe-dingungen aufmerksam.

Die Analyse der ablaufenden Schädi-gungsmechanismen zeigt, dass es auf-grund der inneren Kerbwirkung sowohl zuplastischen Verformungen im Grundge-füge als auch zum Bruch der Graphit-lamellen kommt, wodurch der Bruch durcheine stabile Risseinleitung und Rissaus-breitung initiiert wird [24]. Daher könnengültige bruchmechanische Kennwerte fürdie Bauteilbewertung nur über das FBM-Konzept bestimmt werden [25], [26], wo-bei die Rissinitiierungswerte des J-Inte-grals oder CTOD-Konzeptes den Beginnder stabilen Rissausbreitung definieren.

In der Tabelle 1 sind die an 25 mm dickenCT-Proben nach der Compliance Metho-de bestimmten, gefügeabhängigen Bruch-

Tabelle 1: Bruchmechanische Kennwerte für Gusseisen mitLamellengraphit (GJL) verschiedener Hersteller [25]

1 E-Graphit, alle anderen Sorten A-GraphitBild 4: Bruchzähigkeit in Abhängigkeit von der Zugfestigkeit fürGusseisen mit Lamellengraphit [25]

zähigkeitswerte enthalten. Die ermittel-ten Rissinitiierungswerte des J-Integral-Konzeptes wurden nach Gleichung (1) inKIc-Werte umgerechnet. Die für Guss-eisen mit Lamellengraphit charakteristi-sche direkte Proportionalität zwischenZugfestigkeit und Bruchzähigkeit (Bild 4)kann auf den Einfluss der Graphitmorpho-logie zurückgeführt werden, da mit ab-nehmender Teilchenzahl und -größe dieinnere Kerbwirkung des Graphits ab- undder Einfluss des Grundgefüges zunimmt.

Hinsichtlich bruchmechanischer Kenn-werte für zyklische Beanspruchung liegenrelativ wenige Ergebnisse vor, die zu-sätzlich aufgrund unterschiedlicher Mess-methoden, Gusseisensorten und Be-anspruchungsparameter (Frequenz, R-Wert) nur bedingt vergleichbar sind. Dienach [23] für ein niedrig legiertes GJL-350 (Rm = 391 N/mm², 0,66 % Cr, 0,81 %Ni und 0,52 % Mo) bei R = 0,1 ermitteltenWerte ΔKth = 6,47 MPa m1/2, m = 6,68 undC = 3,84 10-15 m/Lastwechsel lassen sichdagegen ohne weiteres in das Streuband(Bild 5) einordnen. Aus vergleichendenUntersuchungen an EN-GJL-100, EN-GJS-400 und EN-GJV-300 bei R = 0,1folgt, dass Gusseisen mit Lamellengraphitden niedrigsten ΔKth-Wert und bei glei-chem ΔK die höchsten Risswachstums-raten aufweist [29]. Die Überprüfung derGültigkeit des in [30] formulierten allge-meingültigen Risswachstumsgesetzes

5,39101,5 ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡Δ=

EKx

dNda

(5)

für Gusseisenwerkstoffe zeigt, dass ins-besondere bei EN-GJL-100 die gemes-senen da/dN-Werte oberhalb der Geradennach Gleichung (5) liegen, bei EN-GJL-200 und EN-GJL-350 eine Übereinstim-mung bis ΔK = 15 MPa m1/2 zu verzeich-nen ist [20].

4 Gusseisen mit vermi- cularer Graphitaus- bildung - GJVDie in der Tabelle 2 aufgeführten Kenn-werte des CTOD- und J-Integral-Konzep-tes wurden an 20%-seitengekerbtenSENB-Proben (10 x 20 x 100 mm) überdie Aufnahme von Risswiderstandskurven(JR-bzw. δR-Kurven) mit Hilfe der Comp-liance-Methode gemäß ESIS P2-92 be-stimmt. Die physikalischen und techni-schen Rissinitiierungswerte JiIBL und δilBLbeziehungsweise J0,2 und δ0,2 wurden imSchnittpunkt der Blunting-Line mit der JR-beziehungsweise δR-Kurven oder bei Δa= 0,2 mm ermittelt. Die Umrechnung in

Bild 5: Zyklische Risswachstumskurve fürGusseisen mit Lamellengraphit, gekenn-zeichneter Bereich nach Speidel und Grüter[20, 28]

ZugfestigkeitRm

[MPa]

HärteHB30

BruchzähigkeitKiC

[MPa m1/2]

Grund-gefüge


KJi/BL-Werte des K-Konzeptes erfolgtenach Gleichung (1) über die elastischenKonstanten E und ν.

Die Aufnahme von da/dN-ΔK-Kurven fürden ferritischen Werkstoff EN-GJV-300 er-folgte an SENB-Proben (10 x 20 x 100 mm),wobei für die Bestimmung der Rissver-längerung da/dN in Abhängigkeit von ΔKsowohl die Teilentlastung bei Messung derelastischen Nachgiebigkeit der Probe mitHilfe eines rechnergesteuerten servohy-draulischen Messsystems als auch dieMessung der Resonanzfrequenz zur An-wendung kamen.

Die werkstoffspezifischen Parameter Cund m wurden in Anlehnung an ASTME647-86 bestimmt. Die Kennwerte derzyklischen Risswachstumskurve sind inder Tabelle 3 zusammengestellt.

Die Abhängigkeit des ΔKth- und auch desΔΚfc-Wertes von der Mittelspannung (R-Wert) ist deutlich und kann für ΔKth gemäß

ΔKth, R = (1-R)γ ΔKth,R=o (6)

mit γ = 1,3 quantifiziert werden.

Im Rahmen eines alternativen Verfahrenszur Herstellung von Gusseisen mit vermicu-larer Graphitausbildung unter Ausnutzungeines gesteuerten Magnesiumabbrandeswurden neben den mechanischen Kenn-werten auch die bruchmechanischenKennwerte bei statischer und dynami-scher Beanspruchung ermittelt [31].

Die chemische Zusammensetzung einesGJV-300 mit unterschiedlichen Mg-Ge-halten ist in der Tabelle 4 enthalten.Die quantitative Analyse der sich in Ab-hängigkeit vom Mg-Gehalt ausbildendenGefüge (Bild 6) auf der Basis flächenge-wichteter Mittelwerte mit Hilfe eines Bild-verarbeitungssystems (SoftwareprogrammIMAGE-C) beinhaltet sowohl ein Bewertendes Grundgefüges (Anteil Perlit VP undKugelgraphit KA, Ferritkorngröße dF) alsauch die Graphitmorphologie (Tabelle 5).Diese wird durch die Teilchengröße dG undden die innere Kerbwirkung charakterisie-renden Formfaktor f quantifiziert, wobeidieser über

2

4U

Af ⋅=

π (7)

mit A - Fläche der Teilchenschnittfigur undU - Umfang der Teilchenschnittfigur denkreisförmigen Teilchenquerschnitt bei f = 1definiert. Der mittlere Graphitteilchenab-

Tabelle 2: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte des ferritischen Gusseisenwerkstoffs GJV -300

Tabelle 3: Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurvefür den ferritischen Gusseisenwerkstoff GJV-300 >

Tabelle 4: Chemische Zusammensetzung der untersuchten GJV-Werkstoffe in Gewichts-%

1 interne Bezeichnung

Tabelle 5: Gefügeausbildung und Gefügeparameter der untersuchten GJV-Werkstoffe


Bild 6: Gefüge der untersuchten GJV-300-Werkstoffea) GJV-300 (G) b) GJV-300 (C) c) GJV-300 (A) d) GJV-300 (B)

stand λ korrespondiert mit der Graphit-teilchengröße dG und der Graphit-teilchenanzahl NA, wobei nur Graphit-teilchen mit dG > 10 μm in die Auswertungeinbezogen wurden. Bezüglich der Be-stimmung des Kugelgraphitanteils KA wirdin [32] im Zusammenhang mit dem Vor-

stellen des VDG-Merkblattes W 50 „Guss-eisen mit Vermiculargraphit“ auf eine Ge-fügerichtreihe in der SAE-Norm J 1887hingewiesen. Bei den hier durchgeführtenAnalysen erfolgte die Ermittlung von KAüber die Zahl der Graphitteilchen mit demFormfaktor f ≥ 0,7.

1

GJV-300 (G) GJV-300 (C) GJV-300 (A) GJV-300 (B)

3,75 3,59 3,61 3,55

2,58 2,10 2,09 2,24

0,19 0,78 0,65 0,65

0,021 0,024 0,025 0,026

0,006 0,007 0,006 0,008

0,015 0,021 0,027 0,041

0,040 0,040 0,041 0,039

<0,005 <0,005 <0,005 <0,005

0,014 0,011 0,014 0,015

Werkstoff 1

Matrix VP

[%] dF

[µm] KA [%]

dG [µm]

λ [µm]

f NA [mm-2]


ferritisch ferritisch/perlitisch ferritisch/perlitisch ferritisch/perlitisch

1 13 13 17

43 46 51 51

15 12 36 24

38 42 40 48

36 43 59 64

0,52 0,48 0,59 0,57

322 208 115 88

Rp0,2 [MPa]

Rm

[MPa] A

[%] HB

Ji/BL

[kJm-2] J0,2

[kJm-2] KJi/BL

[MPa m1/2] δi/BL

[µm]

δ0,2

[µm] 240 295 5 137 8 19 33 21 45

R-Wert ΔKth

[MPa m1/2] m C ΔKfc

[MPa m1/2] 0,1 0,3 0,5

7,0 4,6 3,3

6,7 7,2 5,5

1,1 10-11 2,0 10-12 1,9 10-10

25 24 16

Werkstoff 1 C Si Mn P S Mg Ni Ce Al


Werkstoff 1

RP0,2

[MPa] Rm

[MPa] E

[GPa] A5 [%]

Z [%]

HBW 2,5/187,5

Ji/BL [kJ/m2]

J0,2 [kJ/m2]

Jdi/BL [kJ/m2]

Jd0,2 [kJ/m2]


246 238 248 261

335 345 385 403

152 154 162 159

9 9 14 16

6 5 9 9

138 146 146 157

8 9 18 19

25 22 38 40

8 9 20 19

23 30 42 44

Tabelle 6: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte der untersuchten GJV-Werkstoffe

Die mechanischen und bruchmechani-schen Kennwerte enthält Tabelle 6. Diestatischen Bruchzähigkeitswerte JiIBL be-ziehungsweise J0,2 wurden gemäß deroben beschriebenen Versuchsmethodikbestimmt.

Die experimentelle Bestimmung dyna-mischer Risswiderstandskurven nachdem J-Integral-Konzept (JdR-Kurven) er-folgte an vorermüdeten SENB-Proben (10x 10 x 55 mm) mit Hilfe eines instru-mentierten 300J-Pendelschlagwerkes.Aufnahme und Auswertung der erstmalsüber die Mehrprobentechnik („low-blow“-Technik) für Gusseisen mit vermicularer


Bild 7: Festigkeit und E-Modul in Abhängigkeit vom Mg-Gehalt (a) sowie Bruchdehnung und Brucheinschnürung in Abhängigkeit vomMg-Gehalt (b)

Bild 8: Statische Bruchzähigkeitswerte in Abhängigkeit vom Mg-Gehalt (a) und dynamische Bruchzähigkeitswerte in Abhängigkeit vomMg-Gehalt (b)

Graphitausbildung ermitteten JdR-Kurvenwurden in Analogie zur statischen Be-anspruchung nach ESIS P2-92 realisiert,wobei die physikalischen Jdi/BL- bezie-hungsweise technischen Jd0,2-Werte denRisseinleitungswiderstand gegen stoß-artige Beanspruchung charakterisieren.

Aus dem Verlauf der Kennwerte desZugversuches (Bilder 7a und b) folgtunter Einbeziehung von Kennwerten ausvorangegangenen Untersuchungen [33],[34], dass mit zunehmendem Mg-Gehaltund dem hiermit korrespondierendenhöheren Kugelgraphitanteil in Überein-

stimmung mit hierzu in [35] mitgeteiltenErgebnissen, sowohl Festigkeit und Härteals auch Verformbarkeit zunehmen. Dasgilt auch, wie aus Bild 8 ersichtlich, fürdie statischen und dynamischen Riss-initiierungswerte, wobei sich die stati-schen Rissinitiierungswerte den Wertendes EN-GJS-400-15 mit JiIBL = 29 kJm-2

und J0,2 = 56 kJm-2 nähern [36], wie auchaus Bild 9 hervorgeht. Hieraus folgt weiter,dass für den GJV-300 im Gegensatz zumEN-GJS-400-15, vielleicht im Ergebnisder inneren Kerbwirkung des Vermicular-graphits, kein zähigkeitsverringernder Ein-fluss bei dynamischer Beanspruchung er-kennbar ist.


GJS-400-15 GJS-800-8 GJS-1000-5

264 637 800

413 893 1062

26 13 8

143 292 344

18 n. b. 7

0,46 n. b. 0,03

21 11 8

51 35 20

60 45 37

37 31 6

92 27 15

5 Gusseisen mit sphä- rolitischer Graphit- ausbildung - GJSAus dem temperaturabhängigen Verlaufder Bruchzähigkeitskennwerte KIc (EDZ)beziehungsweise KQ (ESZ) für ferritischesEN-GJS-400-15, gemessen an 100 bis200 mm dicken CT-Proben, ist ableitbar,

Bild 9: Vergleich statischer und dynamischer Bruchzähigkeitswerte des GJV-300 und EN-GJS-400-15

Tabelle 7: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte

n. b. - nicht bestimmt

Bild 11: Bruchzähigkeit KIcJ (CT-Proben, Dicke 25 mm,

Teilentlastungsverfahren, ASTM E 813-81) in Abhängig-keit von der Zugfestigkeit für unterschiedliche Guss-eisenwerkstoffe [25]

Bild 10: Verlauf der unteren Grenzkurve für die temperaturabhängigen Bruch-zähigkeitswerte KiC und KQ für ferritisches EN-GJS-400-15, gemessen an 100bis 200 mm dicken CT-Proben [4]

dass gültige, das heißt auf das Bauteilübertragbare statische bruchmechani-sche Kennwerte mit vertretbaren Proben-abmessungen nur mit fließbruchmecha-nischen Konzepten bestimmt werdenkönnen (Bild 10). Die gefüge- und damitfestigkeitsbedingte Abhängigkeit derBruchzähigkeit KIC

J, abgeleitet aus Riss-widerstandskurven des J-Integral-Kon-zeptes und Umrechnung in K-Werte nachGleichung (1) geht aus Bild 11 hervor.

Die in der Tabelle 7 aufgeführten Kenn-werte des CTOD- und J-Integral-Konzep-tes wurden an 20%-seitengekerbtenSENB-Proben (10 x 20 x 100 mm) überdie Aufnahme von Risswiderstandskur-ven (Compliance Methode) gemäß ESISP2-92 bestimmt [37]. Die physikalischenRissinitiierungswerte Ji/BL

und δi/BL wurdenim Schnittpunkt der Blunting-Line mit derJR- beziehungsweise δR-Kurve ermittelt.Die Umrechnung der Ji/BL-Werte in Wertedes K-Konzeptes erfolgte nach Gleichung(1).

Aus den bruchmechanischen Kennwertenfür unterschiedliche Gusseisenwerkstoffegemäß Tabelle 7, in der auch die mecha-nischen Kennwerte des Zugversuchs, dieBrinellhärte HB und die Kennwerte desKerbschlagbiegeversuchs (Kerbschlag-zähigkeit KV, seitliche Breitung SB, ISO-V-Probe) aufgeführt sind, folgt, dass beiRaumtemperatur das Werkstoffversagenin der duktilen Matrix über eine stabileRissausbreitung initiiert wird.

Zieht man den EN-GJS-600-3 mit über-wiegend perlitischem Gefüge in dieseBetrachtung mit ein, so wird hier das Werk-stoffversagen durch eine überwiegendspaltflächige stabile Rissausbreitung biszu einem deutlichen „pop-in“-Effekt ein-geleitet, dem instabile Rissausbreitungfolgt. Die für EN-GJS-600-3 definiertenBruchzähigkeitswerte Jc = 15 kJm-2 undδc = 21 μm charakterisieren einen kriti-

WerkstoffEN-...

Rp0,2

[MPa]Rm

[MPa]A

[%]HB KV

[J]SB

[mm]J0,2

[kJm-2]KiC

JI

[MPa m1/2]

δ0,2

[µm]

δi/BL

[µm]Ji/BL

[kJm2]


GJS-400-15/5AZ1 GJS-400-15/2AZ1 GJS-400-15/4AZ1 GJS-400-15/10AZ1 GJS-400-15/11AZ1

65,67 77,00 129,30 126,00 170,00

0,040 0,068 0,037 0,080 0,050

0,320 0,378 0,440 0,570 0,520

24 30 35 34 45

Werkstoff EN-…

dG [µm]

λ [µm]

f

NA [mm-2]


17 23 49 53 97

33 56 94 91 150

0,84 0,81 0,66 0,77 0,64

184 69 19 56 19

Werkstoff EN-…

Rp0,2 [MPa]

Rm [MPa]

E [GPa]

A5 [%]

Z [%]


282 259 265 258 241

428 393 381 381 366

182 162 173 171 172

25 26 21 18 19

27 21 18 6 6

schen Rissinitiierungswert bei Auftretendes „pop-in“-Effektes, das heißt einerlokalen instabilen Rissausbreitung, derbei weiterer Belastung Werkstoffversagendurch instabile Rissausbreitung folgt.

Im Rahmen umfassender bruchmecha-nischer Messungen [33], [34], [36] wurdenan ferritischen EN-GJS-400-Werkstoffenmit unterschiedlicher Graphitteilchengrö-ße dG beziehungsweise Graphitteilchen-form f (Tabelle 8 und 9) der Einfluss desGefüges auf die physikalischen Rissiniti-ierungswerte des J-Integralkonzeptes un-tersucht.

Die Bestimmung der physikalischen Riss-initiierungswerte erfolgte über die Aufnah-me der Risswiderstandskurven (J-Δa-Kur-ven), durchbiegungsgeregelt nach derCompliance-Methode, an 20%-seitenge-kerbten SENB-Proben (10 x 20 x 100 mm)gemäß ESIS P2-92. Die Ji/BL-Werte wur-den im Schnittpunkt der Rissabstump-fungsgeraden (Blunting-Line) mit der J-Δa-Kurve bestimmt (Bild 12).

Dabei wird der Verlauf der J-Δa-Kurve übereine erweiterte Potenzfunktion

>Tabelle 10: Physikalische Riss-initiierungswerte des J-Integral-Konzeptes

Tabelle 8: Gefügeparameter

1 interne Bezeichnung, AZ - Ausgangszustand



<Bild 12: Risswiderstandskurvenferritischer Gusswerkstoffe mitglobularer Graphitausbildung beiVariation der Teilchengröße

Bild 13: „In-situ“-Zugversuch an rissbehafteten Proben aus EN-GJS-400-15a) Schematische Darstellungb) Beginn der Rissspitzenöffnungc) Rissspitzenöffnung und Ablösung der Graphitteilchen von der ferritischen Matrix (Pfeil kennzeichnet die ursprüngliche Risspitze)d) Stabile Rissausbreitung bis zum Bruch

Tabelle 9: Mechanische Kennwerte des Zugversuchs

WerkstoffEN-…

dG

[µm]λ

[µm]NA

[mm-2]

WerkstoffEN-…

Rp0,2

[MPa]Rm

[MPa]E

[GPa]A5

[%]Z

[%]

WerkstoffEN-…

A B C Ji/BL[kJ/m2]

CBaAJ )( +Δ⋅= (8)

angepasst und der Verlauf der Blunting-Line nach

J = 3,75 Rm · Δa (9)berechnet. Die physikalischen Rissiniti-ierungswerte Ji/BL sind mit den Parameternnach Gleichung (8) in Tabelle 10 darge-stellt.

Hieraus folgt, dass die den Risseinlei-tungswiderstand charakterisierendenJi/BL-Werte mit größer werdender Graphit-teilchengröße dG zunehmen. Bei globu-larer Graphitausbildung wird, wie im Er-gebnis von „in-situ“-Zugversuchen imRasterelektronenmikroskop nachgewie-sen werden konnte [34], die Schädigungdurch das Ablösen der Graphitteilchenvon der duktilen ferritischen Matrix einge-leitet (Bild 13). Da diese das Risswider-standsverhalten primär bestimmt, kannder höhere Risseinleitungs- und Rissaus-breitungswiderstand ursächlich auf denmit zunehmender Teilchengröße dG wach-senden Teilchenabstand λ zurückgeführtwerden.

Aus vorliegenden Ergebnissen folgt, dasseine Abschätzung physikalischer Rissiniti-ierungswerte von ferritischen GJS-400-Werkstoffen über Gefügeparameter undKennwerte des Zugversuches möglich ist.Die theoretischen Grundlagen der ver-

wendeten Korrelation sind ausführlich in[38] beschrieben. Aus dem Modell vonStroppe [39] kann für die hier unter-suchten GJS-400-Werkstoffe die einfacheBeziehung

Ji ≈ 4,7 Rm A λ (10)

abgeleitet werden. Weiter kann über dasModell der dehnungskontrollierten Riss-bildung für den duktilen Bruch eine em-pirisch abgeleitete Korrelation (Bild 14)

Ji = 4,6 (Rp 0,2 A λ) + 11,3 kJm-2 (11)

angegeben werden, die für den Fall grö-ßerer Abweichungen der Graphitteilchenvon der Kugelform gemäß

Ji = 4,2·105 (f λ) kJm-2 + 9,4 kJm-2 (12)

modifiziert werden kann [33], [34], [36].

Im Bild 15 sind die experimentell be-stimmten und die nach den Gleichungen(10), (11) und (12) berechneten Ji- Werteeinander gegenübergestellt. Es ist er-kennbar, dass unter Berücksichtigung desModellcharakters von Gleichung (10)einerseits und Beachtung der experi-mentell bedingten Messwertstreuungenandererseits das Risswiderstandsver-halten von ferritischen Gusseisenwerk-stoffen mit globularer Graphitausbildungmit ausreichender Genauigkeit auch ausderen Zugversuch-Kennwerten und Ge-fügeparametern ermittelt werden kann.

f


Gefüge

Prüftem-peratur

[°C]

Ji/BL

[kJ/m2]

KIC (Ji/BL)

[MPa m1/2]

J0,2

[kJ/m2]

TJ

Basiswerkstoff 20 -40

21 21

63 63

57 62

94 81

60 % Nodularität 20 -40

21 21

63 63

54 54

66 64

70 % Nodularität

20 -40

23 28

66 73

49 58

67 70

1,0 % interzellu-larer Graphit

20 -40

15 14

53 51

45 49

70 85

1,2 % interzellu-larer Graphit

20 -40

17 9

57 41

46 30

59 53

Zellengrenzen-carbide

20 -40

19 17

60 57

54 46

81 65

Ergebnisse zum Einfluss von Gefügeab-weichungen auf die mechanischen undbruchmechanischen Kennwerte von EN-GJS-400-15 und EN-GJS-700-2 werden in[40] bis [42] mitgeteilt. Details der schmelz-und gießtechnischen Realisierung zurgezielten Einstellung der Gefügeab-weichung, die zum Beispiel von denmetallischen Einsatzstoffen (Schrott,Roheisen, Impfmittel), der Schmelze-führung und -behandlung als auch derSchmelztemperatur bestimmt werden,sind ausführlich in [40] beschrieben. ImVergleich zum ferritisierend geglühtenBasiswerkstoff wurden Gefüge mit nied-rigerer Nodularität über einen reduziertenAnteil an Mg-Vorlegierung, interzellularerGraphit durch unterschiedliche Antimon-zugabe und die Ausbildung von Zellgren-zencarbiden über die Zugabe von Fer-

Tabelle 11: Bruchmechanische Kennwerte

Bild 15: Experimentell und rechnerisch bestimmte Ji-Werte

Tabelle 12: Bruchmechanische Kennwerte der zyklischen Risswachs-tumskurve

Gefüge Prüftem-peratur

[°C]

TJ

rochrom und Ferrobor realisiert. Die inAbhängigkeit vom Gefüge und der Tem-peratur bestimmten bruchmechanischenKennwerte sind in der Tabelle 11 ent-halten.

Die Ergebnisse für den Basiswerkstoffbestätigen, dass der GJS-400-15 bei-40 °C und statischer Beanspruchungnoch im Bereich der Hochlagenzähigkeitangeordnet ist. Erst bei deutlichen Abwei-chungen von der globularen Graphitaus-bildung ist unterhalb von -60 °C mitspaltflächiger Rissausbreitung zu rech-nen, wobei die Dominanz der Ferritkorn-größe im Übergangsbereich zu beachtenist [43]. Ein Einfluss der Nodularität aufdas Risswiderstandsverhalten im Ver-gleich zum Basiswerkstoff ist nicht fest-stellbar. Während bei der Anwesenheit

von Zellcarbiden eine tendenzielle Verrin-gerung des Risseinleitungs- und Rissaus-breitungswiderstandes insbesondere bei-40 °C zu verzeichnen ist, wird diese beiAnwesenheit von interzellularem Graphitprägnanter.

Das überwiegend duktile Verhalten deruntersuchten Gefügezustände ist auf ihreinselförmige Anordnung in der duktilenferritischen Matrix zurückzuführen. Erstwenn diese bei höheren Anteilen netz-förmig zusammenhängend im Gefügeauftreten, führt dies zu einer deutlichenVerringerung des Risseinleitungs- und Riss-ausbreitungswiderstandes, wie in [43] fürPerlitanteile über 20 % und erhöhte An-teile an Chunky-Graphit [43], [44] in GJS-400-15 nachgewiesen werden konnte.

In Hinblick auf die zyklische Beanspru-chung werden die Anforderungen an dieBetriebsfestigkeit hochwertiger Gussbau-teile sowie die zur Anwendung kommen-den Bemessungskonzepte ausführlich in[45] behandelt. Die für die Bewertungnach dem Nennspannungskonzept er-forderlichen Kennwerte der Wöhlerliniesind in Abhängigkeit von Formzahl, Ober-flächenzustand und Beanspruchungsbe-

Bild 14: Ji-Wert ferritischer Gusseisenwerkstoffe mit vermi-cularer und globularer Graphitausbildung in Abhängigkeit vomProdukt aus Bruchdehnung A, 0,2%-Dehngrenze Rp0,2 und mittle-rem Graphitteilchenabstand λ λ λ λ λ beziehungsweise dem Produkt f . λλλλλ

Ji/BL

[kJm2] [MPa m1/2]

KIC (Ji/BL

)

[kJ/m2]

J0,2

Werkstoff EN...

R-Wert ΔKth


[MPa m1/2]

GJS-400-15

0,1 0,3 0,5

7,5 6,2 4,5

4,5 4,6 4,2

2,2 . 10-10 3,8 . 10-10 1,3 . 10-9

40 31 22

GJS-600-3

0,1 0,3 0,5

6,9 6,6 4,6

4,1 3,9 3,7

1,2 . 10-9 1,3 . 10-9 1,9 . 10-9

34 27 19

GJS-800-8

0,1 0,3 0,5

5,4 4,8 4,3

2,9 3,0 3,2

0,9 . 10-8 1,1 . 10-8 1,0 . 10-8

51 40 29

GJS-1000-5

0,1 0,3 0,5

5,5 4,0 3,4

2,9 2,7 2,8

2,3 .10-8 3,3 .10-8 3,9 .10-8

45 33 24


dingungen für ferritisch-perlitische undperlitische Gusseisenwerkstoffe mit Ku-gelgraphit in [46] zusammengestellt.

Gegenstand eigener Untersuchungen wardie Bewertung des Werkstoffverhaltensim low cycle fatigue-Bereich über die ana-lytische Beschreibung zyklischer Span-nungs-Dehnungs-Kurven mit Hilfe derRamberg-Osgood-Beziehung sowie aufder Basis von Dehnungswöhlerlinien undderen Beschreibung mit dem Ansatz vonManson und Morrow [37]. Die Ergebnisseder ebenfalls durchgeführten bruchme-chanischen Messungen über die Auf-nahme zyklischer da/dN-ΔK-Kurven sindin der Tabelle 12 zusammengestellt.Hieraus folgt für den Bereich I der da/dN-ΔK-Kurve die bekannte Abhängigkeit derΔKth-Werte von der Mittelspannung (R-Wert) und im Hinblick auf die Gefüge dieVerringerung von ΔKth mit zunehmenderRp0,2-Grenze.

Aus einer vergleichenden Bewertung deszyklischen Risswachstums im Bereich IIder da/dN-ΔK-Kurven folgt für Gusseisenmit globularer Graphitausbildung und fer-ritischem, ferritisch-perlitischem und aus-tenitisch-ferritischem Grundgefüge eineweitgehende Gefügeunabhängigkeit [47].

Die Abhängigkeit von der Mittelspannungwird auch für den ΔKfc-Wert (Bereich III)deutlich, der den Übergang zum Rest-bruch charakterisiert. Die höheren ΔKfc-Werte der ADI-Werkstoffe EN-GJS-1000-5 im Vergleich zu EN-GJS-600-3 deuten,wie auch aus den LCF- und Random-versuchen folgt, auf eine höhere Über-lastbarkeit hin.

Aus Untersuchungen an ferritischem EN-GJS-400-15 mit unterschiedlichen Gra-phitteilchengrößen dG im Bereich von 21bis 54 μm folgt eine Verringerung der ΔKth-Werte von 8,3 MPam1/2 auf 6,5 MPa m½ mitabnehmender Graphitteilchengröße [27],[28]. Dies korreliert einerseits mit der kor-respondierenden Abnahme des Teilchen-abstandes λ und der hieraus nach dem

Ritchie-Modell folgenden Abnahme derfreien Weglänge der Versetzungen sowieandererseits mit der Zunahme der 0,2-Dehngrenze. Beide Einflussgrößen ver-ringern die zur Rissbildung erforderlicheplastische Deformation, zum Beispiel inErmüdungsgleitbändern oder an Grenz-flächen der Graphitteilchen, wie bei zy-klischen „in-situ“-Versuchen im REM be-obachtet wurde [48].

Für den Bereich II der da/dN-ΔK-Kurve istein weitestgehend Teilchengrößen unab-hängiges Risswachstum zu verzeichnen.Für Graphitteilchengrößen im Bereich vondG = 21 bis 54 μm kann als Mittelwertskurve

da/dN= 6,4 · 10-12 (ΔK)6,1 (13)

angegeben werden.

Im Rahmen von zyklischen „in-situ“-Ver-suchen wurde weiter nachgewiesen, dassdie Schädigungsprozesse bei globularerGraphitausbildung durch Ablösen derGraphitkugeln von der ferritischen Matrixmit nachfolgender Mikrorissbildung be-stimmt werden. Abweichungen von derglobularen Graphitausbildung führen in-folge des Brechens der Graphitteilchenund Mikrorissbildung zu höheren Riss-wachstumsgeschwindigkeiten. Chunky-Graphit im EN-GJS-400-15 bewirkt eben-falls aufgrund der hohen inneren Kerb-

Bild 16: Einfluss der Beanspruchungsrate auf die Bruchzähigkeit vonEN-GJS-400-15 für bauteilbezogene Temperaturen [49]

wirkung eine deutliche Erhöhung der da/dN-Werte im Bereich II der da/dN-ΔK-Kurve [44].

Vorliegende Ergebnisse hinsichtlich derdynamischen Beanspruchbarkeit für EN-GJS-400-15 orientieren sich schwerpunkt-mäßig an der Bruchsicherheitsbewertungvon Behältern für den Transport abge-brannter Brennstäbe (siehe Abschnitt 8.6).

Aufwändige Stossbiegeversuche an140 mm dicken S(E)B-Proben aus EN-GJS-400-15 mit unterschiedlichen Perlit-anteilen machen im Vergleich zu den sta-tisch geprüften 100 mm dicken CT-Probenauf den Einfluss der Beanspruchungs-geschwindigkeit aufmerksam, der sichhier sowohl in der Größe der gültigen KId-Werte als auch in der deutlichen Verschie-bung des Übergangsbereichs dokumen-tiert (Bild 16).

Die experimentelle Bestimmung dynami-scher Bruchzähigkeitskennwerte mit ver-tretbaren Probenabmessungen wird überdie Aufnahme dynamischer Risswider-standskurven nach dem CTOD- oderJ-Integral-Konzept praktiziert, wobei diezeit- und materialaufwändige Mehrpro-bentechnik („low-blow“-Technik) zumEinsatz kommt [50]. Bild 17 enthält die

Bild 17: Dynamische Risswiderstandskurve für EN-GJS-800-8

Bild 18: Rissauffangzähigkeit in Abhängigkeit von der Tem-peratur [52, 59]


259 393 26 21 141

Gefügebestandteile [54] und typischerSchweißfehler (Risse, Schlacken, Porenu. a.) kommen kann, wobei auch hier, inAnalogie zum Stahlschweißen, der Wär-meeinflusszone besondere Beachtung zuschenken ist. Die Bruchsicherheit desBauteils im Bereich der Schweißverbin-dung wird, ausreichende Festigkeit vor-ausgesetzt, durch die Werkstoffzähigkeitbestimmt.

Definiert man die Zähigkeit als Vermögendes Werkstoffs, Überbeanspruchungenim Bereich von Spannungskonzentra-tionsstellen unter Sprödbruch förderndenBeanspruchungsbedingungen, wie tiefenUmgebungstemperaturen, schlagartigerBeanspruchung und Mehrachsigkeit desSpannungszustandes (Formzahl, Wand-dicke, Eigenspannungen), durch lokaleplastische Deformationen abzubauen,wird die erweiterte Aussagefähigkeitbruchmechanischer Kriterien deutlich. Diemögliche Korrelation von Riss- bezie-hungsweise Defektgröße, Bauteilbean-spruchung und Bruchzähigkeit gestattenin Verbindung mit den konventionellenKriterien zur Bewertung der Bruchsicher-heit eine beanspruchungsgerechtereBauteilbewertung und muss insbeson-dere beim Konstruktionsschweißen po-tentiell bruchgefährdeter Gussteile in dieSicherheitsbewertung integriert werden.

Bestätigt wird dies auch im Ergebnis derbruchmechanischen Bewertung einer

Bild 19: Härteverlauf und Gefüge für die artgleiche Schweiß-verbindung aus EN-GJS-400-15

Tabelle 13: Mechanische Kennwerte des EN-GJS-400-15 AZ (AZ Aus-gangszustand)

Tabelle 14: Schweißtechnologie und Wärmebehandlung des EN-GJS-400-15

Verfahren

Elektrolichtbogenhandschweißen, Gleichstrom, Elektrode = Pluspol

Zusatzwerkstoff

artgleich, basisch, graphitisch umhüllte Stabelek-trode, GRICAST 55, Durchmesser 3,2 und 4 mm

Nahtvorbereitung

- Blechdicke 13 mm, - halbe V-Naht, 45°-Winkel, - etwa 2° Dachlage (WIG-geheftet), - 2 mm Wurzelspalt

Badsicherung Formschiene aus Kupfer Schweißparameter

- Vorwärmtemperatur 650 bis 700 °C gehalten durch Glühmatten (Absinken auf etwa 600 °C während des Abschlackens) - 5 Lagen mit Durchmesser 3,2 mm 4 mm U [V] 18 18 I [A] 140 180

Wärmebehandlung

- 920 °C/180 min (aus der Schweißwärme Aufheizen und Halten mit Glühmatten) - T8/5-Zeit = 180 min

Bestimmung und Definition physikalischer(Jdi) und technischer (Jd0,2) Rissinitiierungs-werte am Beispiel eines ADI-Werkstoffs,ermittelt an gestuft schlagbiegebean-spruchten SENB-Proben (10 x 10 x 55 mm)mit Ermüdungsriss („low-blow“-Technik).

Die dynamischen Rissinitiierungswertefür ferritisches EN-GJS-400-15 zeigen inAnalogie zu den statischen Werten einedeutliche Gefügeabhängigkeit und ma-chen im direkten Vergleich deutlich, dassdie stoßartige Beanspruchung sowohl beiRT als auch bei tiefen Temperaturen zueiner deutlichen Verringerung des Riss-einleitungswiderstandes führt [51]. DieBewertung des dynamischen Rissaus-breitungswiderstandes wird auch über dieBestimmung der Rissauffangzähigkeit KIanach ASTME1221-06 zur Beurteilung destemperaturabhängigen Rissstopp-Verhal-tens (Rissarrest) für EN-GJS-400-15 prak-tiziert (Bild 18).

Mit dem gestiegenen Einsatz der Guss-eisenwerkstoffe mit globularer Graphit-ausbildung hat auch die Schweißeignungdieser Werkstoffgruppe an Bedeutunggewonnen. Hierbei ist zu beachten, dasses sowohl bei den unterschiedlichen An-wendungsfällen des Gusseisenschwei-ßens (Instandsetzungsschweißen, Ferti-gungsschweißen, Konstruktionsschwei-ßen) als auch bei den verschiedenen Ver-fahrensvarianten (artgleiches oder art-fremdes Schweißen) zur Bildung spröder

artgleichen Schweißverbindung aus EN-GJS-400-15 bei statischer und dynami-scher Beanspruchung [36], [54] bis [59].Die Kennwerte des Zugversuchs sowieder Härtemessung sind in der Tabelle 13zusammengestellt. Die Parameter der op-timierten Schweiß- und Wärmebehand-lungstechnologie [36] zur Herstellung ei-ner artgleichen Schweißverbindung sindin Tabelle 14 aufgeführt.

Das Ergebnis der optimierten „In-situ“-Wärmebehandlung wurde über die Mes-sung der Härteprofile quer zur Schweiß-naht in Verbindung mit metallographi-schen Gefügeaufnahmen aus den Be-reichen Grundwerkstoff (GW), Wärme-einflusszone (WEZ) und Schweissgut (SG)kontrolliert (Bild 19). Hieraus folgt, dassbei einem Perlitanteil unterhalb 10 %im Grundwerkstoff und einem perlitfreienSchweißgut das Auftreten spröder Gefü-geanteile in allen Bereichen der Schweiß-verbindungen unterbunden wird. Deutlicherkennbar ist die unterschiedliche Teil-chen- und Ferritkorngröße für die Berei-che Grundwerkstoff und Schweißgut. Dieüber eine quantitative Gefügeanalyse be-stimmten Gefügeparameter für dieseBereiche sind unter Einbeziehung desAusgangszustandes in der Tabelle 15 zu-sammengestellt. Vergleicht man die mitder Teilchengröße dG korrelierenden Pa-rameter Sv, NA, λ und dF, so sind die Über-einstimmungen zwischen Ausgangszu-stand und Grundwerkstoff sowie die

0,2 %- Dehn-grenze

Rp0,2

[MPa]

Zugfestig-keitRm

[MPa]

Bruchdeh-nung

A5

[%]

Bruchein-schnürung

Z[%]

HärteHV10


GJMB-350-10 GJMB-450-6 GJMB-650-2

13 12 5

0,36 0,26 0,15

-74 -44 48

55 54 50

-98 -91 -37

GJMB-350-10 GJMB-450-6 GJMB-650-2

213 312 450

332 453 703

15,0 10,0 5,7

13,0 9,7

5,0

125 163 245

gen [60], [61]. Die mechanischen Kenn-werte sind in der Tabelle 17 zusammen-gestellt.

Schlagbiege- und Kerbschlagbiegever-suche an einem instrumentierten Pendel-schlagwerk wurden zur konventionellenBewertung der Zähigkeit durchgeführt.Neben der Schlagarbeit K und der Kerb-schlagarbeit KV kann auch die SeitlicheBreitung SB, das Maß für die Ein-schnürung der Probe vor dem Kerb, alsZähigkeitskennwert herangezogen wer-den. Die an Schlagbiegeproben und ISO-V-Spitzkerbproben der Abmessung 10 x10 x 55 mm ermittelten K-T- und KV-T-Kurven (Mittelwertkurven, drei Proben jeTemperatur) sind aus Bild 21 und 22ersichtlich. Die abgeleiteten Kennwerte(Tabelle 18) charakterisieren die gefü-geabhängige Zähigkeit bei Raumtem-peratur und die Übergangstemperaturenbei TÜ

1/2 = 0,5 x (Hochlagenwert + Tief-lagenwert).

n. b. - nicht bestimmt AZ - Ausgangzustand GW - GrundwerkstoffWEZ - Wärmeeinflusszone SG - Schweißgut

deutliche Differenz zum Schweißguterkennbar. Das gilt auch für den die Teil-chenform beschreibenden Formfaktor f.

Sowohl aus dem Verlauf der JR- und δR-Kurven (Bild 20) als auch aus den in derTabelle 16 aufgeführten bruchmechani-schen Kennwerten sind der gefügebe-dingt übereinstimmende Rissinitiierungs-widerstand von Ausgangszustand, Grund-werkstoff und Wärmeeinflusszone er-sichtlich. Der deutliche Unterschied zumSchweißgut ist auf die deutlich geringereGraphitteilchengröße und den korrespon-dierenden kleineren Teilchenabstand zu-rückzuführen.

Die partielle Bruchgefahr, die von einemderartigen zähigkeitsmindernden Mis-match-Effekt ausgeht, wird verstärkt,wenn die mögliche Stützwirkung duktilerNachbarbereiche durch das Auftretenspröder Gefügeanteile in der Wärmeein-flusszone unterdrückt wird. Aus vorlie-genden Ergebnissen folgt, dass mit demabkühlungsbedingten Auftreten perliti-scher, bainitischer und martensitischerGefüge in der ferritischen Matrix der Riss-ausbreitungswiderstand bei unterschied-lichen Beanspruchungsarten deutlich ver-ringert wird, so dass sowohl der Anteildieser Gefüge als auch ihre mögliche An-ordnung bei der Optimierung der Schweiß-technologie vordergründig zu beachtensind [36].

Bild 20: JR- und δδδδδR-Kurven für den Ausgangszustand und dieartgleiche Schweißverbindung von EN-GJS-400-15

Tabelle 16: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte der artgleichen Schweiß-verbindung eines EN-GJS-400-15

Tabelle 18: Kennwerte der Schlagbiege- und Kerbschlagbiege-versuche bei Raumtemperatur und Übergangstemperaturen

Tabelle 17: Mechanische KennwerteWerkstoff

EN-…Rp0,2

[MPa]Rm

[MPa]A3

[%]Z

[%]Härte

HBW2,5/187,5

WerkstoffEN-…

Kerbschlagbiegeversuch Schlagbiegeversuch KV SB Tü1/2 K Tü1/2

[J] [mm] [°C] [J] [°C]

6 Temperguss6.1 Schwarzer TempergussDie experimentelle Bestimmung dermechanischen und bruchmechanischenKennwerte ferritischer, ferritisch-perli-tischer und perlitischer nicht entkohlendgeglühter Tempergusswerkstoffe warGegenstand umfangreicher Untersuchun-

Parameter Ausgangs- zustand

Grundwerk- stoff

Schweißgut

Volumenanteil VV des Graphits [%] Spezifische Grenzfläche SV des Graphits [mm-1] Mittlerer Graphitteilchenabstand λ [µm] Graphitteilchengröße dG [µm] Graphitteilchenanzahl NA [mm-2] Graphitformparameter f Ferritkorngröße dF [µm]

12 16 58 23 62

0,84 30

10 14 52 21 70

0,80 28

8 40 16 7 670

0,70 18

Kennzeichnung der Graphitausbildung nach VDG-Merkblatt P 441 Graphitanordnung Graphitform Graphitgröße

A VI 6

A VI 6

A VI 8

Tabelle 15: Gefügeparameter der artgleichen Schweißverbindung des EN-GJS-400-15

Werkstoff EN…

Rp0,2

[MPa] Rm

[MPa] A

[%] Ji

[kJm-2] J0,2

[kJm-2] δi

[µm] δ0,2

[µm]

GJS-400-15 AZ GJS-400-15 GW GJS-400-15 WEZ GJS-400-15 SG

259 264 n. b. 301

393 408 n. b. 441

26 24

n. b. 23

35 42 32 21

47 49 46 29

65 78 60 34

90 92 87 50


11 16

34 37

102 35

GJMB-350-10 GJMB-450-6 GJMB-650-2 Keine gültige R-Kurve

17 21

61 47

52 20

GJMB-350-10 GJMB-450-6 GJMB-650-2 Keine gültige R-Kurve

GJMB-350-10 GJMB-450-6 GJMB-650-2

47 40 9

78 57 27

50 19 11

GJMB-350-10 GJMB-450-6 GJMB-650-2

22 28 11

39 42 28

81 29 15

CTOD-Konzept δi/BL δ0,2 Tδ

0,2-1

[µm] [µm]

Werkstoff J-Integral-Konzept EN-… Ji/BL J0,2 TJ

0,2-1

[kJ/m2] [kJ/m2]

CTOD-Konzept δi/BL δ0,2 Tδ

0,2-1

[µm] [µm]

Tabelle 19: Statische bruchmechanischeKennwerte für Schwarzen Temperguss beiRaumtemperatur

Werkstoff J-Integral-Konzept EN-… Ji/BL J0,2 TJ

0,2-1

[kJ/m2] [kJ/m2]

Aus der vergleichenden Gegenüberstel-lung der Kennwerte folgt, in Überein-stimmung mit den in [62] hierzu mitge-teilten Ergebnissen, dass das Zähigkeits-niveau von schwarzem Temperguss deut-lich abgesenkt wird, wenn die Span-nungsversprödung der Kerbwirkung be-rücksichtigt wird. Aus Tabelle 18 wirdweiter deutlich, dass die Kennwerte desKerbschlagbiegeversuchs den Einflussdes Gefüges signifikanter differenzierenals die des Schlagbiegeversuchs.

Die experimentelle Ermittlung bruchme-chanischer Kennwerte bei statischer Be-anspruchung erfolgte unter Zugrunde-legung eines elastisch-plastischen Werk-stoffverhaltens nach fließbruchmechani-schen Konzepten. Aus dem Verlauf derRisswiderstandskurven (Bilder 23 und24) wird deutlich, dass mit zunehmendemPerlitanteil der Risseinleitungs- und Riss-ausbreitungswiderstand abnimmt (Tabel-len 19 und 20). Beachtenswert ist hierbei,dass der perlitische EN-GJMB-650-2 beiRaumtemperatur über eine stabile Riss-ausbreitung bis zum Bruch versagt. DieUrsache hierfür ist, wie aus dem Gefügefolgt, die Einformung des Perlits aufgrundder Wärmebehandlung.

Das linear-elastische Werkstoffverhaltendes EN-GJMB-650-2 bei -40 °C bedingteine Auswertung nach dem K-Konzept(Tabelle 21), wobei der KIc-Wert von 25MPa m½ bei -40 °C die Kriterien hinsicht-lich Bauteilübertragbarkeit erfüllt. Der bei0°C bestimmte Wert erfüllt diese Bedin-gung nicht und wird deshalb als proben-dickenabhängiger KQ-Wert ausgewiesen.Die auch über das K-Konzept darstellbareTemperaturabhängigkeit der bruchmecha-nischen Kennwerte für EN-GJMB-650-2ist über die Umrechnung des bei 20 °Cbestimmten Rissinitiierungswertes Ji/BL ineinen K-Wert nach Gleichung (1) möglich.

Eine vergleichende Bewertung andererferritischer Gusseisenwerkstoffe mit EN-GJMB-350-10 ist in den Bilder 25 bis 27sowie Tabelle 22 dargestellt. Die vor der

Bild 23: Statische Risswiderstandskurven des J-Integral-Konzeptes für verschiedeneSorten von Schwarzem Temperguss (links)Bild 24: Statische Risswiderstandskurven des CTOD-Konzeptes für verschiedene Sortenvon Schwarzem Temperguss (rechts)

Bild 21: Einfluss der Temperatur auf die Schlagarbeit (Schlagenergie 300 J, Schlagge-schwindigkeit 5,5 m/s) (links)Bild 22: Einfluss der Temperatur auf die Kerbschlagarbeit (Schlagenergie 300 J, Schlagge-schwindigkeit 5,5 m/s) (rechts)

Tabelle 20: Statische bruchmechanischeKennwerte für Schwarzen Temperguss bei- 40 °C

Bild 25: Mikrogefüge und Graphitmorphologie-Parameter verschiedener untersuchter Gusseisenwerkstoffe


Rissspitze im Bereich der plastischenZone ablaufenden Schädigungsprozes-se, die sich durch rasterelektronenmi-kroskopische „in-situ“-Versuche darstel-len lassen (Bild 28), bestimmen denunterschiedlichen Risseinleitungs- undRissausbreitungswiderstand duktiler Guss-eisenwerkstoffe mit globularer, vermi-cularer und knötchenförmiger Graphit-ausbildung. Bei übereinstimmender Duk-tilität der Matrix bestimmen Form undGröße der Graphitteilchen die Bruchzä-higkeit, wie der Vergleich zwischen EN-GJS-400-18 mit unterschiedlicher Gra-phitteilchengröße und GJV-300 zeigt.

Bei globularer Graphitausbildung wird dieSchädigung durch das Ablösen der Gra-phitteilchen von der duktilen ferritischenMatrix eingeleitet (Bild 28 links). Da diesedas Risswiderstandverhalten primär be-stimmt, nimmt mit kleiner werdender Teil-chengröße dG beziehungsweise verringer-tem Teilchenabstand λ der Risseinlei-tungs- und Rissausbreitungswiderstandab (siehe Abschnitt 5). Bei vermicularerGraphitausbildung kommt es aufgrund dergrößeren inneren Kerbwirkung zum Bruchder Teilchen (Bild 28 Mitte), das heißt zuhöheren Beträgen stabiler Rissausbreitungbei geringeren äußeren Beanspruchungen,als deren Ergebnis die Risswiderstands-kurve deutlich flacher verläuft. Das höhereRisswiderstandsverhalten des EN-GJMB-350-10 beruht, trotz Brechen der Teilchen(Bild 28 rechts), auf der höheren Duktilitätder Matrix, bedingt durch einen verrin-gerten Graphitvolumenanteil und einemniedrigen Siliciumgehalt [60].

Temperatur T = -40 °C T = 0 °C T = 20 °C

Tabelle 21: Statische bruchmechanischeKennwerte für EN-GJMB-650-2 in Abhängig-keit von der Temperatur

Bild 26: Statische Risswiderstandskurven des J-Integral-Konzeptes für ferritische Guss-eisenwerkstoffe (links)Bild 27: Statische Risswiderstandskurven des CTOD-Konzeptes für ferritische Guss-eisenwerkstoffe (rechts)

Bild 28: Rasterelektronenmikroskopische Analyse von „in-situ“-Zugversuchen an ferriti-schen Gusseisenwerkstoffen zur Darstellung der Schädigungsvorgänge bei Risseinleitungund Rissausbreitung

1 Graphitteilchengröße dG = 47 µm 2 Graphitteilchengröße de = 22 µm

Tabelle 22: Statische bruchmechanischeKennwerte für verschiedene ferritische Guss-eisenwerkstoffe bei Raumtemperatur und- 40 °C (links)<

6.2 Weißer TempergussDie Gefügeparameter der unterschied-lichen Werkstoffe sind in der Tabelle 23aufgeführt. Dabei wurden im Vergleich zuvorausgegangenen Messungen an Guss-eisengusswerkstoffen mit globularer undlamellarer Graphitausbildung vor allembei Anwesenheit stark zerklüfteter Tem-perkohleteilchen große Streuungen beiden Parametern Teilchengröße und -formregistriert, so dass sich die zusätzlicheEinbeziehung von Gefügerichtreihen [63],[64] erforderlich machte [65]. Nichtme-tallische Einschlüsse traten in Form vonMangansulfiden mit und ohne eingela-gerte Aluminiumoxiden auf, vereinzelt

25 35 45

KennwertKic

[MPa m1/2]KQ

[MPa m1/2]KJi/BL

[MPa m1/2]

-40 °CWerkstoff

EN-...J-Integral-Konzept

RaumtemperaturJi/BL

[kJ/m2]J0,2

[kJ/m2]TJ

0,2-1 Ji/BL

[kJ/m2]TJ

0,2-1J0,2

[kJ/m2]

43 11 26

63 34 42

98 102 44

GJS-400-18 (A) 1 GJMB-350-10 GJS-400-18 (B) 2 GJV-300

40 22 28 8

74 39 42 19

109 81 38 27 Keine gültige R-Kurve

-40 °C

CTOD-KonzeptRaumtemperatur

δi/BL

[µm]

68 17 50

99 61 72

41 52 34

GJS-400-18 (A) 1 GJMB-350-10 GJS-400-18 (B) 2

GJV-300

74 47 52 21

141 78 75 45

67 50 33 23 Keine gültige R-Kurve

δ0,2

[µm]Tδ

0,2-1δi/BL

[µm]δ0,2

[µm]Tδ

0,2-1


GJMW-360-12 GJMW-400-5 GJMW-450-7 GJMW-550-4

134 65 123 104

2,06 0,78 1,60 1,33

-62 -31 -85 -87

-66 -26 -81 -82

11 7 9 6

0,35 0,12 0,19 0,08

1 0 6 15

-10 17 5 36


6 8 8 9

28 32 33 31

48 40 38 38

164 184 199 220

0,66 0,52 0,46 0,45

21 32 0 0

73 1 60 1

92 2 91 3

wurden auch sehr kleine (etwa 1 µm) Titan-nitride oder -carbonitride mit Hilfe desREM-EDX-Systems „Kevex“ festgestellt.

Die Kennwerte des Zugversuches(Tabelle 24) wurden an Proben nach DINEN 1562 mit d0 = 9, 12, 15 mm ermittelt.Für die exakte Bestimmung der Rp0,2-Grenze und des Elastizitätsmoduls mach-te sich eine geringe mechanische Bear-beitung der Probenoberfläche erforderlich.Neben den Kennwerten der scheinbarenSpannungs-Dehnungskurve wurden auchdie der wahren Spannungs-Dehnungs-kurve gemäß dem Ansatz nach Ramberg-Osgood mit dem Koeffizienten K und demVerfestigungsexponent n bestimmt.

Die Härtewerte nach Brinell steigen mitzunehmendem Perlitanteil (Bild 29) undkorrespondieren für die untersuchtenTempergusslegierungen mit der Zugfes-tigkeit gemäß

Rm = 2,7 HB [N/mm2] (14)

Zur Bewertung des Werkstoffverhaltensbei dynamischer Beanspruchung wurdenSchlagbiegeversuche an unbearbeitetenSchlagbiegeproben und Kerbschlagbie-geversuche an bearbeiteten KSBV-Pro-ben im Temperaturbereich von -196 bis200 °C mit Hilfe eines instrumentierten300-J-Pendelschlagwerkes durchgeführt.Aus dem Verlauf der K-T- beziehungs-weise KV-T-Kurven (Bilder 30 und 31)

Tabelle 23: Gefügeparameter von Weißem Temperguss (Bruch-mechanik-Proben, Querschnitt 10 x 20 mm)

1 Pertit lamellar 2 Pertit eingeformt 3 Pertit nur teilweise eingeformt

Tabelle 24: Mechanische Kennwerte von Weißem Temperguss

Tabelle 25: Kennwerte der Schlagbiege- und Kerbschlagbiege-versuche an Weißem Temperguss bei Raumtemperatur und Über-gangstemperaturen

Tü1/2K - Übergangstemperatur bei 0,5 (Kmax + Kmin) in der K-T-Kurve

Tü1/2KV - Übergangstemperatur bei 0,5 (KVmax, + KVmin) in der KV-T-Kurve

Tü1/2SB - Übergangstemperatur bei 0,5 (SBmax + SBmin) in der SB-T-Kurve

Bild 29: Kennwerte des Zugversuches und Härte in Abhängigkeit vom Perlitanteil

Bild 30: Verlauf der T-K-Kurven und Gefüge der Werkstoffe aus derVersuchsreihe (links)Bild 31: Verlauf der KV-T-Kurven und Gefüge der Werkstoffe ausder Versuchsreihe (rechts)

Vp[%]

WerkstoffEN-…

VG

[%]dG

[µm]λλλλλ

[µm]NG

[mm-2]f V

F

[%]

Rp0,2 [MPa] Rm [MPa] Rp0,2/Rm E-Modul [GPa] A3 [%] Z [%] K n Härte HBW2,5/30

162 330 0,49 179 28 28 543

0,238 110

166 348 0,48 179 21 20 562

0,237 140

180 377 0,48 179 9 11 717

0,250 155

218 438 0,50 173 6 8

1053 0,289 180

238 515 0,46 173 5 5

1375 0,322 186

230 500 0,46 173 5 3

1238 0,290 173

267 501 0,53 175 8 9

1089 0,282 192

304 536 0,57 175 5 5

1365 0,299 196

262 488 0,54 175 8 9 991

0,249 168

396 608 0,65 171 7 8

1023 0,181 230

485 714 0,68 171 6 5

1199 0,168 230

496 678 0,73 171 4 2

1121 0,139 229

9 12 15 9 12 15 9 12 15 9 12 15

Werkstoff

EN-…

Kennwert

GJMW-360-12 GJMW-400-05 GJMW-450-07 GJMW- 550-04

Probendurchmesser [mm]

KerbschlagbiegeversuchTü

1/2SB

[°C]

Werkstoff

EN-…

SchlagbiegeversuchSB

[mm]

K

[J]

Tü1/2K

[°C]

Tü1/2SB

[°C]

KV

[J]

SB

[mm]

TÜ1/2KV

[°C]



10 9 8 12

27 24 29 25

99 41 40 9

- 16 10 -

- 29 23 -

33 - -

20

- 38 30 -

24 24 15 18

61 50 52 28

59 37 37 10

- 36 6 -

- 59 27 -

73 - -

20

- 28 22 -

dem Verlauf der bei RT aufgenommenenJR- und δR-Kurven für die untersuchtenGJMW-Werkstoffe folgt, dass der Bruchduktil über eine stabile Rissausbreitungeingeleitet wird (Bild 32). Wie aus Tabel-le 26 ersichtlich, weisen die bei RT be-stimmten physikalischen und technischenJ-Integralwerte den Einfluss des Gefügesauf den Risseinleitungswiderstand nurtendenziell aus. Die CTOD-Werte diffe-renzieren die Gefügeabhängigkeit deut-licher, weil zum einen die Rissspitzen-öffnung direkt mit dem Gefüge vor derRissspitze korreliert und zum anderen dietechnische Fließgrenze σF in die Be-rechnung des CTOD-Wertes eingeht.

Der Werkstoffwiderstand gegen stabileRissausbreitung, charakterisiert durch dieTJ- und Tδ-Werte, nimmt gefügeabhängigmit steigender Festigkeit ab. Bei -40 °Cwird in Abhängigkeit vom Perlitanteilbeziehungsweise der Perlitform (Bild 32)das Werkstoffversagen entweder durcheine stabile Rissausbreitung bis zumBruch oder durch eine überwiegend spalt-flächige stabile Rissausbreitung bis zu ei-nem deutlichen „pop-in-Effekt“ eingeleitet,dem eine instabile Rissausbreitung folgt.Während die erste Form des Werkstoff-versagens auf die höheren Ferritanteile(EN-GJMW-400-5) oder den eingeform-ten Perlit (EN-GJMW-450-7) zurückge-führt werden kann, ist das Auftreten einerlokal begrenzten Rissinstabilität auf hö-here Perlitanteile beziehungsweise la-mellare Perlitausbildung zurückzuführen,wobei das Werkstoffverhalten durch JIc-bzw. δIc-Werte charakterisiert wird.

Diese deutlich unterschiedliche Art desWerkstoffversagens ist bei einer ver-gleichenden Bewertung der Absolutwertein Tabelle 26 unbedingt zu beachten,wobei der Einfluss der tieferen Temperatursich vor allem in dem angeführten Wech-sel des Werkstoffversagens bemerkbarmacht.

Der Verlauf der mit der Mehrprobenme-thode bei Anwendung der „low-blow“-Technik aufgenommenen dynamischenRisswiderstandskurven (J-Integralkon-zept) sowie die dazugehörigen Gefügesind aus Bild 33 ersichtlich. Die dyna-

Bild 32: Statische Risswiderstandskurven des J-Integral- und CTOD-Konzeptes sowieGefügebilder der Versuchswerkstoffe

Tabelle 26. Bruchmechanische Kennwerte von Weißem Temperguss bei statischer Beanspruchung

und den hieraus abgeleiteten Kennwerten(Tabelle 25) folgt unter Einbeziehung derSeitlichen Breitung SB, dass die Kenn-werte des Schlagbiegeversuchs das ge-fügeabhängige Werkstoffverhalten über-einstimmend beschreiben. Mit dem Über-gang der lamellaren Perlitausbildung indie eingeformte körnige Struktur tritt einedeutliche Verbesserung der Zähigkeit ein.

Die Kennwerte des Kerbschlagbiege-versuchs liegen auf einem deutlich nied-rigeren Niveau. Durch den eingebrachtenV-Kerb kommt es infolge des mehrachsi-gen Spannungszustandes zur Zähigkeitabsenkenden Spannungsversprödung.

Außerdem erfolgt die Risseinleitung beider dynamischen Beanspruchung nichtwie bei den Schlagbiegeproben im zähenferritischen Randbereich, sondern im per-litischen Gefüge der Probe.

Das Versuchsprogramm zur Ermittlungder gefügeabhängigen mechanischenKennwerte wurde durch umfassendebruchmechanische Untersuchungen er-gänzt [65], [66]. Die Aufnahme der stati-schen Risswiderstandskurven des J-Integral- und CTOD-Konzeptes bei RTund -40 °C wurde an 20%-seitenge-kerbten SENB-Proben (10 x 20 x 120 mm)nach ESIS P2-92 vorgenommen. Aus

WerkstoffEN-…

CTOD-KonzeptJ-lntegralkonzept

RT -40 °CRT -40 °C

Ji/BL

[kJ/mz]J0,2

[kJ/m2]TJ

0,2-1 Ji/BL

[kJ/m2]J0,2

[kJ/m2]JIC

[kJ/m2]TJ

0,2-1 δiBL

[µm]δ0,2

[µm]Tδ

0,2-1δi/BL

[µm]δ0,2

[µm]Tδ

0,2-1δIC

[µm]


GJMW- 360-12 0,1 0,3 0,5

5,5 4,6 3,5

38 29 21

3,50 2,92 2,44

7 x 10-9 3 x 10-8 1 x 10-7

GJMW- 400-5 0,1 0,3 0,5

7,5 6,0 4,4

36 28 20

3,59 4,28 3,13

5 x 10-9 1,5 x 10-9

4 x 10-8 GJMW- 450-7 0,1

0,3 0,5

5,4 5,1 4,6

39 30 22

3,27 3,05 3,68

8 x 10-9 3 x 10-8 8 x 10-9

GJMW- 550-4

0,1 0,3 0,5

4,1 3,7 3,2

45 35 25

2,15 2,62 2,55

1,5 x 10-7 7 x 10-8 7 x 10-8

Bild 33: Dynamische Risswiderstandskurven des J-Integralkonzeptes und Gefügebilderder Versuchswerkstoffe

mischen Kennwerte zur Bewertung desRisseinleitungs- und Rissausbreitungswi-derstandes bei schlagartiger Bean-spruchung zeigen in Analogie zu den sta-tischen Kennwerten den positiven Ein-fluss des Ferritanteils und der Ausbil-dungsform des Perlits. So führt der in denkleineren, nicht seitengekerbten SENB-Proben vorliegende hohe Ferritanteil desEN-GJMW-360-12 im Vergleich zu denan größeren, seitengekerbten Probenermittelten Kennwerten bei statischer Be-anspruchung vor allem zu einer deut-lichen Erhöhung des dynamischen Riss-ausbreitungswiderstandes, ausgedrücktim Td

J-Modul.

Dabei muss generell einschränkend be-merkt werden, dass das vorliegendeunterschiedliche Gradientengefüge dieunmittelbare Vergleichbarkeit aufgrundder Komplexität der Einflussgrößen sehrerschwert. Das ist auch bei der verglei-chenden Bewertung mit anderen Guss-eisenwerkstoffen zu beachten. Der höhe-re Rissausbreitungswiderstand von nichtentkohlend geglühtem Temperguss ist mitdem höheren Ferritanteil von rund 20 %erklärbar.

Die an glatten SENB-Proben mit einem3 mm tiefen Startkerb über die Messungder Resonanzfrequenz bei Spannungs-verhältnissen R = 0,1 bis 0,5 aufgenom-menen zyklischen Risswachstumskurvensind die Basis für die in der Tabelle 27dargestellten Kennwerte. Die R-Abhän-gigkeit des Schwellenwertes ΔKth und desden Restbruch einleitenden ΔKfc-Wertessowie die tendenzielle Abnahme des ΔKth-Wertes mit zunehmender Festigkeit sinderkennbar. Aus dem Vergleich der zy-klischen Risswachstumskurven folgtauch für die hier untersuchten GJMW-Werkstoffe die Gefügeunabhängigkeitdes Verlaufs der da/dN-ΔK-Kurven imBereich II (Bild 34). Die diesen Bereichbeschreibende Paris-Erdogan-Gleichungals Grundlage für die Berechnung derRestlebensdauer zyklisch beanspruchterBauteile lautet

Tabelle 27: Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurven von Weißem Temperguss

Bild 34: Zyklische Risswachstumskurven (R = 0,1) Bild 35: Korrelation zwischen den Parametern C und m der Paris-Erdogan-Gleichung für Gusseisenwerkstoffe und Stähle

1=dNda

x [ ] 17,3810 KΔ− (15)

Wird das Werkstoffverhalten im BereichII der da/dN-ΔK-Kurve über die in [67] für

spröde und zähe Stähle bestimmte Kor-relation zwischen den Parametern C undm der Paris-Erdogan-Gleichung bewertet(Bild 35), so ordnen sich die Gusseisen-werkstoffe in die Kategorie der sprödenStähle ein.

C fürda/dN in [mm/Zyklus]und ΔK in [MPa m1/2]

WerkstoffEN-…

R -Wert ΔKth [MPa m1/2]

ΔKfc[MPa m1/2]

m


Bild 36: Gegenüberstellung der statischen Bruchzähigkeit und desrelativen Verschleißbeitrages verschiedener verschleißbestän-diger Gusswerkstoffe im Backenbrechertest [69]

Bild 37: Zusammenhang zwischen statischer Bruchzähigkeit undVolumenanteil der M7C3-Carbide eines CrMo-Gusseisens mit aus-tenitischem oder martensitischem Grundgefüge [69, 71] (oben links),Zusammensetzungsbereich: 1,4 - 3,9 % C, 11,6 - 25,7 % Cr, 2,4 %Mo und 1,0 % CuBild 38: Dynamische Bruchzähigkeit austenitischer oder marten-sitischer weißer Gusseisen in Abhängigkeit vom Volumenanteil derM7C3-Carbide [69, 71] (oben rechts)Bild 39: Statische (unten links) und dynamische (unten rechts)Bruchzähigkeit eines Chrom-Molbydän-Gusseisens mit 2,9 % C,19 % Cr, 2,5 % Mo und 1,0 % Cu in Abhängigkeit vom Grundgefügeund der Härte (Der Carbidanteil beträgt in allen Fällen rund 28 Vol.%)[69, 71]

alle Bilder: Wärmebehandlung:• 200 °C/2 h, o 900 °C/5 h/Luft + 2x-78 °C + 200 °C/2h

Tabelle 28: Chemische Zusammensetzung, Wärmebehandlung und Eigenschaften von übereutektischem Chromgusseisen im Vergleichzu drei anderen vergüteten ChromgusseisenDicke der Probeplatten 5 mm bei 35 Cr (A) und (B), 12 mm bei 35 Cr (C), 5 oder 12 mm bei den Vergleichswerkstoffen [74]

1 Verschleißwiderstandsziffern bezogen auf einen Vergütungsstahl ähnlich StE 500 mit 270 HB

7 Verschleißbeständi- ge weiße Gusseisen- werkstoffe

Bestimmende Auswahlkriterien für dieseWerkstoffgruppe sind neben der Ver-schleißbeständigkeit vor allem die Kostenund die Bruchsicherheit [68]. Im Rahmender Optimierung von Wärmebehand-lungstechnologien zur Einstellung hoherStandzeiten verschleißbeanspruchterGussteile wird die Zähigkeit über die Ein-beziehung statischer und dynamischerBruchzähigkeitswerte bewertet. Die

35CrA

5,24

35,5

3,30

1,15

Gusszustand 1000 °C 40 min/Luft 1000°C 40 min/Luft auf 670 °C, 2 min/Luft 1000°C 60 min/Luft + 280 °C, 100 h

2,14 2,21

2,21

2,29

27,1 21,4

22,2

20,4

35CrB

4,42

33,2

0,40

0,35

Gusszustand Rand Mitte

233/250 209/211

694/788 744/694

35CrC

4,35

32,5

2,95

0,70

Gusszustand 1000 °C 1 h/Luft + 200 °C, 2 h

3,43

3,84

713

804

G-X 300CrNiSi9-5-2 3,0 9,0 2,0 5,0 2,14 704 26,2

G-X300CrMo15-3 3,4 15,0 3,0 2,75 829 22,2

G-X 260Cr27 2,6 27,0 2,24 868 22,6

Bruch-zähigkeit

KiC

[MPa m1/2]

Werkstoff ChemischeZusammensetzung

[Masse-%]

Wärmebehandlung Widerstandsziffer 1 HärteHV20

Schleifteller AI203

(80 µm)C Cr Mn Si Mo Ni

GummiradSiC

(100 bis 150 µm)


Zugfestigkeit [MPa] Biegefestigkeit [MPa] Durchbiegung1 [mm] Druckfestigkeit [MPa] Härte HB Härte HRC E-Modul [GPa] Bruchzähigkeit [MPa m1/2] Dichte [g/cm3] Wärmeleitfähigkeit [W/(m • K)] Spez. Wärmekapazität [J/(kg • K)] Spez. elektrische Widerstand bei 20 °C [(Ω mm2)/m] Linearer Wärmeausdehnungs-koeffizient [µm/(m - K)] zwischen 20°C und 100 °C 200 °C 300 °C 400 °C 500 °C

500 - 600 620 - 800

2 - 3 2700 - 3100 550 - 720

53 - 64 190 bis 200

19 - 30 7,75

12 - 15 500

0,85

14,8 15,2 15,8 15,9 15,3

Tabelle 29: Eigenschaften von gehärtetemNi-Hard 4 (G-X300CrNiSi9-5-2) [74], [75]

Bruchsicherheit, definiert über die sta-tischen Bruchzähigkeitswerte KIc, in Kor-relation zur Verschleißbeständigkeit wirdim Bild 36 gezeigt.

Für den ledeburitisch-martensitischenEN-GJN-HV550 (G-X330NiCr4 2. Ni-Hard 1, W.-Nr. JN2039) werden in [70]KIc-Werte von 19 bis 26 MPam1/2 (Sand-guss) angegeben.

Die Abhängigkeit statischer und dynami-scher Bruchzähigkeitswerte der Chrom-gusseisen vom Grundgefüge (austeni-tisch oder martensitisch) geht aus denBilder 37 bis 39 hervor. UmfangreicheUntersuchungen zur Optimierung derWärmebehandlung verschleißbeständigerChromgusseisen für Mahlkugeln machenauf die erfolgreiche Kombination von Stoss-verschleißversuchen und dynamischerBruchzähigkeit aufmerksam [72], [73].Weitere bruchmechanische Kennwertefür die verschleißfesten Gusswerkstoffesind aus den Tabellen 28 und 29 ersicht-lich.

KIC-Werte nach DIN 1695 (Anhaltswerte)betragen für G-X300CrMo15 3, vergütet(entspricht dem EU-genormten EN-GJN-HV600(Cr14), W.-Nr. JN3029) 20 bis 28MPam1/2, G-X300CrMoNi15 2 1, vergütet(entspricht nach EU-Normung ebenfallsdem GJN-HV600(XCr14), W.-Nr. JN3029)18 bis 28 MPam1/2 und austenitisch 20bis 33 MPam1/2 sowie für G-X260 CrMo-Ni20 2 1, vergütet (entspricht dem GJN-HV600(XCr18), W.-Nr. JN3039 der EU-Normung) 25 bis 31 MPam1/2 und aus-tenitisch 25 bis 33 MPam1/2.

8 Anwendungsbeispiele8. 1 RegelwerkEine zusammenfassende Übersicht zuden fachspezifischen bruchmechani-schen Bewertungsvorschriften in unter-schiedlichen Industriezweigen wird in [76]gegeben.

Der bruchmechanische Festigkeitsnach-weis für Bauteile aus Gusseisen-Werk-stoffen ist Bestandteil der FKM-Richtlinie[77], [78] und ermöglicht die Lösung fol-gender Aufgabenstellungen:- In der Konstruktionsphase können an-

genommene Fehler bewertet werden,um Geometrie, Werkstoff und Herstel-lungsverfahren zu spezifizieren.

- Während der Herstellung und im Be-trieb sind geeignete zerstörungsfreiePrüfverfahren zur Qualitätskontrolleauszuwählen und gegebenenfalls In-spektionsintervalle festzulegen.

- Während des Betriebes müssen Bau-teile mit Fehlern hinsichtlich ihrergegenwärtigen und zukünftigen Ge-brauchseignung bewertet werden. ImSchadensfall sind die Schadensur-sachen zu ermitteln.

Die Struktur der Richtlinie zum bruch-mechanischen Festigkeitsnachweis beistatischer und zyklischer Beanspruchungist aus Bild 40 ersichtlich.

Die prinzipielle Vorgehensweise ist dabeitrotz unterschiedlicher Aufgabenstellun-gen und Ergebnisse gleich und bildet denKern der Richtlinie. Der bruchmechani-sche Festigkeitsnachweis des fehlerbe-hafteten Bauteils ersetzt nicht den kon-ventionellen Festigkeitsnachweis desnicht fehlerbehafteten Bauteils. BeideNachweise verstehen sich als komple-mentäre Bausteine.

So folgt aus umfangreichen Untersu-chungen zum schwingfesten Bemessen

1 30 mm Dmr., 300 mm Auflagerentfernung

Bild 40: Struktur der Richtlinie zum bruchmechanischen Festigkeitsnachweis [77]

Eigenschaften Wert


dickwandiger Bauteile aus EN-GJS-400-15 unter Berücksichtigung gießtechnischbedingter Gefügeentartungen und Guss-fehlern, dass diese unter Beachtung vor-gegebener Bemessungskriterien nichtzum Ausschuss erklärt werden müssen[79], [80]. Über die Einbeziehung bruch-mechanischer Kriterien zum Anriss- undRissfortschrittsverhalten ist es weiter mög-lich, für einen frühzeitig bemerkten Rissdie Restlebensdauer des Bauteils abzu-schätzen.

Restlebensdauerberechnungen als Be-standteil bruchmechanischer Sicherheits-konzepte haben das Ziel, Aussagen zurBauteilintegrität bei zyklischer Bean-spruchung zu gewinnen. Aus dem Zusam-menhang zwischen der stabilen Riss-ausbreitung und der Schwingspielzahlwerden, wenn genügend Zeit zur unter-kritischen Rissausbreitung bleibt, Inspek-tionsintervalle abgeleitet (Bild 41). DasAuffinden eines Anrisses kann je nach Be-wertungsphilosophie entweder zu einersofortigen Stillsetzung oder zu einem kon-trollierten Weiterbetrieb des Bauteils füh-ren. Die Inspektionsintervalle sind in je-dem Fall so zu wählen, dass Instabilitätund damit katastrophales Versagen zwi-schen den Inspektionen ausgeschlossenwird.

Meist wird auch ein einmaliges Über-sehen eines Anrisses in die Rechnungeinbezogen. Für eine Restlebensdauer-berechnung sind neben den notwendigenAngaben zur Risskonfiguration und Bean-spruchung belastbare Informationen zumRisswachstumsverhalten notwendig.Wichtig ist, dass bei einem Ermüdungs-problem an die Präzision der Eingangs-daten wesentlich höhere Anforderungengestellt werden müssen als im statischenLastfall, weil die Lebensdauer exponen-tiell vom zyklischen Spannungsintensi-tätsfaktor abhängt.

Dabei ist zu beachten, dass für eine Rest-lebensdauerberechnung belastbare Infor-mationen zum Risswachstumsverhaltennotwendig sind. In der Designphase wer-den für derartige bruchmechanische Si-cherheitsanalysen häufig konservativeReferenzkurven verwendet, die als obereHüllkurven über eine Vielzahl von Mess-ergebnissen einer Werkstoffgruppe abge-leitet wurden. Dabei ist nicht immer er-sichtlich, wie groß die Sicherheitsmargeim Einzelfall ausfällt.

Eine statistische Auswertung ist über dieAbleitung von Quantil-Risswachstums-Kurven auf der Basis des NASGRO-Com-putercodes möglich, der als „ESACRACK4.0“ [81] bis [83] verfügbar ist. Die Grund-lagen dieser statistischen Auswertung undihre Anwendung auf Gusseisenwerkstoffewerden in [84] und [85] erläutert.

Das Risswachstumsmodell des Pro-gramms „ESACRACK“ beruht auf einererweiterten Paris-Erdogan-Gleichung, diealle drei Bereiche der zyklischen Riss-wachstumskurve (Bild 42) in Abhängig-keit vom Spannungsverhältnis R gemäß

(16)

Bild 41: Bruchmechanische Sicherheitsbewertung rissbehafteterBauteile unter zyklischer Beanspruchung

Bild 42: Zyklische Risswachstumskurve und Definition der statis-tischen Variablen

q

c

pthn

KK

KK

KRfC

dNda

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

ΔΔ

−

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡Δ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

−−=

max

2

1

1

11

Rissschließen R-Abhängigkeit

Restbruch Bereich III

Bereich II

Schwellenwert Bereich I

beschreibt. Die Fitkonstanten p und q pas-sen den Übergang in den Bereich I (ΔKthSchwellenwert des zyklischen Span-nungsintensitätsfaktors) beziehungswei-se Bereich III an, wobei hier der kritischeSpannungsintensitätsfaktor Kc und diemaximale Spannungsintensität währendeines Schwingspiels Kmax = ΔK/(1-R) zubestimmen sind. Der Bereich II wird durchdie werkstoffspezifischen Parameter C2und n (C2 und n unter Hinweis auf Glei-chung (4) modifiziert), die von einanderabhängig sind, charakterisiert. Die Abhän-gigkeit der zyklischen Risswachstums-kurve vom Spannungsverhältnis R wirdüber die Rissöffnungsfunktion f beschrie-ben, die über das Verhältnis Kop/Kmax(Kop - Rissöffnungsspannungs-Intensitäts-faktor) definiert wird.

==max

op

KK

f

(17)

Die Konstanten A0 bis A3 hängen vomVerhältnis der maximalen ZugspannungSmax zur technischen Fließgrenze σ0 undder Mehrachsigkeitszahl α ab.

A0 = (0,825 – 0,34 α + 0.05 α2)

α

σπ/1

0max /S2

cos ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

(18)

A1 = (0,415 – 0,071 α)Smax /σ0A2 = 1 – A0 – A1 – A3A3 = 2A0 + A1 – 1

Der Wert α kann Werte zwischen 1 (ebe-ner Spannungszustand) und 3 (ebenerDehnungszustand) annehmen und isteine Funktion der Bauteildicke. Bei Gültig-keit der Fließbedingung nach von Mises


nimmt der Quotient Smax /σ0 den Wert 0,3an. Bei Stählen führen die Werte für α =2,5 und Smax/σ0 = 0,3 zu einer guten Anpas-sung experimenteller Daten. In einigenwenigen Fällen, in denen kein plastizitäts-induziertes Rissschließen auftritt, kanndurch eine so genannte Bypassoption dieRissöffnungsfunktion f umgangen wer-den, weil in diesem Fall f = R gesetzt wirdund daher der Quotient in Gl. (16) (1 - f)/( 1 - R) = 1 wird. Für die Bypassoption sinddie Werte α = 5,845 und Smax/σ0 = 1vorzugeben (Bild 43).

Die Rissöffnungsfunktion f beschreibt nurdas plastizitätsinduzierte Rissschließen.Andere Mechanismen, wie zum BeispielRissschließen durch Korrosionsprodukteoder rauhigkeitsinduziertes Rissschließenkönnen zu einer abweichenden R-Ab-hängigkeit der da/dN-ΔK-Kurve führen.Dies kann durch Risswachstumsmes-sungen bei verschiedenen R-Wertenermittelt werden. Die Konstanten α undSmax/σ0 werden dann als Fitparameter ge-nutzt.

Bei der Anpassung der Risswachstums-kurven der untersuchten Gusseisenwerk-stoffe (Tabelle 30) wurden folgende Wertekonstant gehalten:Smax/σ0= 0,3;α = 2,5;a = 10;a0 = 0,0381;Cth- = 0,25;Rcl =0,7;Rp = -1

Am Beispiel der Gusseisenwerkstoffe mitglobularer Graphitausbildung ist erkenn-bar, dass die bei unterschiedlichen R-Werten experimentell aufgenommenenda/dN-ΔK-Kurven durch das „ESACRACK“-Modell mit ausreichender Genauigkeit be-schrieben werden (Bild 44).

„ESACRACK“ gestattet auch die Be-schreibung des Schwellenwertbereichessowohl bei positiven als auch bei ne-gativen R-Werten in Abhängigkeit von derRisstiefe gemäß

Bild 43: Rissöffnungsfunktion f in Abhän-gigkeit von R

Tabelle 30: Kennwerte und Konstanten des Risswachstumsmodell „ESACRACK“ für Guss-eisenwerkstoffe

Bild 44: Analytische Beschreibung zyklischer Risswachstumskurven nach dem ESA-CRACK-Modell für die Werkstoffea) EN-GJS-400-18-LT, b) EN-GJS-600-3, c) EN-GJS-800-8, d) EN-GJS-1000-5

(19))RC1(

0

2/1

00th

th

)R1()A1(f1

aaaKK

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

=ΔΔ

mit ΔK0 als Schwellenwert bei R = 0, a =aktueller Risstiefe, a0 einer Mikrostruktur-konstante und Cth, einem Fitparameter, derfür positive und negative R-Werte unter-schiedlich sein kann (Cth+ beziehungs-weise Cth-). Der erste Teil von Gleichung(19) beschreibt den Einfluss der Risslän-ge auf den Schwellenwert und berück-sichtigt damit die Erniedrigung des Schwel-

lenwertes bei Risstiefen < a0 (Bild 41). Derzweite Teil der Gleichung (19) beschreibtden Anteil des Rissschließens bezüglichdes Schwellenwerts mit Hilfe der Rissöff-nungsfunktion f, der Konstanten A0 und Cth.

Für die in der Tabelle 30 aufgeführten Guss-eisenwerkstoffe erfolgte eine für die dreiBereiche der zyklischen Risswachstums-kurve getrennt durchgeführte statistischeAuswertung, in deren Ergebnis die 5%-und 95%-Quantil-Risswachstums-Kurveim Bild 45 angegeben werden [86].

Anmerkungen: Die Parameter gelten für das Maßeinheitensystem mm/Zyklus; MPa m1/2.

Um in das Maßeinheitensystem von „ESACRACK“ mm/Zyklus; Nmm-3/2 zu gelangen,

müssen folgende Transformationen durchgeführt werden:

ΔK0 [Nmm-3/2] = 31,6* ΔK0 [MPa m1/2]KC [Nmm-3/2] = 31,6* KC [MPa m1/2]

C1 [mm/Zyklus; MPa mm1/2] =

GJS-400-18-LT GJS-600-3 GJS-800-10 GJS-1000-5 GJV-300 GJMB-350-10 GJMB-450-6 GJMB-650-2 GJMW-360-12 GJMW-400-5 GJMW-450-7 GJMW-550-4

7,8 7,8 6,5 5,0 7,8 8,8 8,4 5,7 6,5 8,4 6,5 5,3

32 36 58 46 32 30 35 45 40 40 42 38

3,8.10-9 6,0.10-9 3,5.10-8 5,0.10-8

2,0.10-10 4,5.10-8 3,0.10-8 4,0.10-8 3,0.10-8 3,0.10-8 2,4.10-8 8,5.10-8

3,8 3,5 2,7 2,7 5,5 3,0 3,0 2,7 3,3 3,3 3,3 2,7

0,20 0,30 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,40 0,30 0,50 0,20

0,10 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,50 0,40 0,30 0,30

2,6 1,9 1,0 1,0 4,0 1,0 2,0 1,0 1,3 1,8 0,1 0,5

C2 n p q Cth+Werkstoff

EN-…ΔΔΔΔΔKo

[MPa m1/2]Kc

[MPa m1/2]

GJS-800-8

.

.

.

.

.

.

.

.

.

.

.

.

C2

1000n


8.2 SchweißverbindungenSchweißverbindungen bilden seit der Ein-führung des Bruchmechanik-Konzeptes indie Bauteilbewertung einen Schwerpunkt,da das Versagen häufig von Fehlern inder Schweißnaht ausgeht. Bei der bruch-mechanischen Bewertung von Schweiß-verbindungen sind einige Besonderheitenzu beachten, die schwerpunktmäßig indem möglichen Ausbilden von Schweißei-genspannungen sowie dem Auftreten vonGefüge- und damit Eigenschaftsgradi-enten begründet sind. Das gilt auch fürdie zunehmend an Bedeutung gewinnen-den artgleichen und artfremden Kons-truktionsschweißung sowie Gussverbund-schweißungen.

Der gegenwärtige Erkenntnisstand zurbruchmechanischen Bewertung vonSchweißverbindungen wird in dem über-arbeiteten DVS-Merkblatt 2401 [87] be-rücksichtigt. Die zu beachtenden Ar-beitsschritte beim Ermitteln bruchme-chanischer Kennwerte aus einer Schweiß-verbindung sind im Bild 46 aufgeführt.

Als Beispiele für VerbundschweißungenStahl-Temperguss werden Achslenkerund Schräglenker mit radführenden Guss-teilen genannt (Bild 47). Weiterentwick-lungen der Schräglenker führten zu einerverstärkten Integration aller Funktionen inRadnähe in das anzuschweißende Tem-pergussteil [88], [89] und die Ausführungder Lenkeraufhängung in Guss und derenVerschweißen mit Blechteilen [90]. Wei-tere Beispiele für Konstruktionsschwei-ßungen sind Abgassammler für Die-selmotoren, PKW-Hinterachsschräglen-ker, Regelstangen für NKW-Lenkungenund Bauteile für Wendeltreppen [91], [92].

Bild 45: Messpunkte und Quantil-Risswachstums-Kurvena) EN-GJS-400-18-LT, b) EN-GJS-600-3, c) EN-GJS-800-8, d) EN-GJS-1000-5

Bild 46: Arbeitsschritte zur Ermittlung bruchmechanischer Kennwerte einer Schweißver-bindung (nach [87])

Hieraus ist ableitbar, dass die als Sicher-heitsbauteile zu klassifizierenden Ver-bundschweißungen hohe Anforderungenan die Bruchsicherheit erfüllen müssen.Ausgehend von den Belastungen im Fahr-zeugbau steht die Schwingfestigkeit vonSchweißverbindungen aus entkohlendgeglühtem Temperguss im Vordergrund[93] bis [95]. Daneben ist auch eine hoheZähigkeit erforderlich, um bei tiefen Tem-peraturen in Verbindung mit stoßartigenBeanspruchungen die Bauteilintegrität zugewährleisten.

Diesem Aspekt wurde bei der bruch-mechanischen Festigkeitsbewertung derVerbundschweißung Temperguss-StahlRechnung getragen [96], [97]. DasFestlegen der Schweißtechnologie er-folgte unter Beachtung des VDG-Merk-blattes N 70 sowie Hinweisen aus derPraxis (Bild 48). Aus der Tabelle 31 sinddie Werkstoffe der Verbundschweißung


Bild 48: Daten zur Schweißtechnologie der VerbundschweißungBild 47: Hinterachs-Schräglenker für einen PKW der oberen Leis-tungsklasse, bei dem die Lenkeraugen (links) und der Radträger(rechts), beide aus schweißbarem Temperguss EN-GJMW-360-12, mit der Mittelschale aus Stahlblech verschweißt wurden

und ihre chemische Zusammensetzungersichtlich. Die Wärmebehandlung der 7und 14 mm dicken Gussplatten wurdeüber Gastempern bei 1065 °C/120 h mitanschließender Abkühlung auf 690 °C(11 K/h) durchgeführt.

Für das Schweißen unter Schutzgas(Inarc-Mischgas, K18, 82 % Ar, 18 % CO2,10 Liter/min) war gussseitig keine Be-arbeitung erforderlich, das heißt, dieGusshaut wurde nicht entfernt. Stahlseitigwurde die Kante angefast und dieSchweißnaht als HV-Naht ausgeführt, wo-bei die Steilflanke auf der Gussseite lag.Damit war in Verbindung mit einerMakroätzung (10%-ige HNO3) eine de-finierte Kerbpositionierung für die Be-reiche Schweißgut (SG) und Wärme-einflusszone (WEZ) möglich. Um ein Ver-fälschen der Messungen durch Poren undBindefehler weitestgehend auszuschlie-ßen, wurden die Verbundschweißungenvor der Probennahme geröntgt.

Tabelle 31: Chemische Zusammensetzung der untersuchten Werkstoffe

Im Ergebnis metallographischer Unter-suchungen (Bild 49) und Kleinlasthärte-messungen HV0,1 wurde festgestellt, dassim Bereich der Fusionslinie keine ausge-prägte Grobkornzone auftritt. Die Kenn-werte des Zugversuchs, der Härtemes-sung und des Kerbschlagbiegeversuchsenthält Tabelle 32. Während die Fes-tigkeitswerte der 14 mm dicken Verbund-schweißung für den Grundwerkstoff anzylindrischen Zugproben (d0 = 12 mm)bestimmt wurden, erfolgte die Aufnahmeder σ-ε-Kurven für das Schweißgut mit„hour-glas“-Proben (d0 = 4 mm), wobei dieörtliche Querdehnung εquer gemessen undnach

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ ⋅+−=

EE elquerpl

längsσνε

νσε 1

(20)

mit νel = 0,3 beziehungsweise νpl = 0,5 un-ter Zugrundelegung der Volumenkonstanzin die Längsdehnung εlängs umgerechnet

Tabelle 32: Mechanische Kennwerte für Grundwerkstoff (GW) und Schweißgut (SG)

SG - Schweißgut, GW - Gusswerkstoff, n. b. - nicht bestimmbar, Ag - Gleichmaßdehnung

Bild 49: Gefügeausbildung in den einzelnen Bereichen derVerbundschweißungSG - Schweißgut, WEZ - Wärmeeinflusszone, FL - Fusionslinie

wird. Ein Vergleich der Festigkeitswertevom Grundwerkstoff und Schweißgutzeigt ein deutliches „overmatching“, dasbeim bruchmechanischen Bewerten derVerbundschweißung zu beachten ist.

Die konventionelle Bewertung der Zä-higkeit der Verbundschweißung erfolgtean den 7 mm dicken Schweißverbin-dungen mit Hilfe von ISO-V-Proben derAbmessung 5 x 10 x 55 mm. Ermitteltwurden die Kerbschlagzähigkeit KV unddie Seitliche Breitung SB für die BereicheSG und WEZ der Verbundschweißung.Aus Tabelle 32 ist das erwartungsgemäßdeutlich höhere Zähigkeitsniveau desSchweißgutes erkennbar.

Die Aufnahme der statischen Risswider-standskurven erfolgte an 20%-seitenge-kerbten SENB-Proben der Abmessung 10x 20 x 120 mm für die Bereiche Grundwerk-stoff, Wärmeeinflusszone und Schweiß-

C Si

Mn P S

Cr Mo Ni

3,090 0,730 0,420 0,031 0,086 0,049 0,009 0,030

0,060 0,740 1,180 0,015 0,045 0,119 0,045 0,160

0,100 0,190 0,840 0,027 0,044 0,096 0,025 0,130

Stahlblech S235JRG2[Masse-%]

ChemischesElement

GrundwerkstoffEN-GJMW-360-12

[Masse-%]

Schweißgut10MnSi8

[Masse-%]

Bereich/Kennwert

GWSG

E[GPa]179208

ννννν

0,280,30

Rp0,2[MPa]167359

Rm[MPa]348555

Rp02/Rm

0,480,65

A3[%]21

n. b.

Ag[%]18

n. b.

Z[%]2142

HV5

153193

KV[J]1175

SB[mm]0,62,0


gut der 14 mm dicken Verbundschwei-ßung nach ESIS-P2. Aus den über dieCompliance-Methode bestimmten Risswi-derstandskurven (Bild 50) des J-Integral-Konzeptes (JR-Kurven) wurden die phy-sikalischen Rissinitiierungswerte Ji bei derkritischen Stretchzonenbreite und dietechnischen Rissinitiierungswerte J0,2 beieinem Betrag des stabilen Rissfortschrittsvon 0,2 mm für die einzelnen Bereicheder Verbundschweißung bestimmt (Bild51). Im Vergleich zum Grundwerkstofffolgt für den Bereich der WEZ, dass keinZähigkeitsabfall auftritt, wobei die hö-heren Werte auf die Stützwirkung desduktilen Schweißgutes zurückgeführt wer-den können.

Die Bruchsicherheitsbewertung erfolgteüber die Berechnung kritischer Rissab-messungen auf der Basis der verein-heitlichten europäischen Fehlerbewer-tungsprozedur „SINTAP“ [98], der Vorläu-ferin der FKM-Richtlinie. Der Bewertungnach dieser Prozedur liegt das Prinzip derabgestuften Konservativität zugrunde,das heißt, mit zunehmenden Ansprüchenan die Eingangsgrößen nimmt die Kon-servativität ab (Bild 52).

Bei der Bewertung von Schweißverbin-dungen ist der Mismatch-Faktor M zu be-achten, der sich als Quotient aus der Rp0,2-Grenzen von Schweißgut und Grund-werkstoff ergibt. Da Schweißnähte in derPraxis immer als potenziell fehlerbehaftetbetrachtet werden, wird in der Regel „Over-matching“ angestrebt (der Grundwerk-stoff hat eine geringere Festigkeit als dasSchweißgut), um dadurch das Schweißgutabzuschirmen. Dabei kommt es im riss-behafteten Schweißgut lediglich zur elas-tischen Verformung, während sich imGrundwerkstoff bereits eine plastischeZone bildet. Neben dem hier vorliegendenFestigkeits-Overmatching muss bei derVerbundschweißung Temperguss-Stahlauch ein Mismatch im E-Modul beachtetwerden, das heißt, bei elastischer Bau-teilbelastung verformen sich die Bereiche

Grundwerkstoff und Schweißgut unter-schiedlich in Längs- und Querrichtung.Hieraus resultieren im Bereich derSchmelzlinie zusätzliche Spannungen(Druckspannungen im Schweißgut undZugspannungen im Grundwerkstoff).

Weiter zu berücksichtigen in Bezug aufdie mögliche Größe der Gesamtbelas-tung ist die Höhe möglicher Eigenspan-nungen in Schweißverbindungen. Fürunbekannte Eigenspannungen stellt die„SINTAP“-Prozedur konservativ ange-passte Eigenspannungsprofile über dieBauteilwand bereit. Der konservativsteFall sieht einen konstanten Verlauf derEigenspannungen über den Querschnittin Höhe der größeren Fließgrenze vonSchweißgut und Grundwerkstoff vor.

Die Grundlage der Berechnung kritischerFehlergrößen, bildet das im Bild 53 dar-gestellte Modell der Verbundschweißungmit einem durchgehenden Mittelriss 2a

Bild 50: Risswiderstandskurven des J-Integrals (JR-Kurven)SG - Schweißgut, WEZ - Wärmeinflusszone, GW - Grundwerkstoff

Bild 51: Physikalische und technische Rissinitiierungs-KennwerteSG - Schweißgut, WEZ - Wärmeeinflusszone, GW - Grundwerkstoff

Bild 52: Prinzip der abgestuften Konservativität in der SINTAP-Prozedur hinsichtlich derVerfügbarkeit verschiedener Eingangsparameter (nach [98])

im Bereich des Schweißgutes und desInterface beziehungsweise Grundwerk-stoffs, wobei für den Bereich Interface dieWerkstoffkennwerte des Grundwerkstoffszur Anwendung kommen [96].

Die Berechnung der kritischen Rissgrö-ßen erfolgte unter Zugrundelegung desFAD (Failure Assessment-Diagram). Beider FAD-Route wird die Bewertung auf derGrundlage einer Versagensgrenzkurvevorgenommen, die für die Standard-Be-wertungsebenen von „SINTAP“ unabhän-gig von der konkreten Bauteilgeometrie(Bild 54) und die Versagenskurve durch

Kr = f (Lr) (21)

gegeben ist. Kr ergibt sich aus dem geo-metrie- und lastabhängigen linear-elasti-schen Spannungsintensitätsfaktor KI unddem Risswiderstand Kmat des Materials:

Kr = KI / Kmat (22)


Bild 53: Modell und Eingangsdaten für die Berechnung der kritischen Rissgröße

Der Materialkennwert wird hier aus demKennwert des J-Integral-Konzeptes be-rechnet:

Kmat = 21 ν−EJi (23)

Der Plastifizierungsgrad Lr ist durch denQuotienten aus wirkender Last F undGrenzlast FY gegeben:

Lr = F/FY (24)

Die für den ebenen Spannungszustandgeltenden Gleichungen zur Berechnungder plastischen Grenzlast können derETM-Routine [99] entnommen werden.Als Belastungsgrößen wurden σ = 167 MPa,das heißt Spannungen in Höhe der Rp0,2-Grenze des Grundwerkstoffs bezieh-ungsweise bei 1,5facher Sicherheit gegenFließen σ = 111 MPa angenommen.

Die Bruchsicherheit eines Bauteiles miteinem vorhanden oder fiktiv angenom-menen Fehler ist gegeben, wenn dieKoordinaten Kr oder Lr einen Lastpunkt

Bild 54: Schematische Darstellung der Versagensgrenzkurve desFAD

Bild 55: Berechnete kritische Risslängen in Abhängigkeit von derHöhe der Belastung und von der Lage des Risses in der Verbund-schweißung

charakterisieren, der unterhalb der Ver-sagensgrenzkurve des FAD (Bild 54)liegt. Wird das gleiche Bauteil unter Be-rücksichtigung der Eigenspannungenbewertet, ändert sich das FAD nicht. DieEigenspannungen gehen lediglich in dieBerechnung des Lastpunktes ein. Siewerden für dieses Beispiel konservativ alskonstant über den Querschnitt in Höhe derRp0,2-Grenze des Schweißgutes ange-nommen.

Die im Ergebnis der Rechnung ermitteltenkritischen Risslängen für das gewählteBeispiel enthält Bild 55. Aus dem Ver-gleich der kritischen Risslängen fürGrundwerkstoff und Schweißgut folgt,dass infolge des „overmatching“ und derdamit verbundenen Abschirmung desSchweißgutes die Verbundschweißungzuerst im Grundwerkstoff versagt, wobeidie kritischen Rissgrößen zerstörungsfreidiagnostizierbar sind. Weiterhin zeigtsich, dass die Eigenspannungen eineerhebliche zusätzliche Lastkomponentedarstellen. Werden diese mit in die Be-

wertung einbezogen, ergeben sich durchdie sehr konservativen Vorgaben für Grö-ße und Verteilung der Eigenspannungenwesentlich kleinere ertragbare Risslän-gen. Hier könnte die Berechnung nach„SINTAP“ genutzt werden, um mit ver-schiedenen Annahmen für die Höhe derEigenspannungen und deren Verteilungüber die Bauteilwand den Effekt einerWärmebehandlung zum Abbau der Ei-genspannungen zu prüfen und damit dieHerstellungstechnologie für das Bauteil zuoptimieren. In diesem Zusammenhangmuss aber auch beachtet werden, dassdie hier zur Anwendung kommendenbruchmechanischen Kennwerte für denGrundwerkstoff als „worst case“ zu be-werten sind.

Die Wärmebehandlung der 14 mm dickenGussplatte zeigt im Bereich der Schweiß-naht ein überwiegend ferritisch-perliti-sches Gefüge im Gegensatz zu den üb-lichen Konstruktionsschweißungen desWerkstoffs EN-GJMW-360-12, bei demnormalerweise der Schweißquerschnitteine Wanddicke von 8 mm nicht überschrei-


Tabelle 33: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte von ADIten und im Ergebnis der oxidierendenGlühung der C-Gehalt in der Schweiß-zone maximal 0,3 % betragen soll [100].Setzt man ein ferritisches Gefüge imBereich des Interface voraus, bei einemorientierenden Wert für Ji = 22 kJ/m², wiein [61] für nicht entkohlend geglühtenTemperguss EN-GJMB-350-10 ange-geben, so erhöht sich der Wert für diekritische Rissgröße um den Faktor 2.

8.3 EisenbahnräderIm Rahmen der Entwicklung und Erpro-bung alternativer Radwerkstoffe mit hö-herer Langlebigkeit wurde der Einsatz vonADI (Austempered Ductile Iron)-Werk-stoffen untersucht [101], die sich bekannt-lich durch eine Kombination von hohemVerschleißwiderstand und hoher Dauer-festigkeit bei gleichzeitig für Gusseisen-sorten dieser Festigkeitsklasse untypischhoher Duktilität auszeichnen [102]. Wich-tigster „Nebeneffekt“ ist, dass die im Ma-trixgefüge eingeschlossenen Graphit-kugeln in der Kontaktfläche zweier auf-einander abwälzender Reibpartner alsSchmiermittel wirken und so deren Ver-schleiß herabsetzen [103]. Gleichzeitigbewirken die Graphiteinschlüsse eine umden Faktor 3 höhere Dämpfungsfähigkeitgegenüber Stahl, so dass bei ADI-Rädernmit einer verringerten Schallabstrahlungzu rechnen ist.

Da das Eisenbahnrad hohen statischenund zyklischen Belastungen ausge-setzt ist, hat der Betriebsfestigkeitsnach-weis unter Einbeziehung bruchmechani-scher Konzepte einen sehr hohen Stel-lenwert. Voraussetzung für den Einsatzvon ADI als Radwerkstoff ist der Nachweiseiner ausreichenden Sicherheit gegen Er-müdungs- und Sprödbruch zur Festle-gung geeigneter Überwachungskonzepte.

Dieser Problematik über den experimen-tellen Festigkeitsnachweis hinaus Rech-nung tragend, erfolgte zusätzlich die nu-merische Berechnung des Beanspru-chungszustandes in einem ADI-Rad mit

keitsnachweis von Eisenbahnrädern derDeutschen Bahn AG angesetzt [105].Betrachtet wurde ein Eisenbahn-Vollradmit gekrümmter Radscheibe entspre-chend Bild 58. Das Profil des Radkranzesentspricht der DIN 5573 E 1425-135. DerRaddurchmesser verringert sich im Laufeder Betriebszeit durch Verschleiß undÜberarbeitung des Profils von anfangs920 mm auf minimal 854 mm (Betriebs-grenzmaß).

Bei der Festlegung der zu betrachtendenRisse im ADI-Rad fanden sowohl die Er-gebnisse der Festigkeitsanalyse in Bezugauf die maximal auftretenden Spannun-gen als auch mögliche Fehlerlagen resul-tierend aus der gießtechnischen Her-stellung des Rades Berücksichtigung.Die Lagen der Risse sind im Bild 59 dar-gestellt.

Bei der bruchmechanischen Beanspru-chungsanalyse zur Berechnung der Span-nungsintensitätsfaktoren wurde für diepostulierten Risskonfigurationen ein ver-einfachtes Ersatzmodell ausgewählt, fürdas K-Faktor-Lösungen und Geometrie-funktionen Y(a) in [106] vorlagen.

)(aYaK I πσ= (25)

Bild 56: Statische Risswiderstandskurve des EN-GJS-800-8 (ADI) Bild 57: Zyklische Risswachstumskurven des EN-GJS-800-8 (ADI)bei R = 0,1 und 0,5

hypothetischen Rissen zur Bewertung derBruchsicherheit und der Betriebsfestigkeitbei statischen und zyklischen Belastun-gen. Ziel dieser Untersuchungen war dieAbleitung kritischer Rissgrößen bezie-hungsweise zulässiger Grenzmaße derBelastung bereits in der Entwicklungs-phase [104]. Die mechanischen und bruch-mechanischen Kennwerte sind in derTabelle 33 zusammengestellt.

Die bei statischer Belastung aufgenom-mene Risswiderstandskurve charakterisiertdas duktile Versagen des ADI-Werkstoffsnach stabiler Rissausbreitung, wobei derbruchmechanische Rissinitiierungswertim Schnittpunkt der „Blunting-Line“ BLmit der Risswiderstandskurve bestimmtwurde (Bild 56).

Die Berechnung der Restlebensdauer beizyklischer Beanspruchung erfolgt über dieSchwellenwerte ΔKth und die ParameterC und m der Paris-Erdogan-Gleichung,die mit Hilfe der zyklischen Risswachs-tumskurve (Bild 57) für die Spannungs-verhältnisse R = 0,1 und 0,5 bestimmt wur-den (Tabelle 33).

Für die numerische Beanspruchungs-analyse wurden die Belastungen undLastfälle entsprechend dem Regelwerkfür den experimentellen Betriebsfestig-

Kenngröße Kennwert Elastizitätsmodul E Querkontrationszahl ν 0,2 %-Dehngrenze Rp0,2

Zugfestigkeit Rm

Streckgrenzenverhältnis Rp0,2/Rm

Bruchzähigkeit Ji/BL bzw. KIC(Ji)

Ermüdungsrisswachstum bei R = 0,1: Schwellenwert ΔKth

C m Ermüdungsrisswachstum bei R = 0,5: Schwellenwert ΔKth

C m

170GPa 0,3

637 MPa 893 MPa

0,71 11 kJ/m2 bzw. 45,33 MPa m1/2

5,4 MPa m1/2

0,94 E-08 2,9

4,3 MPa m1/2

1,0 E-08 3,2


Bild 58: Geometrie, Belastung und Vernetzung des ADI-Eisen-bahnrades

Bild 59: Postulierte Risskonfiguration

Durch Einsetzen der Spannungsvertei-lung σ, die sich aus der FEM-Rechnungam Ort des Risses ergab, konnten dieSpannungsintensitätsfaktoren berechnetwerden. Diese entkoppelte Methode stellteine gute Näherung dar, solange dieangenommenen Risse ausreichend kleingegenüber dem tragenden Querschnittsind, so dass ihre Rückwirkung auf denglobalen Spannungszustand im Rad ver-nachlässigt werden darf.

Die Bewertung der Bruchgefährdung desADI-Rades gegenüber Gewaltbruch undErmüdungrisswachstum wurde mit einerlinear-elastischen bruchmechanischenAnalyse für hypothetische rissartige Feh-ler durchgeführt. Für diese postuliertenRisse wurden die Spannungsintensitäts-faktoren KI anhand der zuvor mit FEMberechneten Spannungsverteilungen amRissort bestimmt, wobei von bekanntenLösungen aus der Literatur für vergleich-bare Risskonfigurationen ausgegangenwurde. In analoger Weise wurde die

Schwingbreite des Spannungsintensitäts-fakors ΔK berechnet. Weiterhin wurde dieGeschwindigkeit des Ermüdungsriss-wachstums und die Zahl der ertragbarenLastzyklen bis zum Bruch abgeschätzt.

Als weitere Sicherheitsreserven könnendie plastische Verformung des ADI-Werk-stoffs und seine duktilen Brucheigen-schaften, repräsentiert durch die statischeRisswiderstandskurve, betrachtet werden.Aus den berechneten bruchmechanischrelevanten Risslängen kann im Zusam-menhang mit wiederkehrenden betrieb-lichen Überwachungsmaßnahmen und Si-cherheitskonzepten eine zulässige Riss-größe abgeleitet werden. Die hier ermit-telten kritischen Rissgrößen könnenmittels zerstörungsfreier Prüfverfahrensicher und zuverlässig diagnostiziertwerden. Details der am Institut fürMechanik und Fluiddynamik der TUBergakademie Freiberg durchgeführtenBeanspruchungsanalyse sind in [104]dargestellt.

8.4 TurbinenrohrleitungAls ein weiteres Beispiel für das Anwendenbruchmechanischer Bemessungsver-fahren kann die Planung und der Bau einerTurbinenrohrleitung aus duktilen Gussroh-ren angeführt werden [107]. Beim Bau eines16 MW-Laufkraftwerks im Vorarlberg (Bild60) führten besonders hohe Sicherheitsan-forderungen und schwierige Einbaubedin-gungen in alpinem Gelände zu der Ent-scheidung, die Turbinenleitung im Nenn-weitenbereich bis DN 1600 bei Betriebs-drücken über 30 bar nicht mit geschweißtenStahlrohren, sondern mit duktilen Schleu-dergussrohren aus optimiertem EN-GJS-400-15 zu bauen. Die bruchmechanischeBewertung erfolgte auf Basis des „Leck-vor-Bruch“-Kriteriums, wobei die bruchmecha-nischen Kennwerte am IWT bestimmt wur-den [108]. Im Ergebnis der durchgeführtenbruchmechanischen Sicherheitsbewer-tungen, gestützt durch Berstversuche anrissbehafteten Rohrsegmenten (Bild 61)an der Technischen Versuchs- und For-schungsanstalt der TU Wien, erfolgte dieVerwendung von Schleudergussrohren.

Bild 60: Neben der Trasse ausgelegte duktile Gussrohremit einer Nennweite von 1600 mm (DN 1600) (nach [107])

Bild 61: Rissverlauf an der Rohraußenseite nach dem Berstversuch [107]


Ji [kJm-2] Werkstoff- güte1

Rp0,2

[MPa]

Rm

[MPa]

A5

[%]

Z

[%]

E-Modul [GPa]

dG

[µm]

λ

[µm]

f

RT -40°C

WK1 WK2 WKN

265 256 245

396 382 403

23,0 18,5 22,5

21,0 23,0 16,2

173 170 171

23 37 60

31 53 90

0,83 0,74 0,76

19 27 38

19 26 37

8.5 WindenergieanlagenDie Erhöhung der Leistung und Baugrößevon Komponenten für die Energieerzeu-gung mit Windenergieanlagen (WEA)führt zu einem vermehrten Einsatz desduktilen Gusseisens EN-GJS-400-18LT(Bild 62).

Mit dem nicht auszuschließenden Auf-treten von Ermüdungsrissen im Hinblickauf das Ende der projektierten Lebens-dauer von Windenergieanlagen bezie-hungsweise bei Schadensfällen [109] wirdfür Betreiber und Genehmigungsbehör-den die Frage nach der Restlebensdauerzunehmend aktueller [110]. Auf die dannerforderliche Einbindung bruchmechani-scher Festigkeitsbewertungen in die um-fassende Betriebsfestigkeitsanalyse wirdauch im Vorschriftenwerk [111] hingewie-sen beziehungsweise gezielt untersucht[112]. Beachtenswert ist in diesem Zu-sammenhang weiter, dass mit dem Ein-satz höherfester Gusseisenwerkstoffe,wie zum Beispiel des EN-GJS-700-2 imPlanetenträger von WEA-Getrieben [113],die Frage nach einer in die Bauteilbewer-tung integrierbaren Zähigkeit unter Beach-tung sowohl herstellungsbedingter Guss-fehler (Dross, Lunker, Gasblasen, Gra-phitentartungen, Risse) als auch tieferUmgebungstemperaturen einen aktuellenStellenwert besitzt. BruchmechanischeKennwerte für EN-GJS-400-18LT beistatischer und zyklischer Beanspruchungwerden in [114] und [115] mitgeteilt. Diemechanischen Kennwerte der untersuch-ten Werkstoffsorten des EN-GJS-400-18LT sind in der Tabelle 34 enthalten.Hierbei bedeuten WKN die Probenahmedirekt aus der Rotornabe und WK1 be-ziehungsweise WK2 Angussproben, diedurch Anlegen von Kühlkokillen beschleu-nigt abgekühlt wurden und zu einerVariation der Graphitteilchengröße dG von23 bis 60 μm führten.

Tabelle 34: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte sowie Gefügeparameter des EN-GJS-400-18 LT [114]


Tabelle 35: Bruchmechanische Kennwerte und Parameter der zyklischen Risswachstumskurve für EN-GJS-400-18LT in Abhängigkeitvom R-Wert [114]

Die über die Aufnahme der Risswider-standskurven bestimmten statischen Riss-initiierungswerte bei RT und -40 °C sindin der Tabelle 34 zusammengefasst. ImErgebnis rasterelektronenmikroskopischerBruchflächenanalysen folgt, dass derBruch bei RT und -40 °C über eine duktilestabile Rissausbreitung eingeleitet wird.Bestätigt wird, wie in Abschnitt 5 ausge-führt, dass die Ji-Werte mit größerer Gra-phitteilchengröße dG beziehungsweisedem korrespondierenden Graphitteilchen-abstand λ zunehmen, das heißt, der Riss-einleitungswiderstand steigt.

Die bruchmechanischen Kennwerte derzyklischen Risswachstumskurve sind inAbhängigkeit von der Mittelspannung (R-Wert) in der Tabelle 35 zusammenge-

Bild 62: Schnitt durch eine Windanlagengondel mit den typischen Gussteilen aus EN-GJS-400-18-LT1 - Maschinenständer, 2 - Stratorstern, 3 - Achszapfen, 4 - Rotornabe, 5 - Blattadapter

stellt. Die Abhängigkeit des Schwellen-wertes ΔKth von der Mittelspannung kanngemäß Gleichung (26) beschrieben wer-den, wobei der Wert für γ = 0,82 mit demin [116] für EN-GJS-400-15 bestimmtenWert übereinstimmt. Die Abhängigkeit derΔKth-Werte von der GraphitteilchengrößedG (Bild 63) kann über den Ansatz

ΔKth = 0,0454 dG + 5,9 MPam1/2(26)

beschrieben werden. Die Parameter zumanalytischen Beschreiben der zyklischenRisswachstumskurve des EN-GJS-400-18LT auf der Basis des Risswachstums-modells „ESACRACK“ sind in der Tabelle30 aufgeführt.

Bei der Festlegung tolerierbarer Guss-fehler beziehungsweise Inspektionsinter-

ΔKth


[MPa m1/2] R-

Wert

WKN WK2 WK1 WKN WK2 WK1 WKN WK2 WK1 WKN WK2 WK1

0,1 0,3 0,5

8,5 7,3 5,3

7,7 6,5 4,9

7,0 6,0 4,5

4,6 4,5 4,2

4,6 4,4 4,5

4,2 4,4 4,3

7,8 E-11 1,9 E-10 4,8 E-10

1,8 E-10 3,0 E-10 3,3 E-10

8,2 E-10 6,1 E-10 7,3 E-10

37,5 - -

32,8 - -

30,4 23,7 17,8


Bild 63: Abhängigkeit des ΔΔΔΔΔKth-Wertes von der Graphitteilchengröße dG(R = 0,1)

valle im Rahmen der bruchmechanischenSicherheitsbewertung von zyklisch bean-spruchten Komponenten in WEA könnenLastfolgeeinflüsse nicht unberücksichtigtbleiben. Zur Qualifizierung unregelmä-ßiger Lastfolgen werden zurzeit Versuchezur Charakterisierung des Rissausbrei-tungsverhaltens von EN-GJS-400-18LTunter regelloser Beanspruchung mit derLastfolge „WISPER“ [117] durchgeführt.Low-high und High-low-Folgen sowie ein-zelne Über- und Unterlasten werdengenutzt, um die Lastfolgeeffekte zu cha-rakterisieren [118]. Erste Ergebnisse zei-gen, dass Lasteffekte zu einer deutlichenRissbeschleunigung führen können [115].

Der in der nahen Zukunft zu erwartendeÜbergang zu WEA im Offshore-Einsatzmit einer Leistung von 8 bis 10 MW wird,sowohl in Hinblick auf eine erforderlicheMassereduzierung als auch höhere Be-anspruchbarkeit, die festigkeits- und zä-higkeitsoptimierte Weiterentwicklung derjetzt eingesetzten Gusseisenwerkstoffeerforderlich machen. Gegenwärtige Un-tersuchungen im Rahmen eines BMU-Projektes [119] beinhalten die Entwick-lung eines GJS-Werkstoffes mit einerdeutlich erhöhten Schwingfestigkeit unddie hierauf basierende Bauteilauslegungunter Berücksichtigung bruchmechani-scher Aspekte. Bei den sich hierbei an-bietenden legierungstechnischen Varian-ten ist zu beachten, dass die bekannteFestigkeitssteigerung über erhöhte Si-Anteile im Ergebnis der Mischkristallver-festigung mit einem deutlichen Abfall derBruchzähigkeit verbunden ist. So folgtaus Untersuchungen an EN-GJS-400-15mit Si-Gehalten von 1,19 bis 3,12 % eineZunahme der Rp0,2-Grenze von 193 auf369 MPa bei gleichzeitiger Abnahme derBruchzähigkeit von 106 auf 72 MPa m1/2,das heißt eine mittlere lineare Abnahmevon etwa 14 MPa m1/2 je 1% Si [120]. BeiSi-Gehalten von 3,5 % wird in [121] einesignifikante Abnahme der Bruchzähigkeitauf 41 MPa m1/2 mitgeteilt.

Bruchmechanische Beanspruchungs-analysen sowie im Kontext ermittelteBruchzähigkeitskennwerte wurden fürWEA-Komponenten aus GJL- und GJS-Werkstoffen am Institut für Mechanik undFluiddynamik und am Institut für Werk-stofftechnik der TU Bergakademie Frei-berg durchgeführt. Aus ihnen folgt, dassmit der Einbeziehung des Bruchmecha-nikkonzeptes hinsichtlich der Entschei-dung, ob ein fehlerbehaftetes Gussteileingesetzt beziehungsweise weiterbe-trieben werden kann, die konventionelleFestigkeitsbewertung sinnvoll ergänztoder erweitert wird.

8.6 TransportbehälterDie Bauartprüfung von Transportbehäl-tern für radioaktive Stoffe beinhaltet denNachweis über die Integrität von potentiellsprödbruchgefährdeten Behälterkom-ponenten, wobei die Anforderungen hier-zu in den IAEA-Regulations [122] zursicheren Beförderung niedergelegt sind.Hinweise zur Vermeidung des Bauteil-versagens durch Sprödbruch sind imAppendix VI der Erläuterungen zu denIAEA-Regulations zusammengefasst[123]. Für Transportbehälter aus Guss-eisen mit Kugelgraphit (Bild 64) wird derbruchmechanische Sicherheitsnachweisempfohlen, das heißt Ausschluss einerstabilen oder instabilen Rissausbreitungbei Vorhandensein eines rissartigenFehlers.

Dieser wurde 1985 in Form eines si-cherheitstechnischen Konzeptes im Er-gebnis umfangreicher Werkstoffunter-suchungen und Fallversuche an Prüf-mustern und Großbehältern für Trans-

Bild 64: Transport- und Lagerbehälter Typ CASTOR®V/19(Bild: Siempelkamp, Kefeld)

portbehälter aus Gusseisen mit Kugel-graphit veröffentlicht [124], [125]. DieÜberprüfung dieses Konzeptes führte,ausgehend von einer angestrebten höhe-ren Werkstoffauslastung, im Jahre 2002zur Veröffentlichung der BAM-LeitlinieGGR-007 [126], die auch im Schrifttumvorgestellt und erläutert wurde [127],[128].

Da diese auch die Berücksichtigung stoß-artiger Beanspruchungen für die Behälter-bewertung vorsieht, stehen gegenwärtigsowohl numerische Beanspruchungsana-lysen unter Einbeziehung hypothetischerGussfehler [129] als auch die experimen-telle Bestimmung dynamischer Bruch-zähigkeitskennwerte im Mittelpunkt derUntersuchungen.

Gegenstand umfangreicher Untersu-chungen war die Ermittlung dynamischerBruchzähigkeitskennwerte bei -40 °C inAbhängigkeit von der Probengröße [130],[131]. Nach dem Abguss von drei Blöcken(Blockmaß 780 x 250 x 1660 mm) konntensechs Probenrohlinge in den Abmessun-gen Länge: 1360 mm, Breite: 150 mm,Höhe: 290 mm bereitgestellt werden, ausdenen Großproben (Dicke: 140 mm, Brei-te: 280 mm, Länge: 1350 mm), im wei-teren SE(B)140-Proben genannt, gefertigtwurden. Die Kleinproben (Dicke: 10 mm,Breite: 10 mm, Länge: 55 mm), nachfol-gend als SE(B)10-Proben bezeichnet,wurden aus den Großproben im Bereichder Bruchflächen gefertigt (Bild 65). DieUntersuchungen erfolgten an einem ferri-tischen Gusseisenwerkstoff mit globularerGraphitausbildung (Bild 66). Die mecha-nischen Eigenschaften sind in der Tabelle36 enthalten.

Rp0,2 [MPa]

Rm [MPa]

A5 [%]

Z [%]

E [GPa] ν HBW2,5/187,5

246 362 11 13 172 0,28 138

Tabelle 36: Mechanische Kennwerte bei Raumtemperatur


Bild 66: Gefüge des VersuchswerkstoffesGefügeparameter: Graphitteilchendurchmesser 63 μm,Ferritkorngröße 62 μm, Teilchenabstand 88 μm, Form-faktor 0,71; Teilchenanzahl 47 mm-2

Bild 65: Probenahme der SE(B)10-Proben Bild 67: Spaltflächige stabile Rissausbreitung auf der Bruchfläche der SE(B)10-Proben bei -40 °C

Bild 68: Rissauffang an einer Graphitbarriere

Die Beanspruchung der SE(B)-140-Pro-ben mit Ermüdungsriss wurde bei -40 °Cmit Hilfe eines Impulsprüfstandes mit ei-ner Beanspruchungsgeschwindigkeit vonK = 5 104 MPa m1/2s-1 realisiert [132]. Ver-suchsdurchführung und auswertung ba-sieren auf ASTM E399-97.

Die experimentelle Ermittlung dynami-scher Risswiderstandskurven des J-In-tegral-Konzeptes (Jd-Δa-Kurven) erfolgtean den 20 %-seitengekerbten SE(B)10-Proben mit Ermüdungsriss nach der „low-blow“-Technik unter Verwendung einesinstrumentierten Pendelschlagwerkes.Dabei wurden 6 bis 8 Proben im Bereich2,8 104 ≤ K ≤ 5,7 104 MPa m1/2s-1 bean-sprucht, die Jd-Werte über die berechne-ten dynamischen Kraft-Weg-Diagrammeermittelt und die Δa-Werte auf den Bruch-

flächen der Proben bestimmt. Versuchs-durchführung und -auswertung erfolgtenin Anlehnung an ESIS P2-92. Dabei mussjedoch beachtet werden, dass keine sta-bile duktile Rissausbreitung auftritt.

Im Ergebnis rasterelektronenmikrosko-pischer Bruchflächenanalysen folgt (Bild67), dass die Δa-Werte für den gesamtenBereich der Jd-Δa-Kurve im Ergebnis einerstabilen spaltflächigen Rissausbreitunggebildet werden. Dabei kann davon aus-gegangen werden, dass eine globale in-stabile Rissausbreitung durch Rissab-stumpfung (Rissradius < Graphitteilchen-durchmesser) und Rissauffang energie-dissipativ verhindert wird (Bild 68).

Da bei dieser werkstoffspezifischen Riss-ausbreitung keine Stretchzone auftritt, ist

die Definition physikalischer Rissinitiie-rungswerte gemäß ESIS P2-92 in Analo-gie zur statischen Belastung nicht mög-lich. Die praktizierte Verfahrensweise zurAufnahme und Auswertung dynamischerRisswiderstandskurven von ferritischenGusseisenwerkstoffen lässt sich wie folgtdarstellen (Bild 69):

1. Berechnung bzw. Bestimmung der Da-tenpunkte Jd und Δa gemäß ESIS P2-92,

2. Bestimmung des dynamischen Riss-initiierungswertes Jdi/Δa=0 bei Δa = 0 mmim Schnittpunkt der im Bereich 0,1 mm≤ Δa ≤ 0,5 mm linear extrapolierten Jd-Δa-Werte, Δamax ≤ 0,5 mm folgt ausder Forderung in ESIS P2-92 gemäßΔamax ≤ 0,1 (W-a) mit W - Probenbreiteund a - Risslänge,

.

. . .

.


3. Bestimmung eines dynamischen Riss-initiierungswertes Jd0,2 gemäß ESISP2-92 bei Δa = 0,2 mm,

4. Umrechnung der Jd-Werte in KId(J)-Werte gemäß

(27)

Aus Bild 69 folgt weiter, dass eventuellemikrostrukturelle Schädigungsprozesse,wie zum Beispiel Ablösen der Graphit-teilchen von der ferritischen Matrix oderRissausbreitung zwischen den Teilchen inder Größenordnung der entsprechendenGefügeparameter liegen. Die an Klein-und Großproben ermittelten dynamischenBruchzähigkeitswerte des K- und J-In-tegral-Konzeptes beziehungsweise dieUmrechnung gemäß Gleichung (27) ge-hen aus Tabelle 37 hervor.

Die dynamische 0,2 %-Dehngrenze wur-de in Anlehnung an BS 7448-3 [133] überdie entsprechende Dehnrate für -40 °Cmit Rdp0,2 = 378 MPa bestimmt. Damit er-füllen die mit den SE(B)140-Proben be-stimmten KId-Werte das Dickenkriterium

(28)

und sind somit auf das Bauteil übertrag-bar. Die erweiterte kombinierte Messun-sicherheit (Prüf- und Messtechnik) kann amBeispiel der Probe 3 mit 75 +/- 4,5 MPa m1/2

angegeben werden. Die Streuung der KId-Werte im Bereich von 64 bis 79 MPa m1/2

sind werkstoffspezifisch aus der Hetero-genität des Gussgefüges erklärbar. Dasgilt auch für die an den SE(B)10-Probenbestimmten dynamischen Bruchzähigkeits-kennwerte mit charakteristischen Jd-Δa-Kurven gemäß Bild 69. Der Gefüge-einfluss wird hier über die gemittelte Stich-probe der sechs Jd-Δa-Kurven deutlich(Bild 70).

Für den Mittelwert der SE(B)140-Probenvon Kld = 71 MPa m1/2 beziehungsweiseJd(KId) = 27 kJm-2 folgt bei Einordnung indie gemittelte Stichprobe der Jd-Δa-Kurveneine korrespondierende stabile Rissaus-breitung bei Δa = 0,13 mm (Bild 70). Daserklärt die weitestgehende Übereinstim-mung der Jd(KId)-Werte beziehungsweiseKId Werte der SE(B)140-Probe mit den inÜbereinstimmung mit ESIS P2-92 bei Δa= 0,2 mm bestimmten Jd0,2- oder KId(Jd0,2)-Werten. Die außerhalb von ESIS P2-92definierten dynamischen Rissinitiierungs-werte bei Δa = 0 mm sind erwartungsge-mäß konservativer.

Im Ergebnis der Untersuchungen folgt,dass die experimentelle Ermittlung dyna-mischer Bruchzähigkeitswerte an Klein-proben über die Aufnahme dynamischerRisswiderstandskurven die Beachtungwerkstoffspezifischer Besonderheitenerforderlich macht. Die bisherige Nicht-verfügbarkeit einer vereinheitlichen Prüf-vorschrift für den dynamischen Belas-tungsfall ist die Ursache dafür, dass diein den Standards für den statischen Be-lastungsfall aufgeführten Kriterien über-tragen werden. Für die dynamische Be-anspruchung wurde durch die ESIS (Euro-pean Structural Integrity Society) ein Vor-schlag für die Ermittlung bruchmecha-nischer Kennwerte unter Verwendung desinstrumentierten Schlagbiegeversuchs anSE(B)-Proben mit Ermüdungsriss erar-beitet. Die aktuelle Fassung ESIS TC5[10] bezieht sich allerdings ausdrücklichauf Stahl. Für weitere, bereits konzipierte

Tabelle 37: Dynamische Bruchzähigkeitskennwerte bei -40 °C

Bild 69: Jd-ΔΔΔΔΔa-Kurve bei -40 °C und Definition der dynamischenRissinitiierungswerte

Bild 70: Einordnung des Mittelwertes Jd(KId) der SE(B)140-Proben indie gemittelte Stichprobe der Jd-ΔΔΔΔΔa-Kurve der SE(B)10-Proben (-40 °C)

21

21

/

)( ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡−⋅

=νEJJK d

Id

2

20

52 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛≥

,

,dp

Id

RKB

Aufgaben leitet sich hieraus die Ermittlungdynamischer Bruchzähigkeitswerte fürferritische Gusseisenwerkstoffe auf derBasis einer zu erarbeitenden Prüfvor-schrift ab, die den werkstoffspezifischenBesonderheiten Rechnung trägt.

Schrifttum

[1] Pusch, G.: Das Bruchmechanik-Konzeptund seine Anwendung auf Gusseisen-werkstoffe. Teil 1: Grundlagen. konstru-ieren + gießen 17 (1992) H. 3, S. 29 - 35.Teil 2: Experimentelle Ermittlung bruch-mechanischer Kennwerte. konstruieren +gießen 17 (1992) H. 4, S. 4 - 12. Teil 3:Bruchmechanische Kennwerte. konstruie-ren + gießen 18 (1993) H. 1, S. 4 - 11. Teil4: Bruchmechanische Sicherheitskonzep-te, konstruieren + gießen 18 (1993) H. 2,S. 4 - 10.

[2] Pusch, G.: Beanspruchungsgerechte Bau-teilbewertung mit Hilfe bruchmechani-scher Methoden. konstruieren + giessen23 (1998) H. 2, S. 20 - 28.

[3] Kußmaul, K., u. a.: Die Anwendung derBruchmechanik auf Sphäroguss. BAM-Se-minar „Behälter aus Sphäroguss für radio-aktive Stoffe“, Berlin 1987, in: DVM-Be-richtsband S. 139 - 180.

[4] Berger, C.: Eigenschaften in dickwandigenGussstücken aus Sphäroguss - Ergebnis-se aus Gemeinschaftsversuchen. In: BAM-Seminar „Behälter aus Sphäroguss fürradioaktive Stoffe“, DVM-Berichtsband,Berlin Juni 1987, S. 181 - 197.

[5] DIN EN ISO 12737: Metallische Werk-stoffe, Bestimmung der Bruchzähigkeit(ebener Dehnungszustand), Ausgabe April1999.

[6] ESIS P2-92: Procedure for determiningthe fracture behaviour of metallic mate-

SE(B)140-Proben SE(B)10-Proben Proben-Nr. KId

[MPa m1/2] Jd(KId) [kJm-2]

Jdi/�a=0 [kJm-2]

KId (Jdi/Δa=0) [MPa m1/2]

Jd0,2 [kJm-2]

KId (Jd0,2) [MPa m1/2]

1 2 3 4 5 6

67 71 75 79 71 64

24 27 30 33 27 22

13 17 16 17 19 24

50 56 56 56 59 66

28 31 37 32 27 34

72 76 83 77 71 79


[37] Pusch, G., u. a.: Mechanische und bruch-mechanische Kennwerte für Gusseisen mitKugelgraphit. konstruieren + giessen 24(1999) H. 2, S. 10 - 19.

[38] Stroppe, H., G. Pusch und A. Ludwig: Be-stimmung der Bruchzähigkeit von ferriti-schem Gusseisen mit Kugelgraphit ausKennwerten des Zugversuches und derGefügeausbildung. konstruieren + giessen29 (2004) H. 4, S. 19 - 23.

[39] Stroppe, H.: Ermittlung der Bruchzähigkeitduktiler Werkstoffe aus Parametern derMikrostruktur und der Fließkurve. NeueHütte 26 (1981) H. 12, S. 446 - 448.

[40] Forschungsbericht E-316: Einfluss vonGefügeabweichungen auf die Werkstoff-eigenschaften von Gusseisen mit Kugel-graphit. Abschlussbericht zum AiF-For-schungsvorhaben Nr. 13507N/1. Institut fürGießereitechnik, Düsseldorf 2005.

[41] Stets, W., und A. Sobota: Einfluss vonGefügeabweichungen auf die Werkstoff-eigenschaften von Gussteilen aus Guss-eisen mit Kugelgraphit. Giesserei 93 (2006)H.4, S. 2 - 23.

[42] Hübner, P.-V., P. Hübner u. G. Pusch: Ein-fluss von Gefügeabweichungen des EN-GJS-400-15 auf die bruchmechanischenKennwerte bei statischer Beanspruchung.konstruieren + giessen 33 (2008) H. 2, S.7 - 10.

[43] Frenz, H.: Eigenschaften von ferritischemund ferritisch-perlitischem Gusseisen mitKugelgraphit unter besonderer Beachtungdes Bruchverhaltens. Dr.-Ing.-Dissertation,Technische Universität Berlin 1991.

[44] Baer, W., G. Pusch u. T. Brecht: Einflussder Chunky-Graphitentartung auf das Riss-widerstandsverhalten von ferritischemGGG-40 bei statischer und zyklischer Be-anspruchung. Giesserei 83 (1996) H. 22,S. 19 - 22.

[45] Sonsino, C. M., und V. Grubisc: Hochwer-tige Gussbauteile - Forderungen zur Betriebs-festigkeit. konstruieren + gießen 20 (1995)H. 3, S. 27 - 42.

[46] Wolters, D. B.: Schwingfestigkeit von GGG.In: Duktiles Gusseisen - Gusseisen mitKugelgraphit, Düsseldorf 1988, S. 25 - 38.

[47] Pusch, G., P. Hübner und O. Liesenberg:Untersuchungen zum gefügeabhängigenRissausbreitungsverhalten von Gusseisen-werkstoffen bei zyklischer Beanspruchung.DVM-Bericht Nr. 234: Fortschritte derBruch- und Schädigungsmechanik, S. 37- 45, Freiberg 2002.

[48] Pusch, G., B. Komber und O. Liesenberg:Bruchmechanische Kennwerte für ferri-tische duktile Gusseisenwerkstoffe beizyklischer Beanspruchung. konstruieren +giessen 21 (1996) H. 2, S. 49 - 54.

[49] Müller, K., u. a.: Bruchmechanische Unter-suchungen von Gusseisen mit Kugelgra-phit bei Stoß- und Schlag-Biegebean-spruchung. 33. Tagung des DVM-Arbeits-kreises „Bruchvorgänge“, Paderborn, Fe-bruar 2001, in: DVM-Bericht Nr. 233, S. 267- 274.

[50] Udoh, A.: Ermittlung fließbruchmechani-scher Kennwerte für ferritisches GGG-40und seine Schweißverbindungen bei dy-namischer Beanspruchung. Dr.-Ing. Dis-sertation, TU Bergakademie Freiberg 1997.

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[23] Just, C., G. Kaiser, M. Schmidt und M.Zaiczek: Rissausbreitungswiderstand vonlegiertem Gusseisen mit Lamellengraphitunter statischer und schwingender Bean-spruchung. Gießereitechnik 36 (1990) H.4, S. 108 - 111.

[24] Höner, K. E., und R. Gagnaux: Unter-suchungen an Bruchproben aus Guss-eisen mit Lamellengraphit, Gusseisen mitKugelgraphit und schwarzem Temper-guss. Gießerei-Praxis (1977) H. 6/7, S. 90- 99.

[25] Wolfensberger, S.: Bruchzähigkeit vonGusseisen. Dissertation. EidgenössischeTechnische Hochschule Zürich 1986.

[26] Wolfensberger, S., P. Uggowitzer und M.O. Speidel: Die Bruchzähigkeit von Guss-eisen. - Teil I: Gusseisen mit Lamellengra-phit. Giesserei-Forschung 39 (1987) H. 1,S. 17 - 24.

[27] Komber, B.: Bruchmechanische Bewer-tung des Rissausbreitungsverhaltens fer-ritischer Gusseisenwerkstoffe bei zykli-scher Beanspruchung. Dissertation, TUBergakademie Freiberg 1995.

[28] Grüter, L.: Rissausbreitung in Gusseisen.Dissertation, Ruhruniversität Bochum1975.

[29] Pusch, G., O. Liesenberg und B. Bilger:Beitrag zur bruchmechanischen Bewer-tung des Rissausbreitungsverhaltens vonGusseisen bei zyklisch-mechanischer Be-anspruchung. Gießereitechnik 34 (1988)H. 3, S. 77 - 81.

[30] Speidel, M. O., und B. Scarlin: In: Mate-rialkunde - Techn. Reihe 3: Gefüge undBruch. Bornträger, Stuttgart 1977.

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[85]Henkel, S., P. Hübner und G. Pusch:Zyklisches Risswachstumsverhalten vonGusseisenwerkstoffen - analytische undstatistische Aufbereitung für die Nutzungmit dem Berechnungsprogramm „ESA-CRACK“. 40. Tagung des DVM-Arbeits-kreises „Bruchvorgänge“, 19. bis 20. Fe-bruar, Stuttgart 2008, in: DVM-Bericht Nr.240, S. 251 - 260.

[86]Henkel, S., P. Hübner und G. Pusch:Zyklisches Risswachstumsverhalten vonGusseisenwerkstoffen - Analytische undstatische Aufbereitung für die Nutzung mitdem Berechnungsprogramm „ESACRACK“.konstruieren + giessen 33 (2008), H. 3. S.41 - 43.

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[89]Werning, H.: Innovation in Guss - Wett-bewerb „Konstruieren mit Gusseisenwerk-stoffen“. VDI-Zeitung 125 (1983) H. 5, S.4 - 12.

[90]Hombach, J.: Die neuen BMW-Perso-nenwagen der 5er-Reihe. ATZ 83 (1981)H. 6.

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[92]Sicher zu begehen - Stufenhalter für Trep-pe. konstruieren + gießen 21 (1996) H. 1,S. 34.

[93]Tölke, P.: Schweißen von Eisen-Kohlen-stoff-Gusswerkstoffen. Schweißtechnik(1975) H. 10, S. 275 - 290.

[94]Rist, A., R. Steinemann u. P. Tölke:Tempergusswerkstoffe für Konstruktions-schweißungen - Reibschweißen. ATZ 76(1974) H. 9, S. 294 - 299; auch in:konstruieren + gießen 1 (1976) H. 3, S. 3 - 8.

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[96]Hübner, P.-V.: Gefüge- u nd beanspru-chungsabhängige Charakterisierung des

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[53] Rosenfield, A. R., u. a: Crack ArrestToughness of Nodular Iron.Nuclear Engi-neering and Design 116 (1989) S. 161 - 170.

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[55] Pusch, G., W. Baer und A. Michael: Beitragzur Optimierung artgleicher Schweißver-bindungen des ferritischen Gusseisen-werkstoffs GGG-40. Giesserei 80 (1993)H. 7, S. 227 - 231.

[56] Pusch, G., und W. Baer: Bruchmechani-sche Bewertung einer artgleichen Schweiß-verbindung aus ferritischem Gusseisen mitKugelgraphit GGG-40. Giesserei-For-schung 45 (1993) H. 1, S. 1 - 8.

[57] Pusch, G., und W. Baer: Bewertung derBruchsicherheit einer artgleichen Schweiß-verbindung aus ferritischem Gusseisen mitKugelgraphit GGG-40. Schweißen undSchneiden 46 (1994) H. 12, S. 639 - 642.

[58] Pusch, G., A. Udoh und W. Baer: Fließ-bruchmechanische Kennwerte des ferriti-schen Gusseisenwerkstoffs GGG-40 beistatischer und dynamischer Beanspru-chung. konstruieren + gießen 22 (1997)H. 2, S. 12 - 16.

[59] Pusch, G., A. Udoh u. W. Baer: Fließ-bruchmechanische Bewertung einer art-gleichen Schweißverbindung aus Guss-eisen mit Kugelgraphit GGG-40 bei sta-tischer und dynamischer Beanspruchung.Schweißen und Schneiden 50 (1998)H. 5, S. 275 - 278.

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[66] Hübner, P.-V. u. a.: BruchmechanischeKennwerte von Temperguss – Teil 2: Wei-ßer Temperguss. konstruieren + giessen28 (2003) H. 3, S. 18 - 25.

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[101] Mädler, K.: Zur Eignung von ADI als al-ternativer Radwerkstoff, Vortrag zumCIATF Technical Forum 1999, 10.-11. Juni1999, Düsseldorf, in: Tagungsband S. 440- 447.

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