Rissbildung im Stahlbau. Besonderheiten und Ursachen

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1 PRAXIS Bild 12: Risse in kaltgeformten Hohlprofilen Dr.rer.nat. Werner Katzung Rissbildung im Stahlbau Besonderheiten und Ursachen Mit vorliegendem Beitrag soll der technische Kenntnisstand bezüglich der Ursachen der Rissbildung unter Berücksichtigung der Wechselwirkung von Werkstoffeigenschaften, konstruktiver Gestaltung und Fertigung der Stahlbauteile sowie des Feuerverzinkungsprozesses dargestellt werden. 10 Gegenüber Beschichtungssystemen sind die Anforderungen an den Werkstoff, das korrosionsschutzgerechte Konstruieren und das Fertigen der Stahlbauteile aufgrund der Spezifik des Verfahrens allerdings deutlich höher. Insbesondere die während des Verzinkens auf die Stahlbauteile einwirkenden thermischen Belastungen und die Benetzung mit der Zinkschmelze können in Verbindung mit Eigenspannungen und Gefügeveränderungen des Werkstoffes aus dem Herstellungsprozess der Stähle bzw. der Stahlbauteile zu Verformungen und in kritischen Fällen zu Rissen im Stahl führen, die die Funktionssicherheit tragender Konstruktionen gefährden können. In den letzten 10 Jahren wurde im Gegensatz zu früher häufiger von Rissbildungen im Stahl während des Verzinkens berichtet. Betroffen waren insbesondere Bauteile mit größerer Abmessung aus Stählen mit Streckgrenzen R e 355 MPa, bei deren Herstellung Brennschneid-, Schweiß- und Kaltumformungsprozesse zu hohen Eigenspannungen, Gefügeveränderungen und Aufhärtungen geführt haben. Vorbemerkungen. Der Korrosionsschutz von Stahlbauten erfolgt nach den in Bild 1 aufgeführten Verfahren. Das Feuerverzinken ist für atmosphärisch beanspruchte Stahlbauteile der wirksamste Korrosionsschutz. In vielen Anwendungsfällen stimmen Schutzdauer und Nutzungsdauer überein. Zinküberzüge sind wartungsarmer bzw. wartungsfreier Korrosionsschutz.

2 Bild 1: Korrosionsschutz von Stahlbauten Übersicht Bei Betrachtung der Kosten, die für Korrosionsschutzmaßnahmen einschließlich Wartungsund Instandsetzungsmaßnahmen während der Nutzungsdauer von Stahlbauten aufzubringen sind, ist Feuerverzinken mit großem Abstand die wirtschaftlichste Korrosionsschutzmaßnahme für Stahlbauten. Gegenüber dem Korrosionsschutz von Stahlbauten durch Beschichtungssysteme sind jedoch unter bestimmten Voraussetzungen Gefährdungspotenziale hinsichtlich der Wasserstoff induzierten Rissbildung (Wasserstoffversprödung) und der Flüssigmetall induzierten Spannungsrisskorrosion zu beachten, die sich aus der Spezifik des Verfahrens Oberflächenvorbehandlung durch Beizen in Salzsäure und Herstellen des Zinküberzugs durch Eintauchen der Stahlkonstruktionen in eine flüssige Zinkschmelze bei ca C ergeben. Die Wasserstoffversprödung spielt beim Verzinken von Stahlbauteilen eine untergeordnete Rolle und ist nur dann relevant, wenn fertigungsbedingt örtlich hohe Aufhärtungen (>350 HV10) entstehen. Demgegenüber können die während des Feuerverzinkens auf den Werkstoff bzw. die Konstruktion wirkenden thermischen Belastungen und der Kontakt mit der Zinkschmelze in Verbindung mit Eigenspannungen aus der Herstellung zu Verformungen (Beulen) und in kritischen Fällen zu Rissen im Stahl führen, die die Funktionssicherheit tragender Konstruktionen gefährden können, Bild 2. Diese Art der Rissbildung gehört zur Kategorie der Spannungsrisskorrosion, meist induziert durch ein Flüssigmetall und ist seit mehr als 100 Jahren unter verschiedenen Namen wie Rotbruch, Lot- oder Lötbruch, Legierungs-bruch u. a. m. bekannt. Die Erscheinung der Flüssigmetall induzierten Spannungsrisskorrosion hat z. T. auch heute noch phänomenologischen Charakter, die grundsätzlichen Ursachen und die Grundvoraussetzungen sind jedoch bekannt. Flüssigmetall induzierte Spannungsrisskorrosion (LME). Rissbildung als Folge des Feuerverzinkens oder der Behandlung von Stahlbauteilen in den dazugehörenden wässrigen Verfahrenslösungen wie Entfettung, Beize und Flussmittel gehören vom Gewaltbruch einmal abgesehen in das Gebiet der Spannungsrisskorrosion, d. h., dass zusätzlich zu den genannten chemischen Einflussfaktoren auch immer materialbedingte Eigenspannungen oder Fremdspannungen im Bauteil vorhanden sein müssen, um die Rissbildung auszulösen. Die Flüssigmetall induzierte Spannungsrisskorrosion wird im angelsächsischen, insbesondere US-amerikanischen Schrifttum, meist als Liquid Metal Embrittlement (LME) oder auch vorwiegend in der englischen Literatur als Liquid Metal Accessed/Assisted Cracking (LMAC) bezeichnet [1]. Sie gehört, wie es erstmals von SPÄHN [2] vorgeschlagen wurde, zur Kategorie der korrosionsinduzierten Spannungsrisskorrosion, insbesondere zur Gruppe der metallinduzierten Werkstoffschädigungen und charakterisiert den Fall, dass ein unter Zugspannung stehendes festes Metall durch ein flüssiges Metall korrosiv angegriffen wird. Die ursprüngliche Namensform Rot- oder Lotbruch erinnert daran, dass diese Form der Metallkorrosion erstmals beim Löten von Stahl mit kupferhaltigen Loten bemerkt wurde. LME erfordert die Erfüllung einiger Grundvoraussetzungen und das Vorliegen spezieller, konkreter Werkstoff- bzw. Systemparameter. Unter Bezug auf das gesamte korrodierende System ist für die sich in Rissbildung, Zähigkeitsverlust und Beeinträchtigung der Schwingfestigkeit manifestierende LME-Schädigung nach [2] bis [5] Folgendes Voraussetzung: Ausreichende statische oder dynamische Zug-, Biege- oder Torsionsspannung (Last- wie auch Eigenspannung) Korrosiv wirkendes Flüssigmetall Gegenüber LME anfälliges Festmetall Kritisches Temperaturintervall. Weitere notwendige und förderlich wirkende Bedingungen sind: Gegenseitige Löslichkeit der Metalle der kritischen Paarung Gute Benetzbarkeit des festen Metalls durch das flüssige Metall Bildung nicht zu hoch schmelzender intermetallischer Phasen/Verbindungen. Bild 2: Riss in einem Parkhausträger mit halber Kopfplatte hohe Eigenspannungen 11

3 PRAXIS 12 Bild 4: Einfluss von Zugspannung und Temperatur auf den Beginn der Rissbildung [8] Bild 3: Spannungs-Dehnungs-Diagramm für Stahl (ca. S355) bei 460 C an Luft und in Zinkschmelze nach KIKUCHI, M. [6] Die o. a. Spannungen und die damit verbundenen Dehnungen resultieren einerseits aus den bei der Herstellung und der Verarbeitung der Stähle (Walzen, Umformen, Schweißen, Brennschneiden, u. a. m.) entstehenden Eigenspannungen und andererseits aus großen Temperaturgradienten zwischen einzelnen Bauteilbereichen während des Eintauchens des Bauteils in die Zinkschmelze. Die erste moderne Untersuchung zu Ursachen der Rissbildung beim Feuerverzinken wurde 1980 in Japan durchgeführt. KIKUCHI, M. [6, 7] stellte bei seinen vergleichenden Untersuchungen zum Verhalten von Stahl bei 460 C Lufttemperatur und in einer Zinkschmelze gleicher Temperatur fest, dass in der Zinkschmelze das Korngefüge des Stahls korrosiv angegriffen wird, wodurch die interkristallinen Bindungskräfte reduziert werden, was zu einem Verlust der Duktilität (Versprödung) führt. Dadurch bedingt reduziert sich die Bruchdehnung des untersuchten Stahls auf 1/3 des Wertes gegenüber an Luft bei 460 C, Bild 3. GORDON, P. und An, H. H. [8] untersuchten die Abhängigkeit der LME von der Temperatur und den anliegenden Zugspannungen im Werkstück und stellten fest, dass die Zeit bis zur Auslösung der Rissbildung mit zunehmender Spannung und Temperatur abnimmt, Bild 4. Aus Bild 5 gehen außer der Temperatur als Haupteinflussgröße für das Auftreten und den Ablauf von LME die inneren und äußeren Zugspannungen hervor, die auf das Bauteil wirken. Aus dem Diagramm folgt, dass es unterhalb einer bestimmten Größe der Zugspannungen im System praktisch keine LME gibt. Genaue und allseits gültige Spannungswerte, oberhalb derer ein fester Werkstoff LME- gefährdet ist bzw. systematische Versuche zur Ermittlung derartiger Kenngrößen insbesondere an Baustählen sind in der Fachliteratur aber nicht oder nur ansatzweise beschrieben. Das liegt einmal an der Schwierigkeit, die in einem Werkstück vorliegenden oder angreifenden Spannungen zu definieren und zu messen und zum anderen darin begründet, dass auch durch technologische Parameter beim Feuerverzinken z. B. durch die Eintauchgeschwindigkeit oder den Wärmeübergang Schmelze/Werkstück Spannungen erzeugt werden, deren Berücksichtigung bei theoretischen Betrachtungen und Deutungen außerordentlich schwer ist. Allgemein anerkannt wird in der Literatur aber, dass mit steigender Härte und Festigkeit bei Baustählen die LME- Anfälligkeit größer wird [9]. Für Baustähle führt z. B. PARGETER, R. [10] in einer neueren Arbeit an, dass bei Festigkeiten unterhalb 275 MPa nur eine geringe LME- Gefahr besteht, diese oberhalb 450 MPa aber deutlich größer wird. Hinzu kommen, wie FELDMANN, M. et al [11] feststellen, die in Stahlbauteilen vorkommenden geometrischen Unstetigkeiten, die lokal die Schädigung begünstigen, indem sie unter Belastung örtliche Zusatzdehnungen erzeugen und so die Rissbildung einleiten. Unter geometrischen Unstetigkeiten sind sowohl konstruktionsbedingte Steifigkeitssprünge in Form von Aussteifungen oder Freischnitten als auch angrenzende Blechdickenunterschiede, z. B. an Bedarfsstößen, zu verstehen. Ebenfalls zu beachten sind Einflüsse aus geometrischer Ausbildung der Schweißnähte und Unterschieden in den mechanischen Eigenschaften zwischen Grund- und Schweißzusatzwerkstoff. SCHULZ, W.-D. und SCHUBERT, P. berichten in [12] über die reduzierende Wirkung von mechanischen Schädigungen der Werkstoffoberfläche in Form von Mikrokerben oder rissen aus Herstellung und Verarbeitung (Säge- oder Brennschnitt, Bohren, Stanzen, Rückstände aus Schweißprozessen, Schleifen) oder Vorbehandlungs- bzw. Vorbereitungsverfahren (Strahlen, Beizen, Fluxen) sowie auch Störungen in der Gefügestruktur durch mikrostrukturelle Unstetigkeiten auf die Dehnbarkeit von Stahl unter Flüssigmetallangriff. PANKERT, R. et al [13] untersuchten den Einfluss der Zinkschmelzezusammensetzung auf den Wärmeübergangskoeffizienten. Sie fanden, dass die Zinkschmelzezusammensetzung in teils erheblichem Maße die Geschwindigkeit der Aufwärmung beeinflusst sowie über einen resultierenden erhöhten Wärmeübergangskoeffizienten Einfluss auf die Beanspruchungshöhe in Form von Spannungen und Dehnungen hat. Zum Einfluss der Zinkschmelze und deren chemische Zusammensetzung ist grundsätzlich zwischen zwei Einflussarten zu unterscheiden: Der metallchemische Einfluss auf den Spannungswiderstand des Stahls. Der thermischmechanische Einfluss, der über die Größe des effektiven Wärmeübergangskoeffizienten die Spannungs-Dehnungs-Einwirkung steuert. Z. Z. werden umfangreiche Untersuchungen mit gegenüber früheren Untersuchungen verbessertem Versuchsaufbau zu Ursachen der LME durchgeführt [14 und 16]. Ziel-

4 stellung ist es, die Auswirkung verschiedener Legierungskonzepte von Zinkschmelzen auf die Rissinitierung beim Feuerverzinken von Stahlbauteilen unter Berücksichtigung möglichst vieler in der Praxis mitwirkender Einflussfaktoren zu untersuchen. Das Forschungsprojekt [14] ist abgeschlossen, der Abschlußbericht liegt vor. Zusammenfassend wird über die erhaltenen Ergebnisse in [11 und 15] berichtet. Hinweise zur Optimierung der die Flüssigmetall induzierte Spannungsrisskorrosion bewirkenden Einflussgrößen (Werkstoffe, Planung, Konstruktion und Fertigung von Stahlbauteilen, Verzinkungsprozess) werden gegeben. Die Ergebnisse früherer Versuche hinsichtlich des Einflusses der Zinkschmelze auf die Duktilität der Stähle wurden für aktuelle Baustähle (S355 und S460) bestätigt und darüber hinaus erste Ergebnisse zum Einfluss der Legierungselemente Blei, Zinn und Wismut (einzeln und in unterschiedlichen Kombinationen) in Abhängigkeit von der Konzentration in der Zinkschmelze erhalten. In Fortführung der begonnenen und z. T. abgeschlossenen Forschungsarbeiten werden zur Schaffung einer wissenschaftlich gesicherten Basis im Rahmen eines AiF-ZUTECH-Projektes Technologie- und Sicherheitsgewinn beim Feuerverzinken zum Ausbau der Marktposition des verzinkten Stahlbaus in Kooperation zwischen Stahlerzeugung (FOSTA), Stahlbau (DAST) und Feuerverzinkung (GAV) weitere grundlegende Untersuchungen vorgenommen. Es handelt sich dabei um ein interdisziplinäres Projekt, an dem 7 Forschungsinstitutionen beteiligt sind. Projektdauer: 2 Jahre. Zusammenfassend kann man feststellen, dass Flüssigmetall induzierte Risse im Stahl durch Benetzung oberflächennaher Korngrenzen bzw. Flächen in Kerben oder Anrissen von unter Zugspannung stehenden Bauteilen mit einem korrosiv wirkendem Flüssigmetall, z. B. Zink, entstehen können. Die dabei ablaufenden mechanischen, physikalischen und chemischen Vorgänge sind derzeit noch nicht ausreichend bekannt. Es kann aber davon ausgegangen werden, dass während des Verzinkungsprozesses Atome der Zinkschmelze, wie Zn, Sn, Pb, Bi, zwischen Korngrenzen diffundieren und je nach Korrosivität der Zinkschmelze (abhängig von der Art und Konzentration der Legierungselemente), der Tauchdauer, der Stahlsorte/ -qualität und der Größe der anliegenden Zugspannungen und Dehnungen Risse initiiert bzw. ausgelöst werden. Flüssigmetall induzierte Spannungsrisskorrosion beim Feuerverzinken von Stählen ist als Folge vorgenannter Reaktionen gekennzeichnet durch: Reduzierung des Formänderungsvermögens (Dehnbarkeit, Bruchdehnung) der Stähle Herabsetzung des Widerstands der Stähle gegen Rissausbreitung Zugspannungen können nicht mehr übertragen werden Rissbildung bei Überschreiten einer kritischen Spannung (Grenzspannung). Die Risse verlaufen fast immer interkristallin, verzweigt oder verästelt in den Werkstoff hineingehend, bis der restliche Querschnitt durch Gewaltbruch zerstört wird. Die Rissspitzen sind meist mit Zink, bei legierten Schmelzen zusätzlich mit erhöhter Konzentration der Legierungselemente gefüllt (Bild 5). Bild 5: Typisches Rissbild für Flüssigmetall induzierte Spannungsrisskorrosion Bild 6: Spannungs-Dehnungs-Diagramm von Baustählen Werkstoff. Wie bereits im Abschnitt 2 ausgeführt, ist das entscheidende Ergebnis des Angriffs einer Zinkschmelze mit oder ohne zusätzliche Legierungselemente auf Stahl die Verminderung seiner Dehnbarkeit und die Herabsetzung des Widerstandes gegen Rissausbreitung. Daraus leitet sich zwangsläufig ab, dass die mechanischen Kennwerte der Stähle, insbesondere deren Zähigkeit, erheblichen Einfluss auf das Gefährdungspotenzial hinsichtlich LME haben. Die Verformbarkeit der Stähle nimmt, wie in Bild 6 zu sehen, mit zunehmender Streckgrenze ab. Der Stahlbau von heute ist aber gerade dadurch gekennzeichnet, dass in zunehmenden Maß höherfeste Baustähle verwendet werden. Das bedeutet natürlich, dass das Gefährdungspotenzial hinsichtlich LME größer geworden ist, da die Verformungsreserven gegenüber den beim Feuerverzinken auftretenden Beanspruchungen deutlich geringer sind. Die Dehnung beträgt beim S460 gegenüber einem S235 nur noch 60% bei Normalbedingungen. Dieser Wert wird in der Zinkschmelze in Abhängigkeit von deren chemischer Zusammensetzung und den Verfahrensparametern noch weiter abgesenkt (siehe Bild 3). Zu berücksichtigen ist außerdem noch der temperaturbedingte Abfall der Streckgrenze der Stähle beim Eintauchen in die Zinkschmelze. Das Verhalten der Baustähle beim Feuerverzinken hinsichtlich LME-Gefährdungspotenzial in Abhängigkeit von den Werkstoffeigenschaften (chemische Zusammensetzung, mechanischphysikalische Kennwerte) ist in Europa nicht geregelt. Die in der Norm DIN EN 10025:2005 angegebene Anforderung Eignung zum Feuerverzinken ist eher verwirrend als hilfreich und betrifft lediglich Aussehen und Dicke der Zinküberzüge in Abhängigkeit vom Si- und P-Gehalt der Stähle. Umfangreiche Untersuchungen zur Flüssigmetall induzierten Spannungsrisskorrosion wurden in Japan durchgeführt [17]. Ähnlich wie beim Kohlenstoffäquivalent als Maß für die 13

5 PRAXIS Schweißeignung wurde ein Zusammenhang zwischen chemischer Zusammensetzung der Stähle und Kerbbruchspannung festgestellt. Im Ergebnis dieser Untersuchungen wurde festgelegt, dass Stähle, die feuerverzinkt werden sollen, nach der Beziehung Kerbbruchspannung in Zn 470 C S LM x 100 % Kerbbruchspannung an Luft 470 C einen S LM Wert 42% haben müssen. S LM steht für Susceptibility to liquid Metal Embrittlement (Empfindlichkeit gegenüber LME). In einem Beitrag von KATZUNG, W. und SCHULZ, W.-D. zu Problemen der LME [18] wird näher darauf eingegangen. Solche Regelungen für den Werkstoff können sicherlich nicht der einzige Weg zur Minderung des LME-Gefährdungspotenzials sein, wie es in [17] ausgesagt wird, doch könnten sie mit dazu beitragen, das Feuerverzinken von tragenden Stahlkonstruktionen sicherer zu machen. Zu erwartende Ergebnisse von den derzeit laufenden umfangreichen Untersuchungen wären eine gute Voraussetzung auch in Deutschland über entsprechende Regelungen nachzudenken. Aber schon heute sollten nachfolgende Anforderungen an die Werkstoffe, die feuerverzinkt werden sollen, beachtet werden: Optimierte chemische Zusammensetzung und niedriges Kohlenstoffäquivalent Großes Dehnungsvermögen vor dem Eintreten des Trennbruchs Zäher Werkstoff zur Vermeidung verformungsarmer Sprödbrüche, nach [15] Kerbschlagarbeit 50J bei RT Verringerung der Sprödbruchneigung und Verbesserung der Schweißeignung durch feinkörniges Gefüge Härte des Stahls < 300 HV25 Alterungsbeständigkeit bei hoher Kaltverformung, Stickstoff abbindende Elemente. Bild 7: LME-Empfindlichkeit in Abhängigkeit von der Dehnrate [19] Planung, Konstruktion und Fertigung. Für einen wirtschaftlichen und qualitativ hochwertigen Korrosionsschutz müssen die Regeln des korrosionsschutzgerechten Konstruierens und Fertigens bereits in der Phase der Planung von Stahlbauten beachtet werden. Sollen Stahlkonstruktionen feuerverzinkt werden, ist das in besonderem Maße erforderlich. Nur so können die zusätzlichen spezifischen Anforderungen, die sich aus dem Verfahren des Feuerverzinkens ergeben, berücksichtigt und Verzug der Konstruktionen, Risse oder andere Beschädigung der Bauteile vermieden werden. Feuerverzinken ist ein Schmelztauchverfahren. Alle verfahrenstechnischen Schritte Oberflächenvorbehandlung (Entfetten, Beizen, Spülen, Fluxen) bis hin zum eigentlichen Verzinkungsprozess finden in Werksanlagen (Wannen, Kessel) bestimmter Abmessungen in Lösungen bzw. in der Zinkschmelze ( C) statt. Bei der konstruktiven Gestaltung von Stahlbauteilen sind alle sich daraus ergebenden Anforderungen zu beachten. Grundlegende Hinweise dazu werden in den Normen DIN EN ISO 1461/14713 [20] gegeben. Diese alleine reichen jedoch nicht aus, um das Gefährdungspotenzial bezüglich Rissbildung beim Feuerverzinkungsprozess vermeiden bzw. reduzieren zu können. Aus Untersuchungen zum Einfluss von Verfahrensparametern beim Feuerverzinken auf LME (siehe Abschnitt 3.3) konnte abgeleitet werden, dass neben der durch die Zinkschmelze auf die Stahlkonstruktion einwirkenden thermischen Belastung auch der u. a. durch die Eintauchgeschwindigkeit des Bauteils in die Zinkschmelze sich ergebende Temperaturgradient und die Dehngeschwindigkeit das Gefährdungspotenzial hinsichtlich LME beeinflussen. Es konnte ermittelt werden, dass je kleiner der Temperaturgradient [ C/cm] und je höher die Dehngeschwindigkeit ist, auch das Gefährdungspotenzial hinsichtlich LME kleiner wird. Das resultiert aus der Erkenntnis, dass es einen LME-kritischen Bereich zwischen einem Mindest- und einem Größtwert der Dehnrate gibt, Bild 7, der mit zunehmender Dehngeschwindigkeit schneller durchlaufen wird [19]. Daraus leiten sich konstruktive Forderungen ab, die Voraussetzung dafür sind, die Tauchgeschwindigkeit beim Feuerverzinken so zu erhöhen, wie es verfahrenstechnischtechnisch möglich ist. Die Abmessungen von zu verzinkenden Bauteilen sollten deshalb so gewählt werden, dass sie in einem Arbeitsgang getaucht werden können. Es muss aus diesem Grund bereits dem Planer und Konstrukteur bekannt sein, welche nutzbaren maximalen Abmessungen Feuerverzinkungskessel besitzen. Für Stahlkonstruktionen wirtschaftlich maximal nutzbare Kesselmaße sind: Länge bis ca. 17,00 m Breite bis ca. 2,00 m Tiefe bis ca. 3,20 m. Freischnitte, Durchfluss- und Entlüftungsöffnungen von Bauteilen müssen für eine einwandfreie Oberflächenvorbehandlung und Verzinkung, insbesondere zur Sicherung hoher Eintauchgeschwindigkeiten, so gestaltet sein, dass die Zinkschmelze alle Flächen schnell und ungehindert erreichen und beim Ausziehen auch schnell und ungehindert ablaufen kann. Das gilt nicht nur für Hohlprofilkonstruktionen und Behälter, sondern auch für Stahlkonstruktionen mit Aussteifungen, Schottblechen, Lamellen o. ä. Die Größe der Durchflussöffnungen und Freischnitte ist von der Zinkmenge, welche die Öffnungen passieren muss, abhängig. Es ist zu prüfen, ob die bisherigen Angaben [21] zur Größe der Durchflussöffnungen und Freischnitte für das Erreichen optimaler Eintauchgeschwindigkeiten ausreichend sind. In [22] werden ca. 5 m/min angegeben, womit ein optimaler Temperaturgradient und eine optimale Dehngeschwindigkeit erreicht werden können. Diese hohe Eintauchgeschwindigkeit ist jedoch bei kompliziert gestalteten Bauteilen und Bauteilen großer Höhe in der Praxis nicht zu erreichen. Der Gefahr des Entstehens von Rissen und eines Verziehens der Stahlkonstruktionen beim Feuerverzinken kann durch nachfolgende konstruktive und technologische Maßnahmen begegnet werden: Bereits bei der Planung sollte der Stahlbauer bemüht sein, fertigungsbedingte Eigenspannungen, vor allem Schweißeigenspannungen, möglichst niedrig zu halten. Hierbei können das Aufstellen eines Schweißfolgeplans und seine Einhaltung bei der Fertigung behilflich sein. Das gilt insbesondere für geschweißte Bauteile, bei denen eine innere statische Unbestimmtheit Zwängungsspannungen im Zinkbad entstehen lässt. 14

6 Bild 8: Riss im Bereich einer durch Brennschneiden hergestellten Ausklinkung Ausreichend bemessene Freischnitte und Durchflussöffnungen zur Ermöglichung einer hohen Eintauchgeschwindigkeit in die Zinkschmelze sind vorzusehen. Bei unsymmetrischen Bauteilen sind die Schweißnähte möglichst in die Nähe der Schwerachse des Gesamtprofils zu legen. Anderenfalls sind sie möglichst symmetrisch im gleichen Abstand zur Schwerachse und gleichzeitig auszuführen. Mit Zunahme der Dicke zu verschweißender Bauteile wächst die Gefahr eines räumlichen Spannungszustandes und höherer Abkühlgeschwindigkeiten im Bereich der Schweißnaht und damit die Gefahr der Rissbildung. Die Dickenunterschiede der unmittelbar miteinander verschweißten Bauteile sind zur Vermeidung von größeren Eigenspannungen zu begrenzen. Nach [21] und [23] ist das Verhältnis unterschiedlich dicker Bleche auf 2,5, für komplexe Konstruktionen und Bauteile mit hohem Anteil an Schweißnähten auf 2 zu begrenzen. Demgegenüber wird in Deutschland z. Z. noch empfohlen, wie in [24] angegeben, dass größere Dickenunterschiede von unmittelbar miteinander verschweißten Bauteilen etwa auf t max < 5* t min zu begrenzen sind. In [7] wird festgestellt, dass im Ergebnis umfangreicher Untersuchungen LME-Rissbildung überwiegend in HAZ-Bereichen geschweißter Stahlkonstruktionen gefunden wurde. Während in nicht oder wenig geschweißten Konstruktionen, also Konstruktionen mit überwiegenden Schraubenverbindungen, Rissbildung nur in Bereichen qualitativ schlecht hergestellter Schraubenlöcher festgestellt wurde. Werkstoffstörungen im Wärmeeinflussbereich von Schweißnähten, insbesondere daraus resultierende Aufhärtungen (im englischen Sprachgebrauch als HAZ = Heat Affected Zone bezeichnet), sind durch geeignete Schweißtechnologien so gering wie möglich zu halten oder durch nachträgliche Wärmebehandlung zu verringern bzw. zu beseitigen. Das gilt insbesondere für Kehlnähte. Z. B. kann durch mehrlagiges Schweißen der Aufhärtung gut entgegenwirkt und ein feinkörnigeres Gefüge in der Schweißnaht hergestellt werden. In [25] wird das mehrlagige Schweißen auch für Kehlnähte, die beim heutigen technologischen Standard einlagig geschweißt werden könnten, insbesondere bei höherfesten Baustählen, als eine der Rissbildung beim Feuerverzinken entgegenwirkende Maßnahme vorgeschlagen. Ein das LME-Gefährdungspotenzial sehr beeinträchtigendes Stahlbearbeitungsverfahren ist das Brennschneiden. KINSTLER, Th. J. [26] berichtet in Auswertung zahlreicher Forschungsvorhaben, die sich mit der Härte von brenngeschnittenen Kanten, den damit verbundenen Wärmeeinflussbereichen und der Rissbildung befasst haben, dass sie übereinstimmen in: Es gibt einen Schwellenwert für den Härtegrad, über dem der Stahl für eine Rissbildung in Zinkschmelzen empfindlich ist. Der Schwellenwert liegt zwischen 250 und 300 HV25, ist abhängig von der Dicke des Stahls und möglicherweise anderen noch nicht untersuchten Parametern. Es wurde eindeutig festgestellt, dass Brennschneiden bei einer Stahloberfläche eine mehrschichtig Wärme beeinflusste Zone bewirkt, wodurch eine Reihe von Veränderungen in der Mikrostruktur, Härte, der chemischen Zusammensetzung und der Eigenspannungen auftreten (Bild 8). Die größten Härtewerte wurden festgestellt, wenn das Autogen-Schneidverfahren angewendet wurde. So bearbeitete Bleche hatten auch das höchste LME-Gefährdungspotenzial. WINKLER, M. [27] berichtet über Untersuchungen zum Einfluss der Art des Brennschneidverfahrens und der Brennschneidgeschwindigkeit auf die dabei im oberflächennahen Bereich entstehenden Spannungen und gibt folgende Bewertung der Untersuchungsergebnisse in Bezug auf das LME-Gefährdungspotenzial: Laser-Schneiden Sehr gut geeignetes Verfahren; hohe Schnittgeschwindigkeiten zulässig; es entstehen Druckspannungen! Plasma-Schneiden Bedingt geeignet in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit; Mikroplasma-Schneiden führt an der Oberfläche zu einem fast spannungsfreien Zustand; es entstehen Zugspannungen! Autogen-Schneiden Wenig geeignet; erzeugt mit zunehmender Schnittgeschwindigkeit zunehmende Zugspannungen! Bei niedrigen Schnittgeschwindigkeiten möglich. Bei der Bearbeitung von zu verzinkenden Bauteilen sind Prozesse zu vermeiden, die örtliche Kerben entstehen lassen, oder die entsprechenden Flächen sind sorgfältig nachzuarbeiten (Bild 9, Seite 16). Das gilt insbesondere bei unterschiedlichen Materialdicken in einem Bauteil für die dünneren Teile und nur für Bereiche mit fertigungsbedingten Gefügeveränderungen durch z. B. Kaltverformung, Schweißen u. a. Kerben in diesem Sinne sind: Geometrisch oder steifigkeitsbedingte Sprünge in der Konstruktion Schweißnahtbedingte Störungen (Einbrandkerben), insbesondere am Ende der Schweißnaht Mikrorisse durch Kaltverformung oder Fertigung (z. B. Stanzen) Verfestigungen durch Kaltverformung sind auf ein Minimum zu reduzieren. Die Gefahr der von diesen Bereichen ausgehenden Rissbildung nimmt mit der Streckgrenze der Stähle zu. Deshalb sollte bei der Fertigung von Bauteilen aus höherfesten Baustählen Strecken, Stauchen, Bie- 15

7 PRAXIS Bild 10: Risse in kaltverformtem und geschweißtem Hohlprofil Bild 9: Riss im Kerbgrund einer Ausklinkung durch Brennschneiden gen, Stanzen u. a. vermieden werden und z. B. Schraubenlöcher nicht gestanzt, sondern gebohrt werden. Die plastische Verformungsreserve von Stahl wird mit zunehmender Kaltverformung verringert. Damit sinkt auch die Zähigkeit, welche die lokale plastische Verformungsfähigkeit in Bereichen lokaler Spannungsüberhöhung vor Kerben oder Rissspitzen beschreibt. Wenn auf eine Kaltverformung nicht verzichtet werden kann, sollten alterungsunempfindliche Stähle (siehe Abschnitt 3.1) verwendet werden. In [28] und [29] werden Hinweise zum Einfluss der Kaltverformung auf die Schweißeignung von Stählen gegeben, die sinngemäß auch für das Feuerverzinken verwendet werden können. Weiterhin begünstigt Kaltverformung in Verbindung mit erhöhten Stickstoffgehalten die Reckalterung, welche zusätzlich zu einer Verschlechterung der Zähigkeit und zu einer Anhebung der Streckgrenze führt. Für Brücken werden daher in DIN Stählerne Straßen- und Wegbrücken; Bemessung, Konstruktion und Herstellung [30] die maximal zulässigen Biegeradien in Abhängigkeit von der Blechdicke angegeben. Zur Verhinderung einer möglichen Alterung werden auch Mindestabstände von Schweißungen von kalt verformten Bereichen festgelegt. Auch in DIN Stahlbauten; Bemessung und Konstruktion [31] werden Regelungen zu Mindestabständen für Schweißungen von Biegeradien kaltverformter Bauteile angegeben. Es sollte geprüft werden, ob solche Regelungen auch für das Feuerverzinken sicherheitsrelevanter Konstruktionen gelten sollten, wobei aus gegebenen Anlässen festgestellt werden muss, dass kaltverformte Bauteile und ganz speziell dann, wenn sie zusätzlich geschweißte Bereiche aufweisen, ein unvertretbar hohes Risiko für das Feuerverzinken darstellen. Siehe auch Bilder 10 bis 14. Die Verringerung bzw. Beseitigung von Eigenspannungen, die durch Schweißen, Kaltverformungen u. a. entstanden sind, durch Wärmenachbehandlung der betroffenen Bauteilflächen bei einer Temperatur von ca. 600 C führt zu einer deutlichen Reduzierung des Gefährdungspotenzials hinsichtlich Rissbildung beim Feuerverzinken. Die Wärmenachbehandlung erfordert eine sorgfältige Planung (Größe der Fläche, Temperatur, Zeitdauer) und fachkundige Ausführung der Arbeiten. Feuerverzinken. Bis zum Ende der 1970er Jahre gab es auf dem Gebiet des Feuerverzinkens bezüglich des Verfahrens und der chemischen Zusammensetzung der Zinkschmelze keine durchgreifenden Veränderungen. Der Stand der Technik war damals gekennzeichnet durch die Verzinkungstemperatur von 450 bis 460º C und einer bleigesättigten (ca.1,2 %) Zinkschmelze mit geringfügigem Gehalt an Aluminium (< 0,02%). Durch späteren anteiligen Zusatz von Umschmelzzink, welches Zinn enthielt, betrug der Zinngehalt der Schmelze ca. 0,3%, in Ausnahmefällen auch bis 0,5%. In der Mitte des 20.Jahrhunderts wurde erstmals durch SANDE- LIN, R. [32] die Abhängigkeit der Bildung der Zinküberzüge vom Si- und P-Gehalt der Stähle entdeckt und wissenschaftlich untersucht. Damit war zwar eine wissenschaftliche Erklärung für das unterschiedliche Aussehen und Dicke der Zinküberzüge gegeben, eine Beeinflussung war jedoch noch nicht möglich. Erst zu Ende der 1970er Jahre wurden in Frankreich im industriellen Maßstab Versuche unternommen, durch Zulegieren von Al, Mg, und Sn zur Zinkschmelze unabhängig vom Siund P-Gehalt der Stähle gleichmäßige, dünne Zinküberzüge mit guter Haftfestigkeit zu erhalten (Polygalva- Verfahren), [33]. Im gleichen Zeitraum wurden in Kanada im Rahmen eines Pilotanlagentests V und Ti mit gleicher Zielstellung zulegiert [34]. Beide Verfahren waren jedoch nur von geringer Bedeutung und spielten in der deutschen Verzinkungsindustrie kaum eine Rolle. In den frühen 1980er Jahren wurde in Großbritannien eine neue Zinklegierung entwickelt [35], mit der erstmals sehr erfolgreich Dicke und Aussehen des Zinküberzuges bei Stählen mit einem Si-Gehalt von 0,003 bis ca. 0,25% (Stähle im Sandelin- und unterem Se- 16

8 Bild 11: Risse im kaltverformten Hohlprofil mit Schweißung unmittelbar im Bereich Biegeradius Nähe zum Biegeradius bisty- Bereich) reguliert werden konnte. Dieser Effekt wurde durch Zulegieren von ca. 0,05% Ni und 0,1% Bi (wenn Pb-Gehalt reduziert werden sollte) in die klassische Zinkschmelze erreicht. Dieses Technigalva-Verfahren wurde und wird auch in Deutschland erfolgreich angewendet. Nachteil aller o.g. Legierungen war es, dass nicht für die gesamte Bandbreite der Stähle hinsichtlich ihres Si- und P-Gehaltes die Dicke des Zinküberzuges beeinflusst werden konnte. Insbesondere aber durch die Innovationen in der Stahl erzeugenden Industrie wurde gegenüber dem 20. Jahrhundert der Anteil Stähle mit Si-Gehalt 0,20% dominant stellten GILLES, M. und SOKOLOWSKI, R. [36] eine neue Legierung vor, mit der bei Stählen mit einem Si-Gehalt bis 0,4% dünne und gleichmäßig aussehende Zinküberzüge erhalten werden. Auf der Intergalva 2000 in Berlin wurde von BEGUIN, Ph. et al [37] die gegenüber 1997 überarbeitete Legierung mit dem Namen GALVECO vorgestellt. Gegenüber 1997 wurde als optimale Zusammensetzung der Zinkschmelze angegeben: 1,8% Sn, 0,5% Bi (wurde später auf 0,1% reduziert) und 0,05% Ni. Auf die Möglichkeit mit niedrigeren Gehalten Sn und Bi erfolgreiche Ergebnisse auch für Si-reiche Stähle zu erhalten, wurde hingewiesen. Als Beispiel wurde gebracht: 1,8% für Sn+Bi unabhängig vom Pb-Gehalt. In Verbindungen mit den in vorherigen Abschnitten beschriebenen Veränderungen bei der Stahlherstellung (Stranggussverfahren, Verwendung von Stahlschrott u. a.) und der Stahlbearbeitung (Schweißverfahren mit hoher Schweißgeschwindigkeit, hohe Schneidgeschwindigkeit bei Brennschneidverfahren u.a.) wurde nun ab ca ein größeres Schadenspotenzial bezüglich LME festgestellt, deren Ursachen alleine mit Ergebnissen früherer Untersuchungen nicht zufriedenstellend geklärt werden konnten. Erste grundlegende Untersuchungen zum Einfluss von Zink und Legierungselementen in der Zinkschmelze wurden von RÄDECKER, W. [38, 39] durchgeführt. Er fand, dass Zink (Schmelzpunkt 419 C) sowie Mischungen aus Zink und Blei bei 450 C zu LME führen können, was an gekerbten Proben experimentell nachgewiesen wurde. RÄDECKER stellte auch fest, dass bestimmte Legierungselemente bereits in geringen Konzentrationen die Aggressivität von Metallschmelzen stark erhöhen, insbesondere Kupfer (Schmelzpunkt 1083 C) schon in sehr geringen Konzentrationen. So ist eine Zinnschmelze mit 0,06 % Kupfer bereits bei 270 C sehr aggressiv und führt gegebenenfalls zu LME. Für Aluminium (Schmelzpunkt 660 C) ist trotz dessen intensiver Reaktion mit Eisenwerkstoffen keine LME-Wirkung bekannt. LANDOW, M. et al beschrieben 1981 [40], dass durch einen Gehalt von je 10 % Zinn bzw. Bild 13: Risse in feuerverzinkten Betonstählen Wismut in schmelzflüssigem Blei ein besonders breites Schädigungsintervall für Stahl gegeben ist und zwar etwa zwischen 230 C und 470 C, wobei 230 C die Temperatur des Versprödungsbeginns und 470 C die Erholungstemperatur ist. Nach den genannten Autoren tritt der Verlust der Werkstückzähigkeit immer spontan ein. Das sollte ein Hinweis darauf sein, dass ev. auftretende LME im Normalfall direkt während des Verzinkungsvorganges oder unmittelbar danach eintritt und somit sofort erkannt werden kann. Spätschädigungen sollten die Ausnahme sein. POAG, G. und ZERVOUDIS, J. [41] berichten über die Wirkung einzelner Zusätze zu bleigesättigten Zinkschmelzen: Blei wirkt prinzipiell verstärkend auf durch Zinkschmelzen hervorgerufene LME. Nickel hat keinen negativen Einfluss auf LME, es wirkt eher sogar positiv. Wismut bis 0,1 % hat keinen negativen Einfluss, ab 0,2 % ist eine Zunahme der Rissbildung zu beobachten. Zinn hat bis 0,2 % keinen Einfluss auf LME, oberhalb 0,3 % kann es aber LME begünstigen. Außerdem wird angemerkt, dass eine Kaltverformung diese Wirkungen prinzipiell verstärkt, was in Übereinstimmung mit anderen Aussagen der Literatur sowie Erfahrungen der Praxis steht. Ähnliches berichtet KAMDAR, M. H. [42], der zudem anmerkt, dass Zinn-/Bleischmelzen Stahl besonders gut benetzen und somit infolge Erhöhung der thermischen und damit auch mechanischen Spannungen prinzipiell LME verstärken. LME verläuft zwar nicht in jeden Fall zwingend interkristallin, bei Stahl in Zinkschmelzen aber immer. Im metallografischen Schliff ist bei interkristallinem Verlauf stets eine starke Verästelung entlang von Korngrenzen zu erkennen, und zwar bis in die äußersten Rissspitzen. Die Rissflanken sind überwiegend verzinkt, im Rissgrund meist nur sehr dünn. 17

9 PRAXIS In legierten Zinkschmelzen sind im Riss und insbesondere in der Rissspitze die Legierungselemente Zinn und Wismut um den Faktor 10 bis 20, Blei sogar um den Faktor 20 bis > 50 gegenüber der Zinkschmelze angereichert. Dieser Tatbestand ist deswegen besonders wichtig, weil damit im Riss und insbesondere in der Rissspitze Legierungen entstehen können, die von der eigentlichen Schmelze stark abweichen und damit ggf. ganz andere Eigenschaften, als diese aufweisen. Hinsichtlich der Elemente Blei, Zinn und Wismut führt die beschriebene Anreicherung im Riss zu einer Legierung, wie sie in [40] beschrieben wird. Bei der Beurteilung der Korrosivität derartiger Metallgemische ist übrigens auch immer zu berücksichtigen, dass diese i. d. R. eutektische Gemische bilden, die meist einen deutlich niedrigeren Schmelzpunkt haben als jedes Einzelmetall. Dadurch ist die Gefahr des korrosiven LME Angriffes in die unmittelbare Abkühlphase nach dem Verzinken verlängert. Dieses erklärt die Beobachtung, dass Bauteile auch kurz nach dem eigentlichen Verzinken noch reißen können. Aus umfangreichen Untersuchungen [19, 22, 41, 43] kann abgeleitet werden, dass von den Verfahrensparametern des Feuerverzinkens der sich beim Eintauchen der Konstruktionen in die C heiße Zinkschmelze im Bauteil ergebende Temperaturgradient und seine Änderung während der Zeit bis zum vollständigen Eintauchen der Konstruktion von wesentlicher Bedeutung für LME ist. Übereinstimmend wird von allen Autoren festgestellt, dass das Gefährdungspotenzial von Stahlkonstruktionen gegenüber LME umso geringer, je kleiner der Temperaturgradient ist. FELDMANN, M. und Mitarbeiter [19] haben bei ihren Untersuchungen zur Dehnungs- und Dehnratenabhängigkeit der LME ermittelt, dass es zwischen einem Mindest- und einem Größtwert der Dehnrate einen Bereich höchster LME- Empfindlichkeit gibt. Aus ihren bisherigen Ar- Bild 14: Kaltverformte Stange vor und nach dem Feuerverzinken beiten zur LME-Abhängigkeit von der Dehnrate und von der Schwellenspannung schlussfolgern sie: Eine kritische Dehnung  und eine kritische Dehnrate 1 beim Feuerverzinken wird bei hochfesten Stählen eher erreicht als bei niedrig festen Stählen. Bei einer Dehnrate 0 springt die LME-Anfälligkeit bei Vorhandensein einer Schwellenspannung an, die mit größer werdenden Dehnraten wieder abklingt. Durch höhere Eintauchgeschwindigkeiten wird die LME-Anfälligkeiten deutlich reduziert. Diese Erkenntnisse decken sich mit Erfahrungen aus der Praxis und aus den Verzinkungsexperimenten von PANKERT, R. et al [13]: Bei großen Eintauchgeschwindigkeiten (entspricht hohen Frequenzen) sowie hohen Vorwärmtemperaturen und kleinen Wärmeübergangsgeschwindigkeiten (entspricht kleinen Dehnungen Â0) werden nahezu keine Risse festgestellt. Dies gilt auch für hochfeste Stähle, die ein erweitertes Gebiet der dehnratenabhängigen LME-Empfindlichkeit besitzen. Auf der Grundlage o. g. Erkenntnisse wurden Untersuchungen durchgeführt, die das Ziel hatten, den Temperaturgradienten beim Eintauchprozess zu verringern. Es wurde festgestellt, dass durch die Zulegierung von Sn und Bi in die Zinkschmelze in Verbindung mit dem Pb-Gehalt die Benetzungsfähigkeit der Stahloberfläche und die Wärmeübergangsgeschwindigkeit deutlich steigen und dadurch der Temperaturgradient im Stahl während des Eintauchvorganges vergrößert wird. Der Temperaturgradient kann verringert werden durch: Veränderung der Zinkschmelzezusammensetzung hinsichtlich optimaler Pb-Sn-Bi-Anteile, Erhöhung der Eintauchgeschwindigkeit, Steiler Eintauchwinkel, insbesondere bei Trä- gern mit konstruktiven Details am Trägerende (z. B. Ausklinkungen), die zu Spannungs-/ Dehnungskonzentrationen führen [15], Erhöhung des Salzgehalts im Flux, optimal sind 400 bis 500 g/l, Mitnahme erhöhter Temperatur der Strahlbauteile beim Fluxen und/oder Trocknen in den Verzinkungsprozess, Schmelzetemperatur so niedrig wie möglich. Mit diesen Maßnahmen ist es möglich, die Größe des Temperaturgradienten in klassischen Zinkschmelzen von ca. 70 Ccm -1 auch in optimal legierten Schmelzen zu erreichen. Zur chemischen Zusammensetzung einer optimal legierten Zinkschmelze sind beim gegenwärtigen Stand der Untersuchungen in Deutschland noch keine endgültigen Aussagen möglich. Es fehlen noch ausreichende Nachweise über den Einfluss von Legierungselementen in bleifreien Schmelzen, z. B. Zinn in unterschiedlichen Konzentrationen in Verbindung mit Wismutgehalten von 0,1%. Dennoch lassen die z. Z. vorliegenden Ergebnisse aus den abgeschlossenen bzw. noch laufenden Forschungsarbeiten neue Regelungen für die Zusammensetzung der Zinkschmelze in Abhängigkeit vom Gefährdungspotential der Stahlbauteile zur Gewährleistung der Standsicherheit feuerverzinkter Stahlbauten zu. Die im April 2006 vom Arbeitskreis beim Deutschen Institut für Bautechnik Berlin bis zum Vorliegen neuer Erkenntnisse empfohlene Zusammensetzung der Zinkschmelze ( 0,9% Pb / 0,3% Sn / 0,1% Bi), mit der der Sicherheitsstandard, wie er vor Anwendung höher legierter Zinkschmelzen (z. B. GALVECO) mit der klassischen Zinkschmelze gegeben war, wird noch in 2008 durch Neuregelungen im Rahmen einer 18

10 DASt-Richtlinie abgelöst. Schon heute wird empfohlen, für kritische Stahlbauteile, die auf der Grundlage von Dehnungsanforderungen infolge stationärer Eigenspannungen klassifiziert werden, Zinkschmelzen mit einem geringen Schädigungspotenzial zu verwenden. Unabhängig von den noch weiterlaufenden Forschungsarbeiten kann als gesichert angesehen werden, das eine Zinkschmelze mit nachfolgenden Grenzwerten für Blei, Zinn und Wismut Pb + 10 Bi 1,5% Sn < 0,15% das Sicherheitsniveau, welches beim Feuerverzinken von Stahlbauteilen mit der klassischen Zinkschmelze gegeben war nicht nur wieder erreicht, sondern eine Verbesserung darstellt. Mit den vorgesehenen neuen Regelungen sollen jedoch künftige Innovationen auf dem Gebiet des Feuerverzinkens nicht unterbunden werden. Zinkschmelzen mit anderen Gehalten an kritischen Legierungselementen sind ebenfalls zulässig, wenn sie auf der Grundlage geeigneter Tests als gleichwertig zertifiziert werden. Zusammenfassung. Das Feuerverzinken ist für Stahlbauten ein unverzichtbares Korrosionsschutzverfahren. Die beschriebenen Besonderheiten, insbesondere die Gefahr der Rissbildung durch Flüssigmetall induzierte Spannungsrisskorrosion mit ihren komplexen Ursachen, sind beherrschbar, wenn alle an diesem Prozess beteiligten Parteien den Grundanforderungen, die dieses Verfahren stellt, Rechnung tragen. In Deutschland werden entsprechende neue Regelungen im Ergebnis laufender und abgeschlossener FuE-Arbeiten noch 2008 getroffen. Literatur [1] EN ISO (Entwurf 2007) [2] Spähn, H. in Kunze, E.: Korrosion und Korrosionsschutz, Band 1, S. 506 ff., Wiley Verlag VCH, Weinheim/Bergstrasse 2001 [3] Shunk, F.A.; Warke, W.R.: Specifity as an aspect of LME. Scripta Metall. 8(1974) [4] Buchner, K. H.; Albright, D.J.:Einige Untersuchungen auf dem Gebiet des durch Flüssigmetall induzierten Sprödbruches. Z. Metallkunde 64 (1973), [5] G. Herbsleb; W. Schwenk:Untersuchungen zur Lötbrüchigkeit hochlegierter Stähle. 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