Bewertung des Risswiderstandsverhaltens von schwarzem Temperguss bei statischer, dynamischer und zyklischer Beanspruchung

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1 Bewertung des Risswiderstandsverhaltens von schwarzem Temperguss bei statischer, dynamischer und zyklischer Beanspruchung Von der Fakultät für Werkstoffwissenschaften und Werkstofftechnologie der Technischen Universität Freiberg genehmigte Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades Doktor-Ingenieur (Dr.-Ing.) vorgelegt von Dipl.-Ing. Kerstin Brecht geboren am in Bautzen Gutachter: Prof. Dr.-Ing. Gerhard Pusch, Freiberg Prof. Dr.-Ing. Otto Liesenberg, Freiberg Prof. Dr.-Ing. Reinhard Döpp, Clausthal Tag der Verleihung:

2 Danksagung Diese Arbeit entstand während meiner Tätigkeit am Institut für Werkstofftechnik der TU Bergakademie Freiberg. Mein besonderer Dank gilt Herrn Prof. Dr.-Ing. habil. G. Pusch für die interessante Aufgabenstellung, die wissenschaftliche Betreuung des Themas und die Unterstützung bei der Gestaltung dieser Arbeit. Sehr zum Dank verpflichtet bin ich Herrn Prof. Dr.-Ing. O. Liesenberg für seine wertvollen Hinweise und sein stetes Interesse am Fortgang der Arbeiten. Bei Herrn Prof. Dr.-Ing. R. Döpp möchte ich mich für die Durchsicht meiner Arbeit und die Anfertigung des Gutachtens bedanken. Den Herren Dr.-Ing. P. Hübner und Dr.-Ing. P. Trubitz danke ich für ihre Unterstützung bei der Durchführung der Versuche und ihre ständige Bereitschaft zu fachlichen Diskussionen. Weiterhin gilt mein Dank allen Mitarbeitern und Studenten der Institute für Werkstofftechnik und Metallkunde der TU Bergakademie Freiberg, die an der Vorbereitung und Durchführung der experimentellen Arbeiten beteiligt waren. Frau Dr.-Ing. B. Rehmer von der Bundesanstalt für Materialforschung und prüfung Berlin gilt mein Dank für die Ermittlung der elastischen Konstanten und Herrn Dr.-Ing. M. Stockmann vom Institut für Mechanik der TU Chemnitz-Zwickau für die Durchführung der Zugversuche mit Feindehnungsmessung.

3 Inhaltsverzeichnis Seite Symbol- und Abkürzungsverzeichnis 1 Einleitung und Aufgabenstellung 1 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss 4 3 Werkstoffe Herstellung und Wärmebehandlung der Versuchswerkstoffe Probennahme Qualitative und quantitative Gefügeanalyse Vergleichswerkstoffe 23 4 Mechanische Kennwerte Kennwerte bei statischer Beanspruchung Kennwerte des Zugversuchs bei Raumtemperatur und tiefen Temperaturen Kennwerte der Härteprüfung Bestimmung des Elastizitätsmoduls Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Versuchsdurchführung und Versuchsauswertung Kennwerte des Schlagbiegeversuches Kennwerte des Kerbschlagbiegeversuches 57 5 Bruchmechanische Kennwerte Kennwerte bei statischer Beanspruchung Versuchsmethodik Definition der Kennwerte Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes von schwarzem 78 Temperguss bei statischer Beanspruchung Vergleichende Bewertung des statischen Risswiderstandsverhaltens von 85 schwarzem Temperguss mit anderen Gusseisenwerkstoffen 5.2 Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Versuchsmethodik Definition der Kennwerte Bewertung des dynamischen Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes 99 von schwarzem Temperguss Vergleichende Bewertung des dynamischen Risswiderstandsverhaltens von 16 GTS-35-1 mit GGG Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung Versuchsmethodik Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes von schwarzem 11 Temperguss bei zyklischer Beanspruchung Vergleichende Bewertung des zyklischen Risswiderstandsverhaltens von schwarzem Temperguss mit anderen Gusseisenwerkstoffen Zusammenfassung Literaturverzeichnis Anhang

4 Symbol- und Abkürzungsverzeichnis Symbol- und Abkürzungsverzeichnis a a a e a/w A Risslänge Anfangsrisslänge Endrisslänge normierte Risslänge Fläche A bzw. A 3,4 Bruchdehnung bei L = 3d bzw. L = 3,4d A; A' Regressionskonstante für die Risswiderstandskurven (J-Integral; CTOD) A Anfangsenergie des Pendelhammers A ; A 1 ; A 2 ; A 3 Konstanten des Risswachstumsmodells in ESACRACK A e Hammerrestenergie des zurückschlagenden Pendels A f,a t Formfaktor A gl Gleichmaßdehnung A v verbrauchte Schlagenergie b Probendicke B Probendicke der SENB-Probe B; B' Regressionskonstante für die Risswiderstandskurven (J-Integral; CTOD) c L, c T Geschwindigkeit der Longitudinal- bzw. Transversalwelle C Compliance (Nachgiebigkeit) C Parameter der Paris-Erdogan-Gleichung C; C' Regressionskonstante für die Risswiderstandskurven (J-Integral; CTOD) COD crack opening displacement (Rissöffnung) CT compact tension (Probe) C th Fitparameter in ESACRACK CTOD crack tip opening displacement (Rissspitzenöffnung) d Probendicke da/dn Rissausbreitungsgeschwindigkeit (zykl.) d F mittlere Ferritkorngröße d G mittlere Graphitteilchengröße d n * werkstoffabhängiger Faktor zur Bestimmung der Blunting Line d n Faktor zur Umrechnung von δ in J DCB Double cantilever beam-probe (Doppelhebel-Probe) E E-Modul EDZ ebener Dehnungszustand ESZ ebener Spannungszustand f Durchbiegung f Rissöffnungsfunktion in ESACRACK f Formfaktor der Graphitteilchen f f Resonanzfrequenz der Biegegrundschwingung f Grenz Grenzfrequenz f l Resonanzfrequenz der longitudinalen Grundschwingung f max Durchbiegung bei Maximalkraft f t Resonanzfrequenz der Torsionsgrundschwingung F Kraft FBM Fließbruchmechanik F max Maximalkraft im Schlag- bzw. Kerbschlagbiegeversuch G Schubmodul

5 Symbol- und Abkürzungsverzeichnis G GGG GGV GTS GTW h h h max H plast. h r HB HU HU korr. HV J,2 J c J d,2 J d i/bl J d i/szbc J dr J Ic J i/bl J i/ep J i/szbc J R k K K K K c K ci K I K Ic K op K Q KV l L LEBM m m M n n Energiefreisetzungsrate Gusseisen mit Kugelgraphit Gusseisen mit Vermiculargraphit schwarzer Temperguss weißer Temperguss Eindringtiefe bei registrierender Härtemessung Probenhöhe maximale Eindringtiefe bei registrierender Härtemessung plastische Härte bei registrierender Härtemessung plastische Eindringtiefe bei registrierender Härtemessung Brinellhärte Universalhärte korrigierter HU-Wert (Fischerskop) Vickershärte statischer Rissinitiierungskennwert bei,2 mm stabiler Rissausbreitung kritischer statischer J-Integral-Kennwert dynamischer Rissinitiierungskennwert bei,2 mm stabiler Rissausbreitung dynamischer Rissinitiierungskennwert im Schnittpunkt der J R - Kurve mit der Blunting Line dynamischer Rissinitiierungskennwert bestimmt mittels der kritischen Stretchzonenbreite dynamische Risswiderstandskurve auf der Grundlage des J-Integral-Konzeptes kritischer statischer Rissinitiierungskennwert statischer Rissinitiierungskennwert im Schnittpunkt der J R - Kurve mit der Blunting Line statischer Rissinitiierungskennwert bestimmt mittels Elektropotential-Methode statischer Rissinitiierungskennwert bestimmt mittels der kritischen Stretchzonenbreite statische Risswiderstandskurve auf der Grundlage des J-Integral-Konzeptes Fliesskurvenparameter Graphitisierungstendenz Schlagzähigkeit Spannungsintensitätsfaktor kritischer Spannungsintensitätsfaktor Spannungsintensitätsfaktor bei Beginn der Rissausbreitung Spannungsintensitätsfaktor bei Mode I Beanspruchung Bruchzähigkeit Rissöffnungs-Spannungsintensität Spannungsintensität bei kritischer Kraft F Q Kerbschlagzähigkeit Messlänge Pendellänge linear-elastische Bruchmechanik Masse der Probe Parameter der Paris-Erdogan-Gleichung Masse des Hammers Verfestigungsexponent nach Rahmberg-Osgood Schwingungsmodul (1 für die Grundschwingung)

6 Symbol- und Abkürzungsverzeichnis n N A p q R R e R m R p,2 RT s s SB S c SENB S max S V Parameter der Paris-Erdogan-Gleichung in ESACRACK mittlere Graphitteilchenanzahl je Flächeneinheit Fittkonstante des Risswachstumsmodells in ESACRACK Fittkonstante des Risswachstumsmodells in ESACRACK Spannungsverhältnis von Oberspannung σ o / Unterspannung σ u Streckgrenze Zugfestigkeit,2-Dehngrenze Raumtemperatur Weg Standardabweichung seitliche Breitung Sättigungsgrad einseitig gekerbte Biegeprobe maximale Zugspannung in ESACRACK mittlere spezifische Phasengrenzfläche kritische Stretchzonenbreite SZB c SZH c kritische Stretchzonenhöhe t, Zeit t F Zeit bis zum Erreichen der Maximalkraft T Temperatur T δ δ T d J T d T J T Ü 1/2K T Ü T Ü 1/2SB U UB v v v v e V V W W W t W-a We Wr Y HU Z T-Modul der statischen δ R - Kurve T-Modul der dynamischen δ R - Kurve T-Modul der dynamischen J R - Kurve T-Modul der statischen J R - Kurve Übergangstemperatur Übergangstemperatur auf der Grundlage der Schlagzähigkeit Übergangstemperatur auf der Grundlage der seitlichen Breitung Fläche unter der Kraft-Durchbiegungs-Kurve Brückenspeisespannung Kerbaufweitung Beanspruchungsgeschwindigkeit Anfangsgeschwindigkeit des Hammers Endgeschwindigkeit des Hammers mittlerer Graphitvolumenanteil Probenbreite Energie gesamte (totale) Energie Ligament elastische Energie plastische Energie Eindringmodul Brucheinschnürung

7 Symbol- und Abkürzungsverzeichnis α α Mehrachsigkeitskennzahl Anfangswinkel des Pendels vor dem Schlag α e od. β Endwinkel des Pendels nach dem Schlag δ Rissspitzenöffnung δ,2 statischer Rissinitiierungskennwert bei,2 mm stabiler Rissausbreitung δ c kritischer statischer Wert der Rissspitzenöffnung δ d,2 dynamischer Rissinitiierungskennwert bei,2 mm stabiler Rissausbreitung δ d i/bl dynamischer Rissinitiierungskennwert im Schnittpunkt der δ R - Kurve mit der Blunting Line δ d i/szbc dynamischer Rissinitiierungskennwert bestimmt mittels der kritischen Stretchzonenbreite δ d5 (pl.) plastischer Anteil der dynamischen Rissspitzenöffnung δ i Rissöffnung nach BS 7191 δ i/bl statischer Rissinitiierungskennwert im Schnittpunkt der δ R - Kurve mit der Blunting Line δ i/ep statischer Rissinitiierungskennwert bestimmt mittels Elektropotential-Methode δ i/szbc statischer Rissinitiierungskennwert bestimmt mittels der kritischen Stretchzonenbreite δ R statische Risswiderstandskurve auf der Grundlage des CTOD-Konzeptes δ dr dynamische Risswiderstandskurve auf der Grundlage des CTOD-Konzeptes δ υ Rissspitzenöffnung bei stabiler Rissausbreitung a stabile Rissausbreitung K zyklischer Spannungsintensitätsfaktor K Schwellenwert bei R = K fc K th ε λ ν ρ σ σ ο τ kritische zyklische Spannungsintensität Schwellenwert Dehnung mittlerer Graphitteilchenabstand Poissonzahl Dichte Spannung Fliessgrenze in ESACRACK Versuchsdauer bei low-blow -Test

8 1 Einleitung und Aufgabenstellung 1 1 Einleitung und Aufgabenstellung Die Bewertung der Bruchsicherheit von Gussteilen mit Hilfe bruchmechanischer Kriterien, die in stärkerem Maße Eingang in das internationale Regelwerk finden, wird zunehmend praktiziert, wenn Gusswerkstoffe aufgrund ihrer spezifischen Vorteile in festigkeitsbeanspruchten und potentiell bruchgefährdeten Konstruktionen zum Einsatz kommen. Gegenstand des SINTAP (Structural Integrity Assesment Procedures) Projekts ist die Vereinheitlichung der vorhandenen Prozeduren zur Anwendung bruchmechanischer Bewertungskonzepte auf europäischer Ebene mit dem Ziel der Integration in das europäische Regelwerk [1]. Die Sicherheitsbewertung erfolgt dabei auf der Basis quantitativer Korrelationen zwischen der Bauteilbeanspruchung, der Größe vorhandener bzw. hypothetisch angenommener Risse oder rissähnlicher Spannungskonzentrationsstellen und der Bruchzähigkeit des Werkstoffs, definiert als Werkstoffwiderstand gegen Risseinleitung oder Rissausbreitung bei statischer, dynamischer oder zyklischer Beanspruchung [2]. Eine wesentliche Voraussetzung für die Anwendung dieser Konzepte besteht in der Verfügbarkeit bruchmechanischer Kennwerte sowohl für die Berechnung zulässiger Fehlergrößen oder Bauteilbeanspruchungen bei statischer oder schlagartiger Belastung als auch für die umfassende Bewertung der Betriebsfestigkeit zyklisch beanspruchter Gussteile. Die signifikante Abhängigkeit dieser Werkstoffkennwerte von den gießtechnischen Herstellungsbedingungen ist die Basis für eine Optimierung der Festigkeits- und Zähigkeitseigenschaften von Gusswerkstoffen unter Beachtung qualitätssichernder Maßnahmen. Mit der Einbeziehung bruchmechanischer Kennwerte in die beanspruchungsgerechte Werkstoffauswahl für Gussteile kann der Konstrukteur unter Einbeziehung der Bruchzähigkeit bei Beachtung einer festigkeits- und zähigkeitskontrollierten Bruchsicherheit des Bauteils wesentlich fundiertere Entscheidungen zum Werkstoffeinsatz treffen, als das auf der Basis der Schlag- oder Kerbschlagzähigkeit möglich ist. Die bereits vorliegenden Ergebnisse bruchmechanischer Bewertungen von Gusseisenwerkstoffen und Gussteilen belegen eindeutig, dass ihre Beanspruchbarkeit bzw. Bruchzähigkeit höher ist, als es die relativ niedrige Kerbschlagzähigkeit erwarten lässt. Aus dieser realeren Bewertung der Bruchsicherheit von Gusseisen im direkten Vergleich mit Stahl und Stahlguss lassen sich zusätzliche Einsatzbereiche für Gusseisenwerkstoffe in festigkeitsbeanspruchten Konstruktionen ableiten. Die experimentelle Ermittlung bruchmechanischer Kennwerte für unterschiedliche Gusseisenwerkstoffe in Abhängigkeit vom Gefügezustand, der Beanspruchungsart sowie bei tiefen Temperaturen waren bzw. sind Gegenstand umfangreicher Untersuchungen am Institut für Werkstofftechnik der TU Bergakademie Freiberg in Zusammenarbeit mit dem Giesserei-Institut [3] bis [12]. Gegenstand der vorliegenden Arbeit ist die bruchmechanische Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes von schwarzem Temperguss bei statischer, dynamischer und zyklischer Beanspruchung in Abhängigkeit vom Gefüge und der Temperatur. Die Aufgabenstellung hat das Ziel, den Fundus bruchmechanischer Kennwerte für Gusseisenwerkstoffe zu erweitern und beinhaltet folgende Arbeitsschritte: 1. Das Versuchsprogramm zur experimentellen Bestimmung der mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte sowie die zur Anwendung kommenden Prüfverfahren zeigt Abb.1-1. Die Auswahl der Versuchswerkstoffe GTS-35-1, GTS-45-6 und GTS-65-2 war die Grundlage für eine gezielte Bewertung des Einflusses ferritischer, ferritisch-perlitischer sowie perlitischer Grundgefüge auf den Rissausbreitungswiderstand von schwarzem Temperguss. Die vergleichende Einbeziehung von Gusseisenwerkstoffen mit globularer und vermicularer Graphitausbildung erfolgte hinsichtlich der damit gegebenen Möglichkeit, den Einfluss der Graphitausbildung zu bewerten.

9 1 Einleitung und Aufgabenstellung 2 Zugversuche, Härtemessung Schlagbiegeversuche Mechanische Kennwerte Servohydraulisches Prüfsystem Resonanzprüfapparatur Bruchmechanische Kennwerte Zyklische Beanspruchung σ lg da dn da dn = C( K)m ε K K fc lg K Versuchswerkstoffe GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Vergleichswerkstoffe GGG-4 GGV-3 GGG-6 Instrumentiertes Pendelschlagwerk Bruchmechanische Kennwerte Dynamische Beanspruchung Servohydraulisches Prüfsystem Bruchmechanische Kennwerte Statische Beanspruchung F K Id F K Ic s, t v J d δ d J δ id, id a J δ J i, δ i a Abb. 1-1: Versuchsprogramm zur experimentellen Bestimmung der mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte

10 1 Einleitung und Aufgabenstellung 3 2. Durchführung quantitativer Gefügeanalysen zur Bestimmung der Graphitausbildung sowie rasterelektronenmikroskopische Bruchflächenanalysen in Verbindung mit in-situ Zugversuchen zur Bewertung der gefügeabhängigen Rissausbreitungsprozesse. 3. Bewertung des mechanischen Verhaltens von schwarzem Temperguss bei statischer und dynamischer Beanspruchung. Die Bestimmung der Kennwerte des Zugversuchs im Temperaturbereich von 2 bis -6 C wird durch Härtemessungen begleitet, wobei die Messung der Universalhärte als modernes Verfahren der Härteprüfung auf seine Praktikabilität für Gusseisenwerkstoffe überprüft werden sollte. 4. Sowohl für die Bewertung des Festigkeitsverhaltens als auch für die bruchmechanische Kennwertermittlung spielt die exakte Bestimmung des Elastizitätsmoduls eine wichtige Rolle. Ausgehend von der zu beachtenden Spannungsabhängigkeit des E-Moduls bei Gusseisenwerkstoffen ist eine vergleichende Bewertung unterschiedlicher Meßmethoden Gegenstand der Untersuchungen. 5. Die Bestimmung der Kennwerte des Schlagbiege- und Kerbschlagbiegeversuches im Temperaturbereich von 8 bis 196 C bzw. von 24 C bis 196 C mit Hilfe eines instrumentierten Pendelschlagwerks gestattet die Bestimmung der gefügeabhängigen Übergangstemperaturen sowie eine vergleichende Bewertung der Spannungsversprödung. 6. Bewertung des bruchmechanischen Verhaltens von schwarzem Temperguss bei statischer, dynamischer und zyklischer Beanspruchung in Abhängigkeit vom Gefüge und den Beanspruchungsbedingungen (Temperatur). 7. Die experimentelle Ermittlung bruchmechanischer Kennwerte bei statischer Beanspruchung erfolgte unter Zugrundelegung eines elastisch-plastischen Werkstoffverhaltens nach fließbruchmechanischen Konzepten. Die Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes wird mit Hilfe von Risswiderstandskurven, aufgenommen über die Messung der Nachgiebigkeit (Einprobentechnik), vorgenommen. 8. Die analoge Bewertung des Risswiderstandsverhaltens bei dynamischer Beanspruchung erfolgt über die Aufnahme von Risswiderstandskurven mit Hilfe der low-blow -Technik (Mehrprobentechnik). 9. Die Bestimmung bruchmechanischer Parameter für zyklische Beanspruchung erfolgt über die Aufnahme der da/dn- K-Kurve für R =,1 bis,5 als Voraussetzung für die mögliche Berechnung der Restlebensdauer im Rahmen eines umfassenden Schwingfestigkeitsnachweises von Gussteilen aus schwarzem Temperguss. Für die analytische Beschreibung des Verlaufes der da/dn- K-Kurven kommt das Programm ESACRACK zur Anwendung. 1. Die Zusammenstellung der mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte wird in Form von Werkstoffkennblättern vorgenommen.

11 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss 4 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss Eine umfassende Bewertung des mechanischen Verhaltens von schwarzem Temperguss bei statischer, dynamischer und zyklischer Beanspruchung wird in [13] und [14] vorgenommen. Die in Tabelle 2-1 aufgeführten Kennwerte berücksichtigen die inzwischen erfolgte Einführung der europäischen Normen für Gusseisenwerkstoffe [15]. Tabelle 2-1: Genormte Gewährleistungskennwerte für schwarzen Temperguss [15] Werkstoffbezeichnung Gewährleistungskennwerte nach DIN EN 1562 nach DIN 1692 R m R p,2 A 3,4 HB 3/5 Kurzzeichen W.-Nr. Kurz- W.-Nr. min. min. min. (informativ) EN-GJMB EN zeichen [MPa] [MPa] [%] 35-1 JM113 GTS JM114 GTS bis JM118 GTS bis 26 Der auch aus der günstigen Bearbeitbarkeit von schwarzem Temperguss resultierende vorrangige Einsatz im Fahrzeugbau war Ausgangspunkt für Messungen der Schwingfestigkeit im Einstufenversuch unter Beachtung des Einflusses von Kerbempfindlichkeit und Mittelspannung [16] bis [18]. Hieraus folgt, dass die Mittelspannungsempfindlichkeit von schwarzem Temperguss der von Stahlguss und Vergütungsstahl entspricht. Die Ergebnisse von Betriebsfestigkeitsprüfungen, ermittelt im Mehrstufenversuch mit angepassten Lastkollektiven, liegen in Form von Lebensdauerlinien für Axial- und Biegebeanspruchung (R = und R = -1), ergänzt um die entsprechenden Wöhlerlinien (R ü = 5 %), von [19] vor. Schwingfestigkeitsversuche an bauteilähnlichen Proben machen auf den Einfluss der Oberflächengüte aufmerksam [2]. Die dauerfestigkeitssteigernde Wirkung oberflächenverfestigender Behandlungen (Härten, Nitrieren, Strahlen) wurde nachgewiesen [21][22]. Die um etwa 6 % niedrigere Dichte von Temperguss bietet die Möglichkeit, z.b. bei der Substitution von Stahl, die höchstbeanspruchten Bauteilbereiche ohne Gewichtszunahme zu verstärken. Die für den genannten Einsatzfall ebenfalls zu gewährleistende Sprödbruchsicherheit wird mit Hilfe von Schlagbiege- und Kerbschlagbiegeversuchen charakterisiert, wobei eine Erhöhung der Zähigkeit über eine Verringerung des Perlitanteils sowie niedrigere Gehalte an Silizium und Phosphor erreicht wird [23][24]. Bruchmechanische Untersuchungen Literaturhinweise zu bruchmechanischen Untersuchungen an schwarzem Temperguss werden erstmalig in [25] zitiert. Unter Anwendung des K-Konzeptes wird an ferritischem und perlitischem schwarzen Temperguss sowie einer Sorte perlitischem Gusseisen mit Kugelgraphit an scharf gekerbten Proben die Bruchzähigkeit in Abhängigkeit von der Temperatur bestimmt. Eine detaillierte Angabe zu Gefüge, Versuchsmethodik und Kennwerten erfolgte nicht. Als Maß für die Zähigkeit wurde die Spannungsintensität K max zur Streckgrenze R e ins Verhältnis gesetzt. An ferritischem Temperguss wurde bei der niedrigsten Prüftemperatur von 73 C und bei perlitischem Temperguss von 46 C an 21,1 mm dicken CT-Proben kein gültiger K Ic Wert ermittelt. Weiterhin wurden mittels eines modifizierten Schlagversuches Übergangstemperaturen auf der Grundlage des Sprödbruchanteils bestimmt, die

12 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss 5 bei ferritischem und perlitischem schwarzen Temperguss niedriger lagen als bei dem perlitischen Gusseisen mit Kugelgraphit und mit dem niedrigeren Siliziumgehalt der Tempergusswerkstoffe sowie der spezifischen Graphitform bei GTS erklärt wurden. In [26] werden durch Untersuchungen zur Rissausbreitung in Gusseisen der Einfluss der Matrixeigenschaften und der Graphitausbildung auf die Risswachstumsgeschwindigkeit bei zyklischer Beanspruchung bei RT vorgestellt sowie kritische Spannungsintensitätsfaktoren an GG, GGG, GTS und GS mit unterschiedlichem Grundgefüge bestimmt. Die Ermüdungsversuche (R = ) wurden bei einer Frequenz von 2,3 Hz bei RT an Luft an 1 mm dicken DCB-Proben durchgeführt. Die Berechnung der Spannungsintensität erfolgte über die Kraftmessung. Die Messung der kritischen Spannungsintensität und der Bruchzähigkeit erfolgten nach ASTM-STP 41. Die Abzugsgeschwindigkeit des Querhauptes betrug,5 mm/min. Rissaufweitung, Risswachstum und Risslänge wurden lichtmikroskopisch kontrolliert. Die Bestimmung der K c - und K Ic - Werte erfolgte in dem Punkt des Kraft-Weg-Diagramms, an dem die instabile Rissausbreitung einsetzt. Die ermittelten Risswachstumsgeschwindigkeiten liegen für GTS und vergleichbaren ferritischen und perlitischen GGG in der gleichen Größenordnung. Für ferritischen GTS wird ein K c Wert von 53 MPa m angegeben, für perlitischen GTS von 6 MPa m. Der kritische Spannungsintensitätsfaktor bei perlitischem GTS ist größer als bei dem vergleichbaren GGG. Der in diesem Fall an GTS mit ferritischer Matrix ermittelte relativ niedrige K c Wert wird als nicht repräsentativ betrachtet. Zum Einfluss der Graphitform auf die Rissausbreitungsgeschwindigkeit wird für lamellaren und globularen Graphit die Aussage formuliert, dass das Verhältnis der Rissspitzenöffnung zum Radius des angrenzenden Graphitteilchens entscheidend ist und durch mikroskopische Aufnahmen bestätigt. Eine Quantifizierung der Graphitmorphologie sowie eine Diskussion der Rissausbreitungsvorgänge an GTS erfolgte nicht. Die Auswertung rasterelektronenmikroskopischer Untersuchungen an Bruchproben aus Gusseisen mit Lamellengraphit, Gusseisen mit Kugelgraphit und schwarzem Temperguss erfolgt in [27] mit dem Ziel, Aussagen zum Einfluss der Graphitmorphologie auf das Bruchverhalten von Gusseisenwerkstoffen zu erhalten. Es wurden Biegeversuche an gekerbten Proben (ca. 1 x 1 x 6 mm) mit induktivem Wegaufnehmer zur Bestimmung der Rissverlängerung durchgeführt. Eine Angabe von K c Werten erfolgte nur für Gusseisen mit Lamellengraphit. Nach Ansicht der Verfasser unterscheidet sich die Bruchfläche von Proben aus ferritischem schwarzen Temperguss nicht wesentlich vom Bruchgefüge bei GGG. Bei Gusseisen mit Kugelgraphit wird festgestellt, dass der Riss entlang einer oberflächennahen konzentrischen Schicht der Graphitkugel verläuft und durch eine Trennschicht zwischen dem aus der Schmelze ausgeschiedenen Primärgraphit und dem durch nachfolgende Gefügeumwandlung angelagerten Graphit bedingt ist. Bei ferritischem schwarzem Temperguss werden auf der Bruchfläche zwischen Temperkohleknoten und Grundgefüge unregelmäßig geformte Grübchen nachgewiesen, deren Randzonen infolge der plastischen Verformung vor der Materialtrennung aufgeweitet sind. In einer 1981 veröffentlichen Rückschau [28] wird hinsichtlich der Anwendbarkeit bruchmechanischer Konzepte zur Bewertung von Gusseisenwerkstoffen zusammengefasst, dass für duktile Gusseisenwerkstoffe gültige KIc-Werte nur für Werkstoffe mit perlitischer oder höherfester Matrix ermittelt werden können oder die Prüfung bei tiefen Temperaturen bzw. Probendicken größer 32 mm erfolgen muss. Daraus ergibt sich die Notwendigkeit, für diese Werkstoffe fließbruchmechanische Konzepte zur Anwendung zu bringen.

13 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss 6 Der geringe Fundus an Kennwerten für Tempergusswerkstoffe beeinträchtigt den Vergleich mit Gusseisen mit Kugelgraphit. Es wird davon ausgegangen, dass GGG und GTS bei gleichem Grundgefüge ähnliche Eigenschaften aufweisen, GGG generell jedoch mehr zu Sprödbruch neigt als die Tempergusswerkstoffe, bedingt durch den höheren Si-Gehalt und die lamellare Ausbildung des Perlits bei GGG [28]. Tabelle 2-2 zeigt Ergebnisse von Untersuchungen zur Bruchzähigkeit und zum Ermüdungsrisswachstum von Gusseisen in Abhängigkeit von der Gefüge- und Graphitausbildung in [29]. Es werden mehrere Sorten von Gusseisen mit Lamellengraphit, Kugelgraphit und Temperguss sowie Stahlguss betrachtet. An angerissenen Doppelhebelproben von 1 x 6 x 135 mm wurden bei zyklischer Beanspruchung (R = ) der Rissfortschritt da/dn in Abhängigkeit von K aufgetragen und eine mittlere Geschwindigkeit des Ermüdungsrisswachstums in Luft und im Vakuum bestimmt. Zusammenfassend wird festgehalten, dass die Bruchzähigkeit von Temperguss nahe der von Sphäroguss liegt. Zur Klärung der größeren Abweichungen der Bruchzähigkeiten bei GGG- und GTS- Werkstoffen niedriger Festigkeit sind nach Ansicht des Autors fraktographische Untersuchungen der Rissbildungsmechanismen erforderlich. Tabelle 2-2: Kennwerte für schwarzen Temperguss [29] Werkstoff Gefüge C Si R p,2 R m A 5 HB 3 E K Ic C m [%] [%] [MPa] [MPa] [%] [GPa] [MPa m] in Luft in Luft GTS-35 ferr. 2,5 1, ,1*1 6 3,5 GTS-7 perl. 2,5 1, ,1*1 6 3,5 GTS-G4* ferr. 3,48 2, ,1*1 6 3,5 GTS-G75* perl. 3,42 2, ,1*1 6 3,5 *) magnesiumbehandelter Temperguss In [3] werden Ergebnisse zu bruchmechanischen Untersuchungen an Gusseisen mit Lamellengraphit, Kugelgraphit und Temperkohle bei statischer Beanspruchung in Abhängigkeit von der Temperatur veröffentlicht. Ziel war die Ermittlung probendickenunabhängiger bruchmechanischer Kennwerte an CT-Proben mit Ermüdungsanriss (25,4 mm Dicke, a/w =,6) nach ASTM-E 399 bei RT, -2 C und -6 C (Tab. 2-3). Die hohe Duktilität der ferritischen Matrix wird sowohl durch den geringen Anteil Spaltbruch (5 %) bei 6 C im Vergleich zu dem ausschließlich spröden Versagen der anderen Qualitäten als auch durch die Temperaturabhängigkeit der Bruchzähigkeitswerte verdeutlicht. Obwohl darauf hingewiesen wird, dass das linear-elastische Konzept zur Bewertung duktiler Gusseisenwerkstoffe aufgrund der Zähigkeit der Werkstoffe nicht angewandt werden kann, werden K Ic -Werte ausgewiesen.

14 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss 7 Tabelle 2-3: Kennwerte für schwarzen Temperguss [3] Werkstoff Gefüge T YS K Ic δ i δ u [ C] [MPa] [MPa m] GTS-35-1 ferritisch RT GTS-45-4 ferritisch/ RT perlitisch GTS-55-3 Anlass- RT gefüge GTS-7-2 Anlass- RT gefüge YS...Fließgrenze δ i... Rissöffnung zum Beginn der stabilen Rissausbreitung δ u... Rissöffnung zum Beginn der instabilen Rissausbreitung In [31] wird ebenfalls durch bruchmechanische Versuche nach ASTM-E 399 an je einer Sorte ferritischen und perlitischen Temperguss und Gusseisen mit Kugelgraphit festgestellt, dass im überprüften Temperaturbereich von -1 C bis +1 C keine K Ic - Werte, sondern lediglich K Q -Werte bestimmt werden können. Weiterhin zeigte die Auswertung von instrumentierten Kerbschlagbiegeversuchen, dass der Anteil der Risseinleitungsenergie im Gegensatz zur Rissfortschrittsenergie von der Prüftemperatur zwischen +1 und -8 C unabhängig ist. Die Rissfortschrittsenergie sinkt mit abnehmender Temperatur. Die Temperaturen, unterhalb derer die Rissfortschrittsenergie auf J abfällt und somit instabile Rissausbreitung auftritt, ist für ferritischen Temperguss mit -3 C, für perlitischen Temperguss mit -8 C, für ferritischen GGG mit 5 C und für perlitischen GGG mit -8 C angegeben. Gegenstand bruchmechanischer Untersuchungen in [32] war die Bestimmung von Risszähigkeiten auf Grundlage des J-Integral-Konzeptes an ferritischem schwarzem Temperguss und ferritischem Gusseisen mit Kugelgraphit in Abhängigkeit vom Siliziumgehalt. Für GTS wurde der Bereich von 1,21 bis 1,8% Si, für GGG der Bereich von 1,87 bis 3,45% Si überprüft. Für beide Werkstoffgruppen nimmt die Risszähigkeit bis zu einem Siliziumgehalt von ca. 3% Si zu. Schwerpunkt der Untersuchungen an duktilem Gusseisen und schwarzem Temperguss in [33] bis [35] war die Anwendung unterschiedlicher bruchmechanischer Konzepte. Von Interesse sind diese Ergebnisse besonders für Einsatzgebiete, bei denen die Gewichtsoptimierung im Vordergrund steht oder Anwendungsfälle, bei denen eine erhöhte Bruchsicherheit erforderlich ist. Zur Erfassung der Wanddickenabhängigkeit wurden Probendicken zwischen 12 und 5 mm verwendet. Im Versuch prüftechnisch erfasst wurden die Probendurchbiegung in der Belastungsebene und die Kerbaufweitung COD sowie die optische Bestimmung der Kerbgrundaufweitung und die kontinu-

15 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss 8 ierliche Bestimmung der Risslänge mittels Potentialmethode. Als Rissstarter wurde an einem mechanisch eingefrästen Kerb mit einer Stahlklinge ein Kerbradius von ca. 3 µm anstelle eines Ermüdungsanrisses erzeugt. Bei Korrelation der CTOD-Werte und dem aus Belastung und Durchbiegung resultierenden J-Integral ergibt sich für perlitischen schwarzen Temperguss ein linearer Zusammenhang (Abb. 2-1). Da CTOD- und J-Integral-Kennwerte aus verschiedenen Messreihen resultieren, ist die Anwendbarkeit beider Konzepte belegt. Für GTS-55 (perlitisch) erfolgt die Ermittlung eines kritischen Jc-Wertes im Schnittpunkt der Rissabstumpfungsgeraden (Blunting Line) mit der J R bzw. δ R - Kurve. Mit Zunahme der Probendicke ergibt sich ein flacherer Verlauf der Risswiderstandskurve (Abb. 2-2 und 2-3) infolge steigender Dehnungsbehinderung. Zur Vergleichbarkeit der Kennwerte untereinander wurde eine Umrechnung in KJc- und K δc -Werte vorgenommen und mit Kmax- und K Ci -Werten verglichen (Abb. 2-4 und 2-5). Die nach dem J-Integral- Verfahren ermittelten Risszähigkeitswerte zeigen eine geringe Abhängigkeit von der Probendicke im Gegensatz zu den K max - Werten. Dies gilt auch für die duktilen Gusseisensorten mit Kugelgraphit und ferritischem oder ferritisch-perlitischem Grundgefüge. Die an schwarzem Temperguss ermittelten Risszähigkeiten sind geringer als die für die Gusseisensorten mit Kugelgraphit und entsprechendem Grundgefüge. Abb. 2-1: Zusammenhang zwischen Rissaufweitung CTOD und J-Integral am Beispiel des GTS-55 nach [35] CTOD in µm CTOD in µm δ C Abb. 2-2: J R Kurve für GTS-55 [35] Abb. 2-3: δ R Kurve für GTS-55 [35]

16 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss 9 Abb. 2-4: Abhängigkeit der Risszähigkeit von der Abb. 2-5: Abhängigkeit der Risszähigkeit von Probendicke für GTS-55 [35] der Probendicke für GTS-35 [35] In [36] werden Ergebnisse aus einem Prüfprogramm zum Vergleich der mechanischen und bruchmechanischen Eigenschaften von verschiedenen Gusseisenwerkstoffen im Hinblick auf ihren beanspruchungsgerechten Einsatz im Kraftfahrzeug-, Maschinen- und Anlagenbau vorgestellt. Für Gusseisen mit Lamellengraphit, Kugel- und Vermiculargraphit sowie für Temperguss und unlegierten Stahlguss wurden bruchmechanische Kennwerte bei statischer und bei zyklischer Beanspruchung ermittelt. Die an 1 mm dicken CT-Proben aus Temperguss ermittelten Kennwerte sind in Tabelle 2-4 angegeben. Bei RT wurden für beide Tempergusssorten keine gültigen K Ic Werte ermittelt. Tabelle 2-4: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte für Temperguss nach [36] Bezeichnung R m R p,2 A 5 HB K Q K [MPa] [MPa] [%] [MPa m] [MPa m] Grade B32 12 [A] ferritisch Grade B32 12 [B] ferr. mit 5% Perlit , ,7 12 Für eine detaillierte Beschreibung der mikrostrukturellen Vorgänge bei der Rissentstehung und Rissausbreitung in ferritischen und perlitischem Temperguss wurden einseitig vorgekerbte und polierte Proben durch Einpunktbiegung belastet und licht- sowie rasterelektronenmikroskopisch analysiert [37], [38]. Hieraus folgt, dass die Rissinitiierung und ausbreitung in Temperguss mit ferritischem Grundgefüge im Wesentlichen durch folgende Prozesse hinreichend beschrieben werden kann: - Brechen der Temperkohleteilchen - lokale plastische Verformungen in der ferritischen Matrix - Mikroscherung im plastisch verformten Grundgefüge, speziell an den Grenzflächen Matrix/ Graphit verbunden mit der Bildung von Mikrorissen - Zusammenwachsen der Mikrorisse in einem großen Bereich vor der Rissspitze - Verbinden von günstig orientierten Mikrorissen mit dem Hauptriss und Beginn der stabilen Rissausbreitung

17 2 Festigkeit und Zähigkeit von schwarzem Temperguss 1 Die Rissbildungs- und Rissausbreitungsmechanismen in perlitischem Temperguss stimmen mit den bei ferritischem Temperguss beobachteten überein. Das Brechen der Temperkohleflocken setzt bei höheren Belastungen ein und die plastische Zone ist festigkeitsbedingt kleiner als im ferritischen Temperguss. Die Rissinitiierung in der plastischen Zone wird primär durch die Temperkohle bestimmt, während die Rissausbreitung primär von den Matrixeigenschaften abhängig ist. Bei der Gegenüberstellung der Untersuchungsergebnisse an Temperguss mit Gusseisen mit sphärolithischer Graphitausbildung wird festgestellt, dass bei vergleichbarer Festigkeit und Zähigkeit die Folge der Prozesse weitgehend übereinstimmt, bei GGG jedoch der Graphit nicht in sich bricht, sondern sich der eingebettete Sphärolith von der metallischen Grundmasse ablöst, da er nicht wie die Temperkohleflocke mit dem Grundgefüge mechanisch verklammert ist. Unter Beanspruchung haftet die Temperkohle durch ihre unregelmäßige Form und ihre feinere Verteilung besser an der Matrix. Weiterhin geht man von einem günstigen Einfluss des niedrigeren Si-Gehalt der Tempergusslegierung aus. Schlussfolgerung Zusammenfassend folgt aus den wenigen vorliegenden Erkenntnissen zur bruchmechanischen Bewertung von schwarzem Temperguss bei statischer Beanspruchung, dass im Ergebnis eines elastisch-plastischen Werkstoffverhaltens die Ermittlung bauteilübertragbarer Kennwerte mit vertretbaren Probenabmessungen nur auf der Basis fließbruchmechanischer Konzepte möglich ist. Auf der Basis des gegenwärtig fortgeschrittenen Kenntnisstandes ist dies über die Aufnahmen von Risswiderstandskurven nach dem J-Integral- und CTOD-Konzept und die Definition physikalischer Rissinitiierungskennwerte möglich. Als äußerst lückenhaft können auch die vorliegenden Ergebnisse zur Charakterisierung des Risswachstumsverhaltens bei zyklischer Beanspruchung bezeichnet werden. Für das Risswiderstandsverhalten dieser Werkstoffgruppe bei dynamischer Beanspruchung konnte im Ergebnis der Recherche keine hierzu durchgeführte bruchmechanische Untersuchung festgestellt werden. Hieraus leitet sich die in Abschnitt 1 beschriebene Aufgabenstellung der vorliegenden Arbeit mit der Zielstellung ab, das Risswiderstandsverhalten von schwarzem Temperguss bei statischer, zyklischer und dynamischer Beanspruchung vergleichend zu anderen Gusseisenwerkstoffen in Abhängigkeit von Gefüge und Temperatur mit Hilfe moderner Bruchsicherheitskonzepte umfassend zu bewerten.

18 3 Werkstoffe 11 3 Werkstoffe 3.1 Herstellung und Wärmebehandlung der Versuchswerkstoffe Die Herstellung der Versuchswerkstoffe erfolgte durch das Eisenwerk Schönheiderhammer GmbH, Schönheide, in Form von Probekörpern, aus denen die Proben für die speziellen Untersuchungen mechanisch herausgearbeitet wurden. Die Wärmebehandlung der Probekörper war Bestandteil des Herstellungsprozesses. Ihre Gestalt und Abmessungen wurden in Abstimmung mit der Herstellerfirma so festgelegt, dass die Prüfzonen der Proben frei von gießtechnischen Fehlern waren und eine vergleichbare Gefügeausbildung vorlag. Abb gibt den Aufbau der Modellplatten für die Formherstellung mit dem Gieß- und Speisersystem wieder. Abb : Modellform (Fa. Eisenwerk Schönheiderhammer GmbH) Die chemische Zusammensetzung der Versuchswerkstoffe geht aus Tabelle hervor. Die Konzentrationsbereiche für die Elemente entsprechen den Richtwerten in [13], die sich aus den Forderungen nach einer gesicherten metastabilen Erstarrung, der gezielten Gefügeausbildung im Rahmen der Wärmebehandlung im Temperprozess sowie der erforderlichen gießereitechnischen Verarbeitbarkeit der Schmelze ableiten. Tabelle 3.1-1: Chem. Zusammensetzung in Masse %, Sättigungsgrad S c, Graphitisierungstendenz K Werkstoff C Si Mn P S Cr Ni Cu Al Mg Mo S c K GTS ,25 1,32,36,38,71,44,39,43,2 <,1,3,59,67 GTS ,62 1,37,4,37,73,43,38,44,4 <,1,3,69,84 GTS ,56 1,24,72,38,72,4,41,43 <,1 <,1,4,67,73

19 3 Werkstoffe 12 Die Gefügeausbildung von Gusseisenlegierungen wird maßgeblich durch ihre Zusammensetzung und die bei der Erstarrung und den Gefügeumwandlungen im festen Zustand vorliegenden Abkühlungsbedingungen bestimmt. Die Hauptlegierungselemente Kohlenstoff und Silizium begünstigen die stabilen Umwandlungen, Karbidbildner die metastabilen. Zunehmende Abkühlungsgeschwindigkeiten fördern die metastabilen Umwandlungen gleichermaßen [39]. Wichtige Kenngrößen bilden in diesem Zusammenhang der Sättigungsgrad S c und die Graphitisierungstendenz K gemäß S c = (%C) 4,26,33 (%Si + %P) (3.1-1) und 4 5 K = (%Si ) 1 (3.1-2) 3 3 (% C ) + (% Si ) Grundlegende Zusammenhänge zwischen der Gefügeausbildung und diesen Kenngrößen gehen aus dem in Abb dargestellten Gusseisen-Gefügediagramm nach Laplanche [13] hervor, in dem die Versuchswerkstoffe im Feld 1 Bereich A liegen und damit eine graphitfreie Erstarrung der Schmelze gewährleistet ist. Gefüge: 1 ledeburitisch 2 perlitisch 3 ferritisch A und B Übergangsgefüge Abb : Laplanche-Schaubild für getrennt gegossene Probestäbe mit 3 mm Durchmesser [13] Zunehmende Werte für den Sättigungsgrad und die Graphitisierungstendenz bedingen ausgehend vom Feld der metastabilen Erstarrung den Übergang in die Felder der stabilen Erstarrung mit zunächst metastabiler und danach stabiler eutektoider Umwandlung mit den zugehörigen Gefügeausbil-

20 3 Werkstoffe 13 dungen. Den zwischengelagerten Übergangsfeldern entsprechen Mischgefüge. Die Zusammenhänge gelten in dieser Form für Abkühlungsbedingungen wie sie für Probestäbe mit 3 mm Durchmesser gegeben sind. Die skizzierten Gebiete für die Kohlenstoff- und Siliziumgehalte von Rohgusslegierungen des schwarzen und des weißen Tempergusses liegen im Feld der metastabilen Erstarrung bzw. an seiner Grenze. Höhere Abkühlungsgeschwindigkeiten, wie sie für die im allgemeinen dünnwandigen Tempergussteile gegeben sind, erweitern das Feld und sichern eine metastabile Erstarrung. Die Wärmebehandlung (Abb ) im Rahmen des Temperprozesses hat die Umwandlung des ledeburitischen Rohgussgefüges zum Ziel. In einer ersten Glühstufe mit Glühtemperaturen im Austenitbereich erfolgt die Graphitisierung der Zementitphase. Die nachfolgenden Prozessstufen umfassen die gezielte Umwandlung des Austenits. Ausreichend niedrige Abkühlungsgeschwindigkeiten bedingen eine stabile Umwandlung und die Bildung eines ferritischen Grundgefüges. Abschreckbehandlungen durch Luft oder Öl führen über die metastabile Umwandlung zur Perlitbildung und u. U. auch zur Martensitbildung. Anlassprozesse bei Temperaturen unterhalb des eutektoiden Umwandlungsbereiches verfolgen die Einformung des perlitischen Zementits bzw. die Bildung von Anlassgefügen. Die Anlasstemperaturen nehmen Einfluss auf die Werkstoffeigenschaften. Der Ablauf des Graphitisierungsprozesses in der ersten Glühstufe ist abhängig von der Glühtemperatur und der Siliziumkonzentration im Temperrohguss. Steigende Glühtemperaturen und zunehmende Siliziumkonzentrationen verkürzen die notwendige Glühzeit. Entsprechenden Veränderungen der Einflussfaktoren sind Grenzen gesetzt. Im Fall der Glühtemperatur durch eine stärkere Zerklüftung der Temperkohle und durch steigende Glühkosten. Praktische Glühtemperaturen liegen im Temperaturbereich von 84 bis 98 C. Zu hohe Siliziumkonzentrationen bergen das Risiko für die unzulässige stabile Erstarrung. Karbidbildende Elemente verlängern die Glühzeit, ihr zulässiger Konzentrationsbereich ist eingeschränkt. Das gilt gleichermaßen hinsichtlich der Auswirkungen auf die Austenitumwandlung. Die gießereitechnische Verarbeitbarkeit der Tempergussschmelzen umfasst die Vergießbarkeit, das Lunker- und Speiserverhalten und die Warmrissbildung. Das diesbezügliche Verhalten der Schmelzen wird durch zunehmende Werte für den Sättigungsgrad verbessert. 12 GTS GTS-45-6 GTS-65-2 Temperatur [ C] K/h Zeit [h] Abb : Wärmebehandlung des Temperrohgusses

21 3 Werkstoffe Probennahme Die Tempergusswerkstoffe GTS-65-2, GTS-45-6 und GTS-35-1 wurden zu keilförmigen Gussstücken der Abmessung 115 mm x 115 mm x 15 mm (unten) bzw. 23 mm (oben) abgegossen. Die Lage der Proben im Gussblock verdeutlicht Abb Um die Verteilung von Gießfehlern, speziell Mikrolunker, nachzuweisen, erfolgte eine Röntgengrobstrukturanalyse der Gussteile. Dabei wurde festgestellt, dass die untere Hälfte der Gussblöcke überwiegend fehlerfrei ist während im oberen Bereich des Gusskeils die Anzahl von Mikrolunkern (Abb und 3.2-3) zunimmt. Die Bezeichnung der Proben erfolgte so, dass Rückschlüsse auf den Gussblock und die Probenlage innerhalb des Gussblocks möglich sind: Werkstoff / Gussblocknummer / Kennzahl für Probenlage Dabei bezeichnet eine 1 für Probenlage die Probe, die im Gussblock die unterste Position einnimmt (Abb ). Bei der Probennahme zur Bestimmung der mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte aus dem Gussblock wurde somit sichergestellt, dass die beanspruchten Probenquerschnitte bzw. Kerblagen aus fehlerfreien Bereichen entnommen wurden Abb : Probenlage im Gussblock (schematisch)

22 3 Werkstoffe 15 Abb : Beispiel einer Röntgenaufnahme eines Gussblockes (Gesamtaufnahme) Abb : Röntgenaufnahme des Gussblockes (Querschnitte)

23 3 Werkstoffe Qualitative und quantitative Gefügeanalyse Die Parameter der Graphitmorphologie wurden mit Hilfe eines Bildverarbeitungssystems (Softwareprogramm IMAGE-C Matan) bestimmt, wobei je Werkstoff an neun Proben je 3 Messfelder (jeweils etwa 1 Graphitteilchen pro Probe) zur Bildung flächengewichteter Mittelwerte beitrugen. Bei der Auswertung wurden Graphitteilchen ab einem mittleren Teilchendurchmesser von 2 µm berücksichtigt. Um differenzierte Aussagen über Beziehungen zwischen Gefüge und Beanspruchungseigenschaften treffen zu können, wurden globale und teilchenbezogene Gefügeparameter (Abb ) ermittelt. Der mittlere Volumenanteil V V [%] des Graphits wird aus dem Quotienten der gesamten Fläche der Graphitphase im Messfeld A A und der Fläche des Messfeldes bestimmt. Die Messwerte für V V variieren bei den untersuchten Werkstoffen zwischen 7,4 % und 1,8 %. Weiterhin wurden die mittlere spezifische Phasengrenzfläche S V [mm -1 ], die mittlere Teilchenanzahl N A [mm -2 ], der mittlere Abstand benachbarter Teilchen λ, der mittlere Teilchendurchmesser d G und bei GTS-35-1 auch der mittlere Ferritkorndurchmesser d F bestimmt. Mit Hilfe teilchenbezogener Parameter ist die Beschreibung der räumlichen Teilchenform der eingelagerten Phase möglich. Die Graphitausbildung wird durch die mittlere Teilchengröße d G und den die innere Kerbwirkung näherungsweise charakterisierenden Formfaktor f quantifiziert. Der Formfaktor f stellt die Abweichung der Schnittfigur des Teilchens von der Kreisform dar und besitzt für die Kreisfläche den Wert f = 1 [4, 41]. Die mittlere Graphitteilchengröße d G korrespondiert mit dem mittleren Teilchenabstand λ, der mittleren Teilchenanzahl N A und der mittleren Ferritkorngröße d F. d F d G 4πA f = U² A = Fläche der Teilchenschnittfigur λ U = Umfang der Teilchenschnittfigur Abb : Darstellung und Definition der Parameter der quantitativen Gefügeanalyse Die Abbildungen bis zeigen Aufnahmen der präparierten und angeätzten Tempergussgefüge mit der charakteristischen knötchenförmigen Ausbildung der Temperkohle. Die Gefügebeschreibung und die ermittelten Gefügeparameter sind in Tab zusammengestellt. Abbildung zeigt das Gefüge des rein ferritischen GTS Die mittlere Ferritkorngröße wurde mit 32 µm ermittelt. Bei GTS-45-6 (Abb ) mit einem Ferritanteil von 2 % liegt, wie auch bei den anderen Qualitäten, eine stark zerklüftete Ausbildung der Temperkohle vor. Es überwiegen, wie aus Tab ersichtlich, die Teilchengrößen um einen Mittelwert von 1,8 µm, wobei bei der quantitativen Gefügeanalyse die großen stark zerklüfteten Temperkohleteilchen als mehrere isolierte Teilchen abgebildet werden. Das Gefüge des GTS-65-2 (Abb ) ist rein perlitisch. Die Wärmebehandlung bewirkte eine weitestgehend globulare Einformung des Zementits.

24 3 Werkstoffe 17 Abb : GTS-35-1 geätzt mit 2%iger alkoh. HNO 3 Abb : GTS-45-6 geätzt mit 2%iger alkoh. HNO 3 Abb : GTS-65-2 geätzt mit 2%iger alkoh. HNO 3

25 3 Werkstoffe 18 Bei den im Schliffbild erkennbaren Einschlüssen handelt es sich um Mangansulfidteilchen. Diese Einschlüsse sind typisch für Gussgefüge dieser Zusammensetzung und wurden durch eine EDS-Analyse am Rasterelektronenmikroskop identifiziert. Am Beispiel der Aufnahme von GTS-35-1 in Abb sind die Größenverhältnisse von MnS-Einschluss und Graphitteilchen dargestellt. Abb : REM-Aufnahme des angeätzten Gefüges (GTS-35-1) Vor Festlegung der Probennahme erfolgte eine Analyse der ermittelten quantitativen Gefügeparameter in Abhängigkeit von der Lage der Schliffflächen im Gussblock (Abb ). Diese gezielte Probennahme ermöglichte Aussagen zum Einfluss der verschieden Zonen bzw. Dickenbereiche auf die Ausbildung der Mikrostruktur. Die Einzel- und Mittelwerte sind in Tabelle zusammengefasst und in Abb bis graphisch dargestellt Präparierte Fläche Abb : Lage der Schliffflächen im Gussblock

26 3 Werkstoffe 19 Tabelle 3.3-1: Gefüge und Graphitmorphologieparameter Werkstoff Probe V V S V N A λ f d G d F [%] [mm -1 ] [mm -2 ] A1 8,5 23, ,65 11,2 n.b. A2 7,4 21, ,65 1,2 n.b. A3 7,5 21, ,64 1,7 n.b. A4 7,9 22, ,64 1,8 n.b. GTS-65-2 (perlitisch) A5 8,6 23, ,64 11,9 n.b. A6 8,1 21, ,65 11,6 n.b. A7 7,5 22, ,64 1,8 n.b. A8 8, 23, ,64 1,5 n.b. A9 7,6 22, ,63 9,6 n.b. MW 7,9 22,6 175,8 24,4,64 1,8 n.b. B1 9,6 32, ,54 8,5 n.b. B2 9,1 32, ,55 8,4 n.b. B3 1,1 34, ,55 9,5 n.b. GTS-45-6 (perlitischferritisch) 2% Ferrit B4 8,6 3, ,56 9,1 n.b. B5 9,2 32, ,56 9, n.b. B6 9, 34, ,56 8,4 n.b. B7 8,6 29, ,56 8,3 n.b. B8 8,5 28, ,55 8,3 n.b. B9 1,2 34, ,55 9,1 n.b. MW 9,2 32,2 25,3 21,2,55 8,7 n.b. C1 8,8 28, ,53 9, 33,4 C2 9,5 32, ,54 8,8 31,4 C3 9, 27,8 2 21,55 9,1 34,6 C4 1,5 33, ,54 9,3 32,8 GTS-35-1 (ferritisch) C5 1,7 34, ,54 9,8 31,9 C6 1,2 32, ,55 9,5 3,4 C7 1,6 33,6 23 2,54 9,5 3,8 C8 8,6 28, ,55 9, 3,6 C9 1,8 34, ,56 9,4 32,6 MW 9,9 31,7 219, 2,7,54 9,3 32,1 n.b.: nicht bestimmt MW: Mittelwert

27 3 Werkstoffe 2 12 Mittlerer Graphitvolumenanteil Volumenanteil V V [%] Probenlage GTS-65-2 GTS-45-6 GTS-35-1 Abb : Graphitvolumenanteil in Abhängigkeit von der Probenlage 4 Mittlere Spezifische Phasengrenzfläche S V [mm-1] GTS-65-2 GTS Probenlage GTS-35-1 Abb : Spezifische Phasengrenzfläche in Abhängigkeit von der Probenlage 3 Mittlere Teilchenanzahl je Flächenelement Teilchenanzahl N A [mm-2] Probenlage GTS-65-2 GTS-45-6 GTS-35-1 Abb : Teilchenanzahl in Abhängigkeit von der Probenlage

28 3 Werkstoffe Mittlere Graphitteilchengröße GTS GTS GTS Probenlage Abb : Graphitteilchengröße in Abhängigkeit von der Probenlage Teilchengröße d G 3 Mittlerer Graphitteilchenabstand Teilchenabstand λ Probenlage GTS-65-2 GTS-45-6 GTS-35-1 Abb : Graphitteilchenabstand in Abhängigkeit von der Probenlage,7 Mittlerer Formfaktor,6 Formfaktor f,5,4,3,2,1 GTS-65-2 GTS-45-6 GTS-35-1, Probenlage Abb : Formfaktor in Abhängigkeit von der Probenlage

29 3 Werkstoffe 22 4 Mittlere Ferritkorngröße 35 Ferritkorngröße d F GTS Probenlage Abb : Ferritkorngröße in Abhängigkeit von der Probenlage Bei Betrachtung der ermittelten Gefügeparameter in Abhängigkeit von der Lage im Gussblock ergeben sich bei den einzelnen Tempergussqualitäten keine signifikanten Unterschiede. In Tabelle sind noch einmal die Mittelwerte der Gefügeparameter der drei Versuchswerkstoffe gegenübergestellt. Die Tempergusssorte GTS-65-2 weist mit ca. 8 % einen geringeren Graphitvolumenanteil auf, eine geringere spezifische Grenzfläche sowie eine geringe Teilchenanzahl je Flächenelement. Der mittlere Abstand der Graphitteilchen und die mittlere Größe der Graphitteilchen unterscheiden sich bei allen Qualitäten nur unwesentlich. Der an GTS-65-2 ermittelte Formfaktor verdeutlicht die gegenüber GTS-35-1 und GTS-45-6 etwas kompaktere Ausbildung der Temperkohle. Die in Tabelle angegebenen Werte wurden bei der quantitativen Gefügeanalyse mit Ausschluss einer definierten Mindestteilchengröße bestimmt. Tabelle 3.3-2: Parameter der quantitativen Gefügeanalyse - Mittelwerte Werkstoff V V S V N A λ f d G d F [%] [mm -1 ] [mm -2 ] GTS ,9 31, , GTS ,2 32, ,55 9 n.b. GTS ,9 22, ,64 11 n.b. n.b.: nicht bestimmt

30 3 Werkstoffe Vergleichswerkstoffe Die Einordnung der GTS-Versuchswerkstoffe in das in der Vergangenheit am Institut für Werkstofftechnik der TU Bergakademie Freiberg bearbeitete Versuchsprogramm zur bruchmechanischen Bewertung von Gusseisenwerkstoffen zeigt Abb GGG-6 Sandguß GGV-3 Variation Sphärolithenanteil GTS-35-1 GGG-1 B Sandguß GTW-S GTW-4-5 GTW-45-7 GTW-55-5 GTS-45-6 GGG-1 B Sandguß mit Anlegekokillen GGG-4 GTS-65-2 Variation Teilchengröße d G= 7 bis 5 µm Teilchenform f =,63 bis,85 Chunky-Graphit Perlitanteil P = 5 bis 3 % artgleiche Schweißverbindung Abb : Versuchs- und Vergleichswerkstoffe Die vergleichende Einbeziehung der Gusseisenwerkstoffe GGG-4 und GGV-3 [3 bis 7][9][42 bis 47] sowie GGG-6 [8] und [48] gestattet, bei übereinstimmendem Festigkeitsniveau, eine Bewertung des Einflusses von Zusammensetzung und Gefügeausbildung auf den Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstand. Die chemische Zusammensetzung der Gusseisenwerkstoffe ist aus Tabelle ersichtlich. Die schmelztechnische Herstellung der Werkstoffe GGG-6 und GGV-3 erfolgte im Gießerei-Institut der TU Bergakademie Freiberg auf der Grundlage ausgewählter Einsatzstoffe und Behandlungslegierungen. Die Schmelzen wurden zu Y2-Probekörpern vergossen. Anschließende Wärmebehandlungen dienten der gezielten Einstellung der jeweiligen Werkstoffgefüge und umfassten ein perlitisierendes bzw. ferritisierendes Glühen für den GGG-6 (92 C/2h/Luft) bzw. GGV-3 (92 C/3h/Ofen) [45]. GGG-4/1AZ, 3AZ und 8AZ waren Bestandteil des Versuchsprogramms für die Zulassung dickwandiger Transportbehälter für bestrahlte Kernbrennelemente [49][5]. Die Güte GGG-4/5AZ wurde als Kokillenguss erzeugt und für Untersuchungen zur Verfügung gestellt. In Tabelle sind die quantitativen Gefügeparameter und in Tabelle die mechanischen Eigenschaften der Versuchswerkstoffe zusammengefasst.

31 3 Werkstoffe 24 Tabelle 3.4-1: Chemische Zusammensetzung der Vergleichswerkstoffe in Masse % Werkstoff C Si Mn P S Cr Mo Cu Ni Mg Al Ce GGG-4/1AZ* 3,55 2,36,27,15,5,17,1,16,79,35,2 n.b. GGG-4/3AZ* 3,59 2,41,35,7,7,62 <,1,78,6,44,2 n.b. GGG-4/5AZ* 3,52 2,17,24,12,2,2,5,31,9,24,5 n.b. GGG-4/8AZ* 3,53 2,38,23,24,6,49 <,1,64,15,55 n.b. n.b. GGV-3/4* 3,49 2,57,1,66,17 n.b. n.b. n.b.,34 <,4,9,39 GGG-6 3,8 2,55,62 n.b.,2 n.b. n.b.,33,23,26 n.b. n.b. * die ergänzenden Bezeichnungen stellen interne Bezeichnungen dar Tabelle 3.4-2: Parameter der quantitativen Gefügeanalyse der Vergleichswerkstoffe Werkstoff V V S V N A λ f d G d F Matrix [%] [mm -1 ] [mm -2 ] GGG-4/1AZ 11,4 16,7 8 51, ferritisch GGG-4/3AZ 12, 8, , ferritisch GGG-4/5AZ 11,4 27, , ferritisch GGG-4/8AZ 11, 15, 61 56, ferritisch GGV-3/4 13, 47, , ferritisch GGG-6 1, n.b. n.b. n.b.,88 35 n.b. ferritisch-perlitisch Tabelle 3.4-3: Mechanische Kennwerte der Vergleichswerkstoffe Werkstoff HB R p,2 R m R p,2 /R m E A 5 A 1 Z n [MPa] [MPa] [GPa] [%] [%] [%] GGG-4/1AZ , n.b. 21,175 GGG-4/3AZ , n.b. 18,17 GGG-4/5AZ , n.b. 26,165 GGG-4/8AZ n.b , n.b. 25 n.b. GGV-3/ , n.b. 5 3 n.b. GGG , n.b. 5 n.b.,149 n.b.: nicht bestimmt

32 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 25 4 Mechanische Kennwerte 4.1 Kennwerte bei statischer Beanspruchung Kennwerte des Zugversuchs bei Raumtemperatur und tiefen Temperaturen Die Zugversuche wurden unter Berücksichtigung der in DIN EN 12 (Teil 1) [51] ausgewiesenen Forderung ε&,8 s -1 für die Dehnung der Versuchslänge im plastischen Bereich durchgeführt. Die Proben wurden nicht als getrennt gegossene Probestäbe erzeugt, sondern aus dem Gussteil entnommen. Um den größtmöglichen Prüfdurchmesser zu realisieren, erfolgte eine Modifizierung der Probenabmessungen (Abb ) entsprechend des kurzen Proportionalstabes nach DIN R 4 8 2/1 tailliert Abb : Abmessungen der Zugprobe Die Durchführung der statischen Zugversuche erfolgte an einem uniaxialen Zugprüfsystem Z1/S mit Spindelantrieb der Fa. Zwick mit einem 1 kn Kraftaufnehmer, wobei max. 5 kn auf die Proben aufgebracht wurden, sowie einem Multisens-Macro - Längenänderungsaufnehmer. Die Messlänge betrug jeweils das 3fache des Probendurchmessers. Die Arretierung der Wegaufnehmer erfolgte erst nach dem Aufbringen einer Vorlast von 5 N/mm² zum Ausrichten des Systems Probe-Vorrichtung im Prüfsystem. Die Prüfgeschwindigkeit betrug,8 mm/s, im elastischen Bereich bzw. bis zum Erreichen von R p,2 wurde eine Laststeigerungsrate von 2,5 N/mm²s realisiert. Die Durchführung und Auswertung der Versuche erfolgte mit dem Programm Zugversuche an Metallen. Die Kennwerte R p,2, R m, E, A gl und A wurden durch die Software des Prüfsystem ausgegeben. Die Brucheinschnürung wurde nach dem Versuch durch Bestimmung der Querschnittsabnahme an beiden Probenhälften ermittelt. Die zur Bestimmung der mechanischen Kennwerte geprüften Proben waren in der Probenmitte um ca. 2/1 mm tailliert, um ein Zerreißen des Materials außerhalb der Messlänge zu verhindern. Zugversuche bei RT Die Ergebnisse der statischen Zugversuche bei RT sind in Tabelle zusammengefasst, Tabelle A im Anhang enthält die Einzelwerte. Die Anforderungen der Norm an die Kennwerte, ermittelt an getrennt gegossenen Zugproben mit einem Durchmesser von 12 bis 15 mm, werden bis auf die Zugfestigkeit des GTS-35-1 (mind. R m von 35 MPa) erfüllt. In Tabelle sind die Mindestwerte nach DIN EN 1562 [52] (früher DIN 1692 [53]) ergänzt. Die in Abb dargestellten Kurven zeigen typische Spannungs-Dehnungs-Verläufe für die untersuchte Werkstoffgruppe (Einzelkurven im Anhang Abb. A )

33 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 26 Tabelle 4.1-1: Mechanische Kennwerte des statischen Zugversuchs bei RT Werkstoff R p,2 [MPa] R m [MPa] R p,2 / R m A 3 [%] Z [%] n ist mind. ist mind. ist mind. GTS , ,132 GTS , ,137 GTS , , GTS 65-2 Spannung [MPa] GTS 45-6 GTS Dehnung [ %] Abb : Spannungs-Dehnungs-Kurven des Zugversuchs bei RT Die Bruchflächen wiesen im Ergebnis rasterelektronenmikroskopischer Bruchflächenanalysen sowohl bei der ferritischen als auch der ferritisch-perlitischen Matrix des GTS-35-1 und des GTS-45-6 Verformungsbruch mit Grübchenbildung ohne Sprödbruchanteile auf. Bei GTS-65-2 mit rein perlitischem Grundgefüge zeigten sich vereinzelt Sprödbruchinseln. Ein Ab- bzw. Herauslösen der Temperkohleteilchen, wie bei GGG-4 mit sphärolithischer Graphitausbildung, konnte nicht festgestellt werden. Die Rissfront verläuft durch den fest in der Matrix haftenden Graphit. Im Gegensatz dazu erfolgte an den unverformten Mangansulfideinschlüssen eine intensive Hohlraumbildung (siehe Abb.4.1-3). Ein Durchbrechen oder Abscheren der MnS-Einschlüsse wurde nicht beobachtet.

34 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 27 a) GTS-35-1 / RT b) GTS-45-6 / RT c) GTS-65-2 / RT d) MnS-Einschluss auf Bruchfläche von GTS-35-1 Abb : REM-Aufnahmen der Bruchflächen von Zugproben bei Raumtemperatur Zugversuche bei tiefen Temperaturen Die Ermittlung der Kennwerte von RT bis 6 C erfolgte an schwach taillierten kurzen Proportionalstäben in Anlehnung an die Versuchsdurchführung in [7]. Dabei wurden die Proben in der Einspannvorrichtung mit einer Kühlzelle umhaust und durch das Einleiten und das Verdampfen von flüssigem Stickstoff direkt gekühlt. Die Prüfung erfolgte nach ca. 2 min Haltezeit auf Prüftemperatur. Je Werkstoffsorte und Temperatur kamen 2-3 Proben zum Einsatz. In Tabelle sind die Mittelwerte angegeben, die Einzelwerte sind Tabelle A im Anhang zu entnehmen.

35 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 28 Tabelle 4.1-2: Mechanische Kennwerte des statischen Zugversuchs bei RT und tiefen Temperaturen Werkstoff Temp. R p,2 R m R p,2 / R m A gl A 3 Z [ C] [MPa] [MPa] [%] [%] [%] , GTS , , , , , GTS , , , , , GTS , , , , A gl Gleichmaßdehnung In den Abb bis sind die Festigkeiten, die Bruchdehnung und die Brucheinschnürung in Abhängigkeit von der Prüftemperatur graphisch dargestellt. Aus dem Verlauf der Festigkeitskennwerte ist in Übereinstimmung mit vorliegenden Ergebnissen [3], [7], [54] und [55] ein linearer Anstieg mit abnehmender Temperatur und gleichbleibendem Streckgrenzenverhältnis erkennbar. Bruchdehnung und Einschnürung zeigen unter Beachtung der Streuungen einen konstanten Verlauf. Ein deutlicher Abfall der Bruchdehnung tritt nach [54] für GTS-35-1 erst unterhalb -12 C auf.

36 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung GTS-65-2 GTS-45-6 GTS-35-1 Zugfestigkeit Zugfestigkeit Rm [MPa] Rm [MPa] Temperatur [ C] Abb : Zugfestigkeit von GTS in Abhängigkeit von der Temperatur,2%-Dehngrenze - [MPa] Rp,2 [MPa] GTS-65-2 GTS-45-6 GTS Temperatur [ C] Abb :,2%-Dehngrenze von GTS in Abhängigkeit von der Temperatur

37 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 3 GTS-65-2 GTS-45-6 GTS-35-1 Bruchdehnung A [%] Temperatur [ C] bb : Bruchdehnung von GTS in Abhängigkeit von der Temperatur GTS-65-2 GTS-45-6 GTS-35-1 Brucheinschnürung Z [%] Temperatur [ C] Abb : Brucheinschnürung von GTS in Abhängigkeit von der Temperatur

38 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 31 Mikrofraktographische Bruchflächenauswertungen der bei 4 C und 6 C geprüften Proben (Abb ) zeigen, dass bei 4 C an GTS-45-6 bereits vereinzelt und bei GTS-65-2 überwiegend spaltflächige Rissausbreitung zu beobachten ist. Bei GTS-35-1 mit ferritischer Matrix ist bei 6 C ausschließlich Verformungsbruch nachweisbar. Der Bruch vollzieht sich dabei nicht, wie bei GGG-4, durch Dekohäsion der Graphitteilchen, sondern durch Brechen der Temperkohle und finales Aufreißen bzw. Abscheren der Matrixbrücken. Der temperaturabhängige Verlauf der Festigkeits- bzw. der temperaturunabhängige Verlauf der Verformungskennwerte von GTS-35-1 und GTS-45-6 (mit nur 2% Ferrit) sind mit GGG-4 vergleichbar, wie aus den Darstellungen in Abb bis hervorgeht. Zum Vergleich dienten die Ergebnisse der an GGG-4/8 bis 13 C und an GGG-4/3 bis 3 C durchgeführten Untersuchungen. Die GGG-4-Qualitäten ordnen sich festigkeitsbedingt zwischen GTS-35-1 und GTS-45-6 ein, hinsichtlich der Duktilität weist GGG-4 erhöhte Verformungskennwerte auch bei tieferen Temperaturen auf. Bruchdehnung und Brucheinschnürung bleiben in den betrachteten Temperaturintervallen annähernd konstant auf dem Niveau des Werkstoffkennwertes bei Raumtemperatur.

39 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 32 a) GTS-35-1/ -4 C b) GTS-35-1/ -6 C c) GTS-45-6/ -4 C d) GTS-45-6/ -6 C e) GTS-65-2/ -4 C f) GTS-65-2/ -6 C Abb : Bruchflächen der Zugproben nach Prüfung bei tiefen Temperaturen

40 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 33 6 GGG-4/8 GGG-4/3 GTS-35-1 GTS Zugfestigkeit R m [MPa] Temperatur [ C] Abb : Zugfestigkeit in Abhängigkeit von der Temperatur für GGG-4 und GTS 6 GGG-4/8 GGG-4/3 GTS-35-1 GTS-45-6,2%-Dehngrenze R p,2 [MPa] Temperatur [ C] Abb :,2%-Dehngrenze in Abhängigkeit von der Temperatur für GGG-4 und GTS

41 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 34 4 GGG-4/8 GGG-4/3 GTS-35-1 GTS-45-6 Bruchdehnung A 5 bzw. A 3 [%] Temperatur in C Abb : Bruchdehnung in Abhängigkeit von der Temperatur für GGG-4 und GTS 4 GGG-4/8 GGG-4/3 GTS-35-1 GTS-45-6 Brucheinschnürung Z [%] Temperatur in C Abb : Brucheinschnürung in Abhängigkeit von der Temperatur für GGG-4 und GTS

42 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung Kennwerte der Härteprüfung Die in Tabelle angegebenen Härtewerte wurden je Werkstoff an 5 Proben nach Brinell mit zwei verschiedenen Kugelgrößen sowie nach Vickers ermittelt. Verfahrensbedingt sind die Härtewerte bei HV 3 geringer, gestatten aber dennoch die unmittelbare Vergleichbarkeit mit den nach dem Brinell- Verfahren ermittelten Werten. Sowohl die an einer präparierten Fläche als auch die an Proben mit Gusshaut bestimmte Härte entspricht den Richtwerten nach DIN EN 1562 [52]. Tabelle 4.1-3: Härtewerte der Versuchswerkstoffe Werkstoff Härte Härte (Gusshaut) [HBW 2,5/187,5] [HBW 5/75] [HV 3] [HBW 2,5/187,5] GTS ± ± ± ± GTS ± ± ± ± 1 GTS ± ± ± ± 3 Für GTS wird im Regelwerk [53] [56] eine zu gewährleistende Mindestzugfestigkeit in Verbindung mit einem nicht zu überschreitenden Höchstwert für die Härte angegeben. Eine Korrelation ergibt sich nach Abb gemäß R p,2 = 1,93 HB 17,6 [MPa] (4.1-1) R m = 3,8 HB 52,7 [MPa] (4.1-2) 8 R m Festigkeit [MPa] R m = 3,8 [HB] - 52,7 R 2 = 1, R p,2 = 1,93 [HB] - 17,6 R 2 =,99 GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 R p, Härte HB 2,5 / 187,5 Abb : Korrelation zwischen Härte und Festigkeit

43 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 36 Universalhärte (Martenshärte) Um die Vergleichbarkeit aller Werkstoffe in einer einheitlichen Härteskala zu realisieren, wird zunehmend die Ermittlung der Universalhärte praktiziert. Hochelastische Werkstoffe sind wegen nahezu völliger Rückverformung des Eindruckes beim Entlasten und Rückziehen des Eindringkörpers mit den klassischen Verfahren nicht prüfbar. Der Härtewert strebt wegen des dabei verschwindenden Eindrucks gegen. Bei der registrierenden Härtemessung werden die Prüfkraft F und die Eindringtiefe h der Spitze der Diamantpyramide während des gesamten Prüfvorganges erfasst. Im Ergebnis erhält man Kraft-Eindringtiefe-Kurven. Mit der maximalen Prüfkraft F max und der Eindringtiefe h max wird der Härtewert der Universalhärte HU ermittelt nach [57] mit F HU = = max 4tg 2 (136 /2)/sin (136 /2) h 2 F max 2 max 26,43 h (4.1-3) In Abb ist die Kraft-Eindringtiefe-Kurve für einen Prüfvorgang schematisch dargestellt. In dem Härtewert HU ist somit auch die elastische Werkstoffreaktion berücksichtigt und über den Entlastungsast wird die elastische Rückverformung des Härteeindrucks quantitativ erfassbar. In manchen Fällen ist mit Hilfe der elastischen Geraden eine Abschätzung des Elastizitätsmoduls möglich (siehe Abschnitt 4.1.3). F max Prüfkraft Prüfkraftzunahme elastische Gerade Prüfkraftrücknahme h max h r nach Entlastung Eindringtiefe Abb : Registrierende Härteprüfung Prüfvorgang schematisch Die Bestimmung der Universalhärte HU an GTS erfolgte an einem Universalhärteprüfgerät für den Mikrobereich der Fa. Fischer (Fischerskop H 1). Je Werkstoff wurden an 6 bzw. 7 Proben 5 bis 1 Einzelmessungen durchgeführt. Die Angaben in Tabelle sind die Kenngrößen für die Versuchswerkstoffe bei 1 mn nach 19 s; Wartezeit zwischen zwei Kraftschritten 1, s; Eindringkörper Vickersdiamant; Vertrauensbereich 95%. Tabelle A im Anhang weist die Einzelwerte für jede Probe aus.

44 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 37 Tabelle 4.1-4: Universalhärte der Versuchswerkstoffe Werkstoff HU korr. [N/mm²] GTS ± 77 GTS ± 65 GTS ± 74 In Abb sind die Mittelwertskurven für die drei untersuchten Tempergussqualitäten angegeben. Die für schwarzen Temperguss ermittelten Werte der Universalhärte korrelieren gleichermaßen wie konventionelle Härtewerte mit der Festigkeit und somit mit den Eigenschaften des Grundgefüges. 12 GTS-65-2 GTS-45-6 GTS Kraft [mn] Eindringtiefe Abb : Eindringtiefe-Kurven für GTS (Mittelwertskurven) Für schwarzen Temperguss liegen in der Literatur noch keine Werte für die Universalhärte vor. Eine Einordnung der hier gemessenen Werte erfolgte anhand der in [58] und [59] angegebenen Korrelationen für eine Vielzahl von Metallen und Legierungen. Bei der von Heermant [58][59] angegeben Beziehung zwischen Zugfestigkeit und Universalhärte, dargestellt in Abb , ordnen sich die Tempergussqualitäten unterhalb der angegeben Regressionsgeraden ein, für deren Verlauf R m =,36 HU (4.1-4) angegeben wird.

45 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 38 Zugfestigkeit R m [N/mm 2 ] R m =,36 HU Korrelationskoeffizient r =,9941 AlMg3 16MnCr5 N C45 N GTS-35-1 GTS MnSi5 V TiAl6V4 GTS CrNiMo8 H+A 5CrNiMo8 H+A 3CrNiMo8 V 5CrNiMo8 V 1Cr6 H+A Universalhärte HU 1N/1s/2 [N/mm 2 ] Abb : Korrelation zwischen Zugfestigkeit (Tabellenwerte)und Universalhärte für verschiedene Werkstoffe nach [58] und Einordnung der GTS-Werkstoffe Die gleichfalls in [58] und [59] angegebenen empirischen Beziehungen für die Universalhärte zur Vickershärte (Gl ) sind in Abb dargestellt und um die Werte für schwarzen Temperguss ergänzt. Die Versuchswerkstoffe ordnen sich im Anfangsbereich der Regressionsgeraden für Metalle ein und gestatten für schwarzen Temperguss eine relativ gute Abschätzung der Vickershärte aus der Universalhärte, wenn die in [58] angegebene Korrelatione für Legierungen HV =,1328 HU - 4 (4.1-5) zum Ansatz kommt.

46 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung Abschätzung für Legierungen HV =,1328 HU - 4 Vickershärte HV AlMg3 C45 N 16MnCr5 N 5CrNiMo8 V 37SiMn5 V TiAl6V4 GTS-65-2 GTS-45-6 GTS CrNiMo8 V 5CrNiMo8 H+A 3CrNiMo8 H+A 1Cr6 H+A Universalhärte HU [N/mm²] Abb : Korrelation von Vickershärte und Universalhärte für verschiedene Werkstoffe (Auswahl nach [58]) und Einordnung der GTS-Werkstoffe) Bestimmung des Elastizitätsmoduls Die exakte Bestimmung des Elastizitätsmoduls von Gusseisenwerkstoffen ist eine wichtige Voraussetzung für die beanspruchungsgerechte Auslegung von Gussteilen (z.b. Automobilbau) als auch für die Ermittlung der bruchmechanischen Kennwerte (Abschn. 5). Dabei sind zwei wichtige Aspekte zu beachten, welche die Genauigkeit der Messung bzw. die exakte Definition entscheidend beeinflussen können. Als erstes muss festgestellt werden, dass es für die Bestimmung des Elastizitätsmoduls kein genormtes Verfahren auf der Basis der DIN- bzw. EN-Normen gibt. Zurückgegriffen wird deshalb im Einzelfall auf ASTM [6]. In der täglichen Prüfpraxis erfolgt die Bestimmung, häufig in Verbindung mit dem Zugversuch nach DIN EN 12 [51], unter Zugrundelegung eines ideal-linearen Spannungs- Dehnungs-Verlaufs, aus dem Anstieg der Kurve im elastischen Bereich. Ein Ringversuch mit 91 europäischen Prüflaboratorien am Stahl 115Cr5 ergab ein breites Streuband, wobei als mögliche Ursachen vor allem die unzureichende kritische Überprüfung der Messwerte unter Beachtung der zur Anwendung kommenden Software zu nennen ist [61]. Dabei ist die Messfrequenz so zu wählen, dass für die durchzuführende Approximation 25 bis 1 Messwertpaare zur Verfügung stehen [62]. Messfehler infolge eines versuchsbedingten nichtlinearen Spannungs-Dehnungs-Verlaufs werden von der Probenform und einspannung sowie dem Dehnungsaufnehmersystem bestimmt [63]. Zweitens muss zusätzlich bei Gusseisenwerkstoffen der spannungsabhängige nichtlineare Verlauf der Spannungs- Dehnungs-Kurven berücksichtigt werden, der aus gefügebedingten lokalen plastischen Verformungen (innere Kerbwirkung) resultiert [64]. Gegenstand der Untersuchungen an GTS war aus den genannten Gründen eine vergleichende Bewertung unterschiedlicher Meßmethoden zur Bestimmung des E- Moduls.

47 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 4 Bestimmung des statischen E-Moduls Die Bestimmung des statischen E-Moduls bei graphithaltigen Gusseisenwerkstoffen ist in starkem Maße vom angewendeten Verfahren abhängig. Hierzu veröffentlichte Ergebnisse im Schrifttum [13][39][64 bis 67] unterstreichen die Schwierigkeit infolge des nicht-linearen Verlaufes der Spanungs- Dehnungs-Kurve von Gusseisenwerkstoffen im Anfangsbereich. Bei den meisten Werkstoffen entspricht dieser Bereich unter einachsiger Zugbeanspruchung der elastischen Verformung und stellt eine Gerade (Hook sche Gerade) dar, die den proportionalen Zusammenhang zwischen Spannung und Dehnung abbildet und deren Anstieg durch den E-Modul ausgedrückt wird. Der E-Modul wird bei graphithaltigen Gusseisenwerkstoffen sowohl durch die Matrix als auch durch Form und Größe der Graphitteilchen bestimmt. Als Ursache für die Spannungsabhängigkeit des E-Moduls können nach [65] plastische Dehnungsanteile in der Mischkristallmatrix aufgrund der lokalen Kerbwirkung der Graphitteilchen, integrale Spannungserhöhungen sowie Volumenänderungen des Graphits als Folge von Dekohäsionsvorgängen zwischen Matrix und Graphit angeführt werden. Die bei Gusseisenwerkstoffen zur Anwendung kommenden Bestimmungsmethoden zeigt Abbildung A : E-Modul im Ursprung B : Tangenten-Modul C : Sekanten-Modul Abb : Schematische Darstellung einer nicht-linearen Spannungs-Dehnungs-Kurve und Möglichkeiten der E-Modul-Bestimmung nach [64] Voraussetzung für die Anwendbarkeit dieser Bestimmungsmethoden ist eine ausreichende Belegung der Kurve mit Messwertpaaren im Anfangsbereich, wie sie nur unter Anwendung einer aufwendigen Feindehnungsmessung gewährleistet werden kann. Bei den eigenen Untersuchungen wurde die Bestimmung des E-Moduls über das Sekantenverfahren praktiziert, um auch bei standardisierten Zugversuchen ohne den Einsatz von DMS mit hinreichender Genauigkeit reproduzierbare Werte für den E-Modul zu ermittelten. Die Spannungsbereiche, die für die analytische Bestimmung zugrundegelegt wurden, sind für die einzelnen Werkstoffe jeweils angegeben.

48 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 41 Zugversuch Für die exakte Bestimmung der Elastizitätsmoduln wurden je Werkstoff drei polierte Proben im elastischen Bereich unter Verwendung der in Abschnitt beschriebenen Messtechnik unterhalb R p,2 bis σ max belastet und der E-Modul (siehe Tab ) als Anstieg der Spannungs-Dehnungs-Kurve im Bereich maximaler Linearität bestimmt. Die Abweichungen von der Linearität nehmen mit steigender Festigkeit ab. Die auch bei GTS zu beachtende Spannungsabhängigkeit des E-Moduls führt bei GTS-35-1 in der Spannungs-Dehnungs-Kurve zum Abweichen vom linearen Verlauf bei 5% der,2%-dehngrenze. Bei GTS-45-6 und GTS-65-2 trat dies bei 7 bzw. 75% der,2%-dehngrenze auf. Die Streuungen der Einzelwerte sind methodisch bedingt. Tabelle 4.1-5: Bestimmung der E-Moduln an mehreren Einzelproben Werkstoff Abweichung von Linearität ab ca. σ max Bestimmung von E E-Modul im Bereich Einzelwerte Mittelwert [MPa] [MPa] [MPa] [GPa] [GPa] GTS von 5 bis / 155 / GTS von 1 bis / 15 / GTS von 1 bis / 185 / Die weitere Aufnahme von Fliesskurven (σ - ε - Kurven) über eine Feindehnungsmessung erfolgte am Institut für Mechanik der TU Chemnitz-Zwickau. Als Prüfsystem diente eine elektromechanische UTS Zugprüfmaschine mit zwei Spindeln und 1 kn Maximalkraft. Die Probeneinspannung erfolgt mit Gelenken, um zusätzliche Biegebeanspruchung zu vermeiden. Als Proben wurden prismatische Zugstäbe mit einem Querschnitt von 2 x 1 mm und einer Gesamtlänge von 1 mm verwendet, die beidseitig mit Hochdehnungsmessstreifen vom Typ EP-8-5 TG-35 aus Konstantan-Folie bestückt waren und die Messung von Quer- und Längsdehnung während des Versuches gestatteten. Die Aufnahme der Spannungs-Dehnungs-Kurven erfolgte bis in den elastisch-plastischen Bereich der σ-ε-kurve (Abb ). Tabelle zeigt die Ergebnisse der Feindehnungsmessung aus denen folgt, dass mit dieser Messmethode, die einen größeren Aufwand erfordert, höhere Messgenauigkeiten realisiert werden können. Die geringeren Streuungen sind methodisch bedingt. 6 5 GTS-65-2 Spannung [MPa] GTS-45-6 GTS Längsdehnung [µm/mm] Abb : Spannungs-Dehnungs-Kurven (Feindehnungsmessung)

49 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 42 Tabelle 4.1-6: Bestimmung der E-Moduln mittels Feindehnungsmessung Werkstoff Bestimmung von E im Bereich E-Modul Einzelwerte Mittelwert [MPa] [GPa] [GPa] GTS-35-1 von bis 1 17 / 172 / 174 / 168 / 17 / 168 / ± 2 GTS-45-6 von bis / 165 / 167 / 166 / ± 6 GTS-65-2 von bis / 175 / ± 2 Bestimmung des dynamischen E-Moduls Bei der dynamischen Bestimmung der elastischen Konstanten über die Messung der Ultraschallgeschwindigkeit oder der Resonanzfrequenz im Vergleich zu statischen Verfahren ist zu beachten, dass es sich hierbei um grundsätzlich verschiedene Methoden handelt. Der Vorteil der dynamischen Messmethoden besteht insbesondere in der Vermeidung überelastischer Verformungen des Werkstoffs und der einfacheren Probenform [68]. Ultraschallverfahren Bei der Bestimmung dynamischer Elastizitätsmoduln über die Messung der Schallgeschwindigkeit nach dem Impuls-Echo-Verfahren wurde die Zeit t zwischen aufeinanderfolgenden Rückwandechos der jeweiligen Wellenart ermittelt (siehe Abb a und b) und über die Probendicke (d = 1 mm) die Geschwindigkeit der Longitudinalwelle c L bzw. der Transversalwelle c T bestimmt gemäß c T 2d = tt (4.1-6) c L 2d = t L (4.1-7) a) Messprinzip b) Echofolge Abb : Prinzip des Impuls-Echo Verfahrens

50 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 43 Die elastischen Konstanten E, G und ν werden bei Kenntnis der Dichte ρ, die mit einem speziellen Dichtemessplatz bestimmt wurde, gemäß [6], [69] und [7] nach Gleichung (4.1-8) bis (4.1-1) berechnet. 1 c 2c ν = (4.1-8) 2 c c 2 L 2 L 2 T 2 T G = ρ 2 c T (4.1-9) E 4 3c c 4cT = ρ (4.1-1) c 2 2 L T 2 cl 2 T Für die Messungen an planparallelen Proben kam der Impulsverstärker PR 58 der Fa. Panametrics GmbH bei Verwendung von Prüfköpfen ( 12,5 mm) im Frequenzbereich von 1 bis 5 MHz zum Einsatz. Die Genauigkeit der Ultraschallmessung wurde an neun Proben des GTS-35-1 durch Schallgeschwindigkeits- und Dichtemessungen kontrolliert. Mittelwert und Standardabweichung für ρ = (7,22 ±,4) gcm -3 c T = (371 ± 16) ms -1 c L = (5533 ± 49) ms -1 ν = (,23 ±,1) E = 174 ± 1 GPa) und G = (68 ±,6) GPa beinhalten den Messfehler und gefügebedingte Streuungen der Messwerte. In Tabelle sind die mittels Impuls-Echo-Verfahren bestimmten elastischen Konstanten für schwarzen Temperguss zusammengestellt. Tabelle 4.1-7: Elastische Konstanten für schwarzen Temperguss (Impuls-Echo-Verfahren) Werkstoff E [GPa] G [GPa] ν GTS ,28 GTS ,28 GTS ,29

51 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 44 Resonanzverfahren Die Durchführung der Versuche nach dem Resonanzverfahren erfolgte an der Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Berlin. Die Ergebnisse hierzu wurden in [68] mitgeteilt. Bei der Ermittlung der elastischen Konstanten über die Messung der Resonanzfrequenz kam der Resonanz-Frequenz-Messplatz Elastotron 2 [71] unter Verwendung planparalleler prismatischer Proben (h = 3 mm, b = 8 mm, l = 8 mm) unter Beachtung der in [72] festgelegten Auswertung zur Anwendung. Hierbei werden bei der Bestimmung des Elastizitätsmoduls über Biegeresonanz die an Fäden aufgehängten Proben im Frequenzbereich von 1 bis 1 khz in Schwingung gebracht und die Frequenzen f f bestimmt, bei denen die Amplituden deutliche Maxima zeigen. Die Berechnung des Elastizitätsmoduls in GPa erfolgt nach E 2 3 mff l = f (4.1-11),946 b h A Af 2 h = 1 + 6,585 (4.1-12) l Der Schubmodul in GPa bei Torsionsresonanz wird nach 2 4 l m ft G = At (4.1-13) b h At ( h / t ) + ( b / h) 2 6 ( h / b) 2,52( h / b ) +,21( h / b ) = (4.1-14) 4 bestimmt. Der Messfehler wird zwischen,3 und 1,5 % für den Elastizitätsmodul und den Schubmodul angegeben. In Abbildung ist das Prinzip der Resonanzfrequenzmessung und in Abb der Prüfplatz abgebildet. Ein Vorteil dieser Methode besteht auch darin, dass die elastischen Konstanten bei hohen Temperaturen, d.h. bis 2 C, ermittelt werden können.

52 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 45 Abb : Prinzip der Resonanzfrequenzmessung [71] transmitter receiver vacuum vessel specimen thermocouple Abb : Aufbau des Prüfplatzes zur Resonanzfrequenzmessung [71] In Abb ist beispielhaft für eine Probe das Resonanzspektrum mit detektierten Hoch- und Flachkantpeaks und dem 1. Torsionspeak angegeben. Die Peaks stellen lokale Maxima der Frequenzen dar, mittels derer die Berechnung der elastischen Konstanten erfolgt. In Tabelle sind die mit dem Resonanzverfahren bestimmten Werte für schwarzen Temperguss angegeben.

53 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 46 Tabelle 4.1-8: Elastische Konstanten für GTS (Resonanzverfahren) Werkstoff E [GPa] G [GPa] ν GTS ,26 GTS ,26 GTS ,28-4 F1-6 F4-8 H1 F2 F3 H2 H3 F5 H4 Verstärkung [db] -1 F6 H Frequenz [khz] -4 F H1 F2 F3 H2 F4 Verstärkung [db] -1 T Frequenz [khz] Abb : Resonanzspektrum mit detektierten Hoch- und Flachkantpeaks und dem 1. Torsionspeak einer Probe (Beispiel)

54 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 47 Bestimmung des Eindringmoduls mittels registrierender Härtemessung Das Prinzip der registrierenden Härtemessung wurde bereits in Abschnitt beschrieben. Die Eindringtiefekurve wird bei Krafterhöhung von den plastischen und elastischen Eigenschaften des Materials bestimmt, bei Kraftreduzierung jedoch hauptsächlich durch die elastischen Eigenschaften. Bei den meisten Materialien ist die Eindringtiefekurve bei Kraftreduzierung im Bereich der Maximalkraft quasi-linear. Aus dem Anstieg der Tangente (elastische Gerade in Abb ) zur Berechnung der plastischen Härte lässt sich ein elastischer Rückverformungsmodul (Eindringmodul) Y HU berechnen Y HU 1 = (4.1-15) α Λhmax 4 tan hr 2 2 ΛF ( 1 ν Dia ) π EDia Y HU = 5,586 h r 1 Λh ΛF max,7813 (4.1-16) der mit dem Elastizitätsmodul des Probenwerkstoffs verglichen werden kann [73]. In Tabelle sind die mit dem Verfahren der registrierenden Härtemessung bestimmten Eindringmoduln für schwarzen Temperguss angegeben. Tabelle 4.1-9: Eindringmodul Y HU für schwarzen Temperguss Werkstoff Y HU [GPa] GTS GTS GTS Ergänzend zu der in [79] getroffenen Aussage, dass für eine Anzahl von Werkstoffen eine enge Korrelation zwischen Y HU und dem Elastizitätsmodul nachgewiesen ist, wurden die für schwarzen Temperguss ermittelten Eindringmoduln zu der in [58] und [59] angegebenen Beziehung E = 1,6 Y HU 15 (4.1-17) eingeordnet (Abb ). Eine hinreichend gute Korrelation zwischen Y HU und E-Modul ist zu erwarten, wenn bei der Rückverformung keine nennenswerten Kriecheffekte auftreten und bei der Kraftrücknahme eine lange konstant bleibende Kontaktsteifigkeit vorhanden ist [58].

55 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 48 WC-Co 5 4 E = 1,6 Y HU - 15 Korrelationskoeffizient r =,9482 W E-Modul [GPa] 3 2 Stähle Mo Cr GTS-65-2 GTS AlMg3 TiAl6V4 GTS Eindringmodul Y HU [GPa] Abb : Korrelation zwischen Eindringmodul Y HU und E-Modul für verschiedene Werkstoffe (Auswahl nach [58] und Einordnung der GTS-Werkstoffe) Schlussfolgerung Im Ergebnis vergleichender statischer und dynamischer Messungen der elastischen Konstanten von schwarzem Temperguss wird der Einfluss der zur Anwendung kommenden Messmethode bestätigt (Abb ). Die dynamisch bestimmten Elastizitätsmoduln sind größer als die statisch bestimmten Werte, liegen aber im Bereich der angegeben Anhaltswerte von 175 bis 195 GPa für GTS [13] [74]. Ihr Vorteil besteht in der rationellen Versuchsdurchführung unter Verwendung einfacher kleiner Proben zur Messung sowohl des Elastizitäts- als auch des Schubmoduls bzw. der Poissonsche Konstante. Die vergleichsweise über die Messung der Ultraschallgeschwindigkeit bestimmten dynamischen E- Moduln vermeiden die überelastische Werkstoffbeanspruchung. Die aus der registrierenden Härtemessung bestimmten Werte für den Eindringmodul liegen deutlich über den anderen E-Modulwerten bzw. den Anhaltswerten für GTS, wobei die Differenz mit steigender Festigkeit geringer wird und machen auf die Grenzen dieser Messmethode aufmerksam. Im Folgenden wird jeweils der im statischen Zugversuch bestimmte E-Modul verwendet, um die Vergleichbarkeit mit vorliegenden Ergebnissen zu gewährleisten.

56 4 Mechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung Zugversuch 2... Zugversuch (Feindehnungsmessung) 3... Ultraschallverfahren 4... Resonanzverfahren 5... Registrierende Härtemessung 215 E-Modul [GPa] GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Abb : Vergleich der mit verschiedenen Verfahren bestimmten E-Moduln

57 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Versuchsdurchführung und Versuchsauswertung Für die Bestimmung der Kennwerte unter dynamischer Beanspruchung stand ein instrumentiertes Pendelschlagwerk (PSW 15/3) zur Verfügung. Das mit einem Winkelcodierer ausgestattete 3 J-Pendelschlagwerk ermöglicht über eine Winkelmessung die experimentelle Bestimmung der von der Probe verbrauchten Schlagenergie bei dynamischer Kraftkalibrierung. Die experimentelle Bestimmung der von der Probe verbrauchten Energie A V erfolgt über A V = A Ae (4.2-1) wobei die Anfangsenergie des Pendelhammers (potentielle Energie des Hammers vor dem Schlag) A sowie die Hammerrestenergie des zurückschlagenden Pendels (potentielle Energie des Hammers nach dem Schlag) A e über die Winkelmessung bestimmt werden. Die Kraftmessung erfolgt über die beidseitige Instrumentierung der Hammerfinne mit in Vollbrücke arbeitenden Halbleiterdehnungsmessstreifen. Abb zeigt die Hammergeometrie. Die infolge Krafteinwirkung an der Finne verursachten Durchbiegungen werden durch die DMS in elektrische Impulse umgewandelt, verstärkt und im Oszilloskop bzw. Transientenrecorder aufgenommen (Abb ). Um das Spannungssignal in äquivalente Kräfte umzuwandeln, ist es notwendig, eine dynamische Kalibrierung vorzunehmen. Die tatsächliche an der Probe wirkende Kraft F(t) und das aufgezeichnete Messsignal U(t) sind durch den Kalibrierfaktor C nach F (t ) = C * U(t ) (4.2-2) miteinander verknüpft. Im Vergleich zu statischen Versuchen, bei denen C als direktes Verhältnis zwischen Kraft und Signal betrachtet wird, ist der Faktor C bei dynamischer Kalibrierung rein rechnerisch zu bestimmen. Die Ermittlung des dynamischen Kalibrierfaktors C basiert auf einer präzisen Messung des Fallwinkels α und des Steigwinkels α e des Pendels vor und nach dem Schlagvorgang. Die Bestimmung von C erfolgt nach M * (v v ) C = e (4.2-3) R Die Hammermasse M beträgt 19,962 kg. Die Fläche R unter der unkalibrierten Kraft-Zeit-Kurve von der Zeit t bis t e, dem Beginn und Ende des Kontaktes Hammerfinne-Probe, wird ermittelt nach te R = U(t ) dt (4.2-4) t sowie die Geschwindigkeit des Hammers zur Zeit t e mit v (te ) = v e (4.2-5)

58 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 51 Abb : Geometrie des verwendeten Schlaghammers DMS- Kraftaufnehmer Pendel- Winkelmesser Meßverstärker f = 1 MHz Grenz Meßverstärker f = 1 MHz Grenz Digitales Speicheroszilloskop 2Kanäle 12-bit-Auflösung f = 1 MHz Grenz Meßwertausgabe Diskette Schnittstelle Feld-Emissionsmessung Sonde für magnetische Emission SondefürelektrischeEmission Auswertung (externer PC) Abb : Aufbau des Meßsystems Für die Berechnung der Geschwindigkeiten können gemessene Winkel oder Energien nach v = 2gL(1 cosα ) (4.2-6) ve = 2gL(1 cosα ) (4.2-7) e

59 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 52 eingesetzt werden bei einer Pendellänge von L =,79 m und g = 9,81ms -2. Der Anfangswinkel des Pendels α entspricht der Einstellung des Pendels vor dem Schlagversuch und der Endwinkel α e dem Auslenkwinkel des Pendels nach erfolgtem Schlag. Die Hammerrestgeschwindigkeit v e ist in Gl. (4.2-3) für die durchgeschlagene Probe mit positivem und für die nicht gebrochene Probe mit negativem Vorzeichen einzusetzen. Wird statt des Winkelunterschiedes die verbrauchte Schlagenergie betrachtet, kommen Gl. (4.2-8) und (4.2-9) zur Anwendung. 2 A v = (4.2-8) M 2 A v e e = (4.2-9) M Durch Integration der registrierten Kraft-Zeit-Kurve kann die Kraft-Durchbiegungs-Kurve berechnet werden. Die Geschwindigkeit des Hammers bzw. der Verlust der Hammergeschwindigkeit resultiert aus der Verzögerung des Hammers während des Schlagvorganges nach F(t ) ( a (t )) = M * (4.2-1) wobei a(t) der Verzögerung des Hammers d v a (t ) = (4.2-11) d t entspricht und v den Verlust der Hammergeschwindigkeit durch die Kraft F τ F (t ) dt = M * v (t = τ ) (4.2-12) beschreibt. Der Wert von τ entspricht der Zeitdauer des Versuches. v (t ) = v v(t ) (4.2-13) Der Ausdruck v(t) bezeichnet die Hammergeschwindigkeit zum Zeitpunkt t und v o die Anfangsgeschwindigkeit des Hammers. Die Geschwindigkeit des Hammers berechnet sich nach t 1 v (t ) = v F(t ) dt (4.2-14) M t =

60 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 53 aus dem durch nochmalige Integration der im Zeitbereich des Kontaktes Hammer Probe zurückgelegten Weg des Hammers s. s(t ) t = v(t ) dt t = + s (ttrigger ) (4.2-15) Die in der Probe verbrauchte Energie W kann nach W (t ) ( v 2 v(t ) 2 ) 1 = M * (4.2-16) 2 berechnet werden, wobei nach dynamischer Kraftkalibrierung W (t e ) = U (4.2-17) gilt. Die Schlagbiege- und Kerbschlagbiegeversuche wurden an dem instrumentierten Pendelschlagwerk mit einem Auslenkwinkel von 16 nach DIN EN 1 45 [75] durchgeführt. Für die Schlagbiegeversuche wurden 1 x 1 x 55 mm Proben ohne Kerb verwendet, für die Kerbschlagbiegeversuche ISO-V- Proben (1 x 1 x 55 mm). Für die Aufnahme der K-T- bzw. KV-T- Kurven wurden je Temperatur mindestens drei Parallelproben geprüft. Die analytische Bestimmung der K- bzw. KV-T-Kurve und der SB-T-Kurve ist mit Hilfe eines Polynomansatzes 3. Grades gemäß K; KV ; SB = a T + b T + c T 2 + d T 3 (4.2-18) sowie mit einer tanh-funktion K; KV ; SB = A + B tanh [T T ) / C ] (4.2-19) möglich [76]. Verwendet wurde die tanh-funktion, da sie die geeignetere Anpassung der Mittelwertskurven an die experimentell ermittelten Datenpunkte gewährleistet. Dabei ist zu beachten, dass die Approximation nur bis zum Bereich der Hochlage praktiziert wird und nicht die bei höherer Temperatur auftretende Verringerung der Werte mit einbezogen wird. Neben der Schlagarbeit K und der Kerbschlagarbeit KV wird bei der Auswertung der Kerbschlagbiegeversuche auch die seitliche Breitung SB, Maß für die Einschnürung der Probe vor dem Kerb, als Zähigkeitskennwert herangezogen. Bestimmt werden die gefügeabhängigen Zähigkeiten bei Raumtemperatur sowie die Übergangstemperaturen nach T 1/2 Ü =,5 (Hochlagenwert + Tieflagenwert). Beispiele für die im registrierenden Schlagbiegeversuch an gekerbten und ungekerbten Proben (1 x 1 x 55 mm) aufgenommenen charakteristischen Kraft-Durchbiegungs-Kurven zeigt Abb a) und b). Zur Verdeutlichung des Gefügeeinflusses sind repräsentative Kurven im Bereich der Hochlage angegeben. Mit steigendem Perlitgehalt kommt es zu einem deutlichen Anstieg der Maximalkraft bei gleichzeitiger Verringerung der Durchbiegung.

61 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 54 In Abb c) und d) sind die Kraft-Durchbiegungs-Verläufe für GTS-35-1 für die Hoch- und Tieflage für den gekerbten und ungekerbten Probenzustand gegenübergestellt. Der Verlauf dieser Kraft- Durchbiegungs-Kurven ist in der Hochlage charakteristisch für elastisch-plastisches Werkstoffverhalten, gekennzeichnet durch Verformungsbruch, und linear-elastisches Werkstoffverhalten in der Tieflage mit spaltflächiger Rissausbreitung GTS-65-2 Schlagbiegeversuch T = 8 C 2 15 GTS-65-2 Kerbschlagbiegeversuch T = 8 C Kraft [N] GTS-45-6 GTS-35-1 Kraft [N] 1 5 GTS-45-6 GTS Durchbiegung [mm],,5 1, 1,5 2, 2,5 3, 3,5 4, Durchbiegung [mm] a) b) 25 2 Tieflage T = -196 C Schlagbiegeversuch GTS Tieflage T = -196 C Kerbschlagbiegeversuch GTS-35-1 Kraft [N] Hochlage T = 8 C Kraft [N] 1 5 Hochlage T = 8 C Durchbiegung [mm],,5 1, 1,5 2, 2,5 3, 3,5 4, Durchbiegung [mm] c) d) Abb : Kraft-Durchbiegungs-Kurven für a) Schlagbiegeversuche an GTS für T = 8 C b) Kerbschlagbiegeversuche an GTS für T = 8 C c) Schlagbiegeversuche an GTS-35-1 für T = -196 C und T = 8 C d) Kerbschlagbiegeversuche an GTS-35-1 für T = -196 C und T = 8 C

62 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Kennwerte des Schlagbiegeversuches Die Einzelwerte der Schlagzähigkeit, der Maximalkraft sowie der zugehörigen Durchbiegung f max in Abhängigkeit der Prüftemperatur sind im Anhang in Tabelle A aufgeführt. In Abb sind die K-T-Kurven für die Mittelwerte bei Prüftemperatur dargestellt. Die im Übergangsbereich auftretenden Streuungen sind auf den möglichen Wechsel der Bruchart zurückzuführen. 8 Schlagzähigkeit K [J] GTS-35-1 GTS-45-6 GTS Temperatur [ C] Abb : Schlagzähigkeit K in Abhängigkeit von der Prüftemperatur Anhand der Mittelwertskurven ist der Gefügeeinfluss eindeutig differenzierbar. Mit steigender Festigkeit und Abnahme des Ferritanteils verschiebt sich der Übergangsbereiches zu höheren Temperaturen. In Tabelle sind die Mittelwerte der Schlagzähigkeit, der Maximalkraft sowie der zugehörigen Durchbiegung f max in Abhängigkeit der Prüftemperatur angegeben.

63 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 56 Tabelle 4.2-1: Kennwerte des Schlagbiegeversuches (Mittelwerte) Werkstoff T K F max f max [ C] [J] [N] [mm] , , ,6 GTS , , , , , , , , ,9 GTS , , , , , , , , ,24 GTS , , , , , ,31

64 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Kennwerte des Kerbschlagbiegeversuches Untersuchungen zum Einfluss des Kerbradius bei Variation der Schlaggeschwindigkeit wurden bereits am Werkstoff GGG-4/4AZ (d G = 47 µm, λ = 96 µm und f =,7) durchgeführt [9]. Die Prüfung erfolgte an Kerbschlagbiegeproben (1 x 1 x 55 mm, Kerb- bzw. Risstiefe 2 mm) mit normgerechten U- (Kerbradius r = 1 mm) bzw. V- (Kerbradius r =,25 mm) Kerben, funkenerodierten Schlitzen (r =,5 mm) und Ermüdungsanrissen. Bestimmt wurden die Werte für die Kerbschlagarbeit bis zum Bruch und die an der Bruchfläche gemessene seitliche Breitung. Die im Bereich der Hochlage gemessenen Werte zeigen nur für den U-Kerb einen Einfluss des Kerbradius während die bei den anderen Kerbradien bestimmten Werte praktisch unabhängig von der Kerbform sind. Als Ursache hierfür kann die bei der duktilen ferritischen Matrix sich ausbildende große plastische Zone angeführt werden. Nach [77] ist erst im unteren Übergangsbereich bzw. in der Tieflage des temperaturabhängigen Verlaufes der Kennwerte ein deutlicher Einfluss des Kerbradius zu erwarten. Die Abhängigkeit von der Schlaggeschwindigkeit wird von der seitlichen Breitung ausgewiesen. Die Ergebnisse der Kerbschlagbiegeversuche an schwarzem Temperguss, die Einzelwerte der Kerbschlagzähigkeit, der seitlichen Breitung, der Maximalkraft sowie der zugehörigen Durchbiegung sind im Anhang in Tabelle A aufgeführt. In Abb und sind die KV-T bzw. SB-T-Kurven für die Mittelwerte bei Prüftemperatur graphisch dargestellt. In Tabelle sind die Mittelwerte der Kerbschlagzähigkeit, der seitlichen Breitung, der Maximalkraft sowie der zugehörigen Durchbiegung bei Prüftemperatur angegeben.

65 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Kerbschlagzähigkeit KV [J] GTS-35-1 GTS-45-6 GTS Prüftemperatur [ C] Abb : Kerbschlagarbeit in Abhängigkeit von der Prüftemperatur Seitlichliche Breitung SB [mm],5,4,3,2,1 GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2, Prüftemperatur [ C] Abb : Seitliche Breitung in Abhängigkeit von der Prüftemperatur

66 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 59 Tabelle 4.2-2: Kennwerte des Kerbschlagbiegeversuches Werkstoff T KV SB F max f max [ C] [J] [mm] [N] [mm] , , , ,19-1 7, ,33-8 9, ,47 GTS ,2 1358,36-4 1, ,37 11, , , ,5 8 12,4 9877,4 2 12,4 9157, , , , ,32-8 4, ,4 GTS , ,33-4 9, , , ,4 12, , ,3 1328, ,3 172,5 2 11,3 1416, , , , ,13 GTS ,1 2786, ,37 8 7, , ,1 1334,41 2 1, , ,2 1319,49

67 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 6 Tabelle 4.2-3: Kennwerte des Schlagbiege- und Kerbschlagbiegeversuches Werkstoff Schlagbiegeversuch Kerbschlagbiegeversuch K RT T Ü 1/2 K KV RT SB RT T Ü 1/2 KV T Ü 1/2 SB [J] [ C] [J] [mm] [ C] [ C] GTS , GTS , GTS , Die aus dem temperaturabhängigen Verlauf der Kennwerte definierten Zähigkeiten für den Bereich der Hochlage (RT) bzw. Übergangstemperaturen sind in Tabelle zusammengestellt und weisen erwartungsgemäß eine steigende Sprödbruchempfindlichkeit mit steigendem Perlitanteil auf. Dabei liefern die T 1/2SB Ü Werte eine deutlich konservativere Werkstoffbewertung. Für alle drei GTS- Werkstoffe konnte im Bereich der Übergangstemperatur im REM nachgewiesen werden, dass die für den Mischbruch charakteristischen Anteile an Spalt- und Verformungsbruch vorliegen (Abb bis 4.2-9). Die Bewertung der Zähigkeit erfolgt gegenwärtig für GTS nahezu ausschließlich über die Temperaturabhängigkeit der Schlagzähigkeit bzw. über die K-Werte bei RT [13] [23]. In [13] wird für GTS mit unterschiedlichem, nicht genauer bezeichneten, Perlitgehalt für die Schlagzähigkeit ein Bereich von 3 bis 1 J bei Raumtemperatur angegeben. Unter Berücksichtigung, dass diese Angaben für Proben mit Gusshaut gelten, ordnen sich die an der untersuchten Werkstoffgruppe an allseitig bearbeiteten Proben ermittelten Werte ein. Die Einordnung der an GTS aufgenommenen K- bzw. KV-T-Kurven in die Streubänder nach [23] erfolgen in Abb und Die abgebildeten Streubänder ergeben sich aus unterschiedlichen Perlitgehalten, ohne nähere Angaben zu den Sorten. Der Probenzustand war ebenfalls unbearbeitet mit mechanischer Entfernung des seitlichen Anschnittes. Die untersuchten GTS-Werkstoffe liegen oberhalb des Streubandes der K-T-Kurve, wobei das Streuband des GTS von 75 bis 15 C ohne Angabe der Werkstoffe dargestellt wird. Das Streuband der Kerbschlagarbeit für GTS wurde im Temperaturbereich von 75 bis 15 C mit DVM-Proben ermittelt und schließt die eigenen an ISO-V-Proben aufgenommnen Mittelwertskurven des ferritischen GTS-35-1 und des perlitisch-ferritischen GTS-45-6 ein.

68 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 61 Abb : Mikrofraktografische Bruchflächenanalyse KSBV/ GTS-35-1 (T = -8 C; Probe 35/12/5) Abb : Mikrofraktografische Bruchflächenanalyse KSBV/ GTS-45-6 (T = -4 C; Probe 45/113/4) Abb : Mikrofraktografische Bruchflächenanalyse KSBV/ GTS-65-2 (T = 8 C; Probe 65/3/3)

69 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Schlagzähigkeit K [J] GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Streuband nach [23] Temperatur [ C] Abb : Einordnung der am GTS ermittelten Schlagzähigkeitswerte in das Streuband nach [23] 2 18 Kerbschlagzähigkeit KV [J] GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Streuband nach [23] Prüftemperatur [ C] Abb : Einordnung der am GTS ermittelten Kerbschlagzähigkeitswerte in das Streuband nach [23]

70 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 63 Bei der Bewertung der Zähigkeit mit Hilfe der Schlagbiegezähigkeit wird die für den praktischen Einsatz unbedingt zu beachtende Spannungsversprödung infolge Kerbwirkung nicht beachtet. Mit dem jetzt auch bei Gusseisenwerkstoffen erfolgten Übergang von der DVM-Probe zur ISO-V-Probe muss die Kerbradienabhängigkeit der Kennwerte beachtet werden [9]. Der Vergleich der Versuchsergebnisse soll beispielhaft anhand der ferritischen Tempergusssorte GTS-35-1 geführt werden und ist hinsichtlich der Zusammenhänge auf GTS-45-6 und GTS-65-2 übertragbar. Die in Abb gezeigten Kraft-Durchbiegungs-Verläufe weisen aus, dass durch das Vorhandensein eines Kerbs als Ausgangspunkt der Rissinitiierung das Zähigkeitsverhalten maßgeblich beeinflusst wird. 14 GTS Ungekerbte Probe T = 8 C Kraft [N] ISO-V-Kerb T = 8 C Durchbiegung [mm] Abb Kraft-Durchbiegungs-Kurven für GTS-35-1 an gekerbten und ungekerbten Proben Aus der Darstellung der Schlag- bzw. Kerbschlagarbeit in Abhängigkeit von der Prüftemperatur (Abb ) ist ersichtlich, dass sich die KV-T-Kurven auf einem wesentlich niedrigeren Zähigkeitsniveau befinden und die Streuung der Einzelwerte bei Verwendung ungekerbter Proben ausgeprägter ist. Aus der vergleichenden Gegenüberstellung der Kennwerte folgt, in Übereinstimmung mit den in [23] hierzu mitgeteilten Ergebnissen, dass die Zähigkeitskennwerte und Übergangstemperaturen der GTS- Werkstoffe deutlich abgesenkt werden (Abb ), wenn die Spannungsversprödung der Kerbwirkung berücksichtigt wird. Aus Tabelle wird weiter deutlich, dass die Kennwerte des Kerbschlagbiegeversuchs den Einfluss des Gefüges signifikanter differenzieren als beim Schlagbiegeversuch.

71 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 64 Schlagzähigkeit K; Kerbschlagzähigkeit KV [J] 8 GTS Schlagzähigkeit Kerbschlagzähigkeit Temperatur [ C] Abb : Gegenüberstellung der K-T- und KV-T-Kurve für GTS-35-1 Die Einbeziehung von Zähigkeitskennwerten für Tempergusswerkstoffe wird erstmals in ISO/DIS 5922 Malleable cast iron [78][79] praktiziert. Der Vergleich der hier ermittelten Mittelwerte der Kennwerte mit den dort angegeben Richtwerten zeigt Abb a) und b) ± 2 11 ± 2 1 K [J] ISO K ISO K ISO K 8 ± GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Abb a)

72 4 Mechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 65 KV [J] ISO KV 13 ISO KV 12 kein Richtwert angegeben GTS-35-1 GTS-45-6 GTS Abb b) Abb : Schlagzähigkeit K (a) und Kerbschlagzähigkeit KV (b) der Versuchswerkstoffe im Vergleich zu den Gewährleistungskennwerten (Mindestwerte) nach ISO/DIS 5922 [78] Während die Kennwerte des Zugversuchs die in DIN EN 1562 [52] geforderten Mindestwerte erfüllen, trifft das für die Schlagbiegezähigkeit nicht zu. Die Schlagzähigkeitswerte der hier untersuchten, aus Gussplatten herausgearbeiteten Proben, liegen deutlich niedriger als die in [78] angegebenen Richtwerten für getrennt gegossene unbearbeitete Proben (1 x 1 x 55 mm). Als Ursache dafür werden die unterschiedlichen Abkühlungsbedingungen in der Platte im Vergleich zum getrennt gegossenen Probestab mit einem Durchmesser von 12 mm angesehen. Durch die vergleichsweise schnellere Abkühlung weisen die Probestäbe ein feineres Gefüge auf als die Platten, wobei die Dicke der verwendeten Platten über die Dicke üblicher GTS-Teile hinausgeht. In [8] wird ebenfalls für getrennt gegossene unbearbeitete Proben (1 x 1 x 55 mm) aus GTS 35 ein Richtwert von ca. 1 J angegeben. Der in [39] bzw. [81] angegebene Wert für GTS-35-1 von ca. 57 J bei RT wurde an DVM-Proben (1 x 1 x 55 mm) bestimmt, die aus einer Gussplatte (1 x 3 x 12 mm) herausgearbeitet wurden und entspricht den eigenen Untersuchungsergebnissen an herausgearbeiteten Proben aus gegossenen Platten mit Dicken von 15 bis 23 mm. In [13] bzw. [23] wird für die Schlagzähigkeit von GTS (ohne nähere Angaben der untersuchten Sorten) ein Streuband mit Werten von ca. 3 bis 4 J bei RT angegeben. Dieses Streuband wurde mit getrennt gegossenen Proben (1 x 1 x 58 mm) aufgenommen (siehe Abb ), liegt aber unterhalb der eigenen für schwarzen Temperguss ermittelten Werte. Damit wird der Einfluss der Probennahme nachgewiesen und dass bei gleichen Tempergusssorten, das unmittelbar im beanspruchten Probenvolumen vorliegende Gefüge entscheidend für die Bestimmung der Schlagbiegezähigkeit ist. Bei den Kerbschlagzähigkeitswerten ist dieser Einfluss nicht vorhanden. Sowohl an getrennt gegossenen V-Kerb-Proben nach EN (1 x 1 x 55 mm; R =,25 mm) in [78], DVM-Proben (1 x 1 x 55 mm; R = 1 mm) in [13] bzw. [23] (siehe Abb ) als auch an herausgearbeiteten DVM-Proben (1 x 1 x 55 mm; R = 1 mm) in [39] bzw. [81] und den eigenen ISO-V-Proben (R =,25 mm) wurden nahezu gleiche Werte für die Kerbschlagzähigkeit für GTS-35-1 bei RT von 12 bis 15 J ermittelt. In [82] werden für GTS-35-1 bei RT an Proben mit Charpy-V-Kerb (R =,25 mm) 16 J ermittelt und in [83] für Proben mit DVM-Kerb (R = 1 mm) 13 J, ohne nähere Angaben zur Probennahme.

73 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 66 5 Bruchmechanische Kennwerte 5.1 Kennwerte bei statischer Beanspruchung Versuchsmethodik Die Aufnahme statischer Risswiderstandskurven auf der Grundlage des CTOD- und J-Integral- Konzeptes erfolgte durchbiegungsgeregelt nach der Compliance-Methode an 2%-seitengekerbten SENB-Proben (1 x 2 x 1 mm) gemäß ESIS P2-92 [84] und der darin festgelegten Definition physikalischer und technischer Rissinitiierungswerte. Die Versuche wurden an dem servo-hydraulischen Prüfsystem MTS 88 mit 1 kn Maximalkraft durchgeführt. Den Versuchsaufbau der 4-Punkt-Biegevorrichtung zeigen Abb und 5.1-2, der Aufbau des Messplatzes zur Aufnahme von statischen Risswiderstandskurven ist in Abb dargestellt. Hierbei beträgt der Auflagerabstand 8 mm und der Abstand der Druckrollen 2 mm. Die Probe hängt während des Versuches in einem Hilfsrahmen, der eine direkte Messung der Durchbiegung des Probenligaments in Kraftwirkungsrichtung, unabhängig von der Steifigkeit der Versuchseinrichtung, erlaubt (siehe Abb.5.1-2). Die Messung der Kerbaufweitung erfolgt mit einem COD-Clip-Gage über die am Kerb angebrachten Messschneiden. Mit Hilfe einer an die Probenform angepassten Kühlfalle konnte eine Ligamentkühlung für die Versuche bei abgesenkten Temperaturen bis 4 C vorgenommen werden. Dabei wird über ein Nadelventil kontrolliert verdampfter Stickstoff in die Kühlfalle geleitet. Über ein durch Punktschweißen in der Nähe des Kerbgrundes angebrachtes Thermoelement wird die Temperatur gemessen und auf einem Digitalthermometer angezeigt. Der Versuchsstart beginnt erst nach dem Temperaturausgleich der Probe. 1 Druckstempel 2 Auflager 3 Ausgleichsgewicht 4 Durchbiegungswegaufnehmer 5 Hilfsrahmen zur Montage von 4 6 Haltebügel 7 Messschneiden für Kerbaufweitungsaufnehmer 8 Auflagerrollen 9 Auflagerklötzchen Abb : Instrumentierung der SENB-Proben unter 4-Punkt-Biegebeanspruchung mit Durchbiegungs- und Kerbaufweitungsmessung

74 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 67 Abb : Hilfsrahmen zur Instrumentierung der SENB-Probe Servohydraulische Prüfmaschine MTS 88 Computer J/δ R-Kurve a Drucker/Plotter Diskette N 2 Flüss. C Digitalthermometer Zusatzmodul für Tieftemperaturversuche Abb : Schematische Darstellung des Messplatzes zur Aufnahme von Risswiderstandskurven

75 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung Definition der Kennwerte Die experimentelle Ermittlung bruchmechanischer Kennwerte bei statischer Beanspruchung erfolgte unter Zugrundelegung eines elastisch-plastischen Werkstoffverhaltens nach fließbruchmechanischen Konzepten. Die Beanspruchungsparameter J bzw. δ werden aus den Messgrößen Kraft F, Durchbiegung f und Kerbaufweitung v berechnet. J-Integral-Konzept Die experimentelle Ermittlung des J-Integrals aus Kraft-Kraftangriffspunkt-Verschiebungs-Kurven erfolgt für biegebeanspruchte SENB-Proben nach 2 U J = (5.1-1) B (W a ) wobei die energetische Interpretation die Änderung der potentiellen Energie U vor der Rissspitze bezogen auf die sich bildende Rissverlängerung a beschreibt. Das J-Integral setzt sich aus einem elastischen und einem plastischen Anteil der Formänderungsenergie zusammen. J 2 K Ι 2 = (1 ν E ) + 2U pl B (W a ) (5.1-2) Die Korrelation zum K-Konzept ist für den ebenen Dehnungszustand über J 2 K Ι 2 = G = (1 ν ) (5.1-3) E und für den ebenen Spannungszustand über J 2 K Ι = G =. (5.1-4) E gegeben. CTOD-Konzept Das Konzept der kritischen Rissspitzenöffnungsverschiebung geht von der Annahme aus, dass bei elastisch-plastischem Werkstoffverhalten der Bruchvorgang von der plastischen Verformung an der Rissspitze kontrolliert und durch die Rissspitzenöffnung δ als Rissfeldparameter beschrieben wird. Der Rissspitzenöffnungswert setzt sich gemäß Gl aus einem elastischen und einem plastischen Anteil zusammen.

76 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 69 δ = 2 Ι 2 K (1 ν ) 2 E R p,2 +,4 (W a (,4 W +,6 a ) + z ) V pl (5.1-5) mit F s a K Ι = f (5.1-6) B W W W Für elastisch-plastisches Werkstoffverhalten besteht zum CTOD-Konzept der Zusammenhang δ σ J = F (5.1-7) dn mit Rm + Rp, 2 σ F = (5.1-8) 2 und d n =,5 für den ebenen Dehnungszustand, wobei der Faktor d n vom Verfestigungsexponenten und dem Spannungszustand abhängig ist. Aus dieser Korrelation geht hervor, dass J-Integral und Rissspitzenverschiebung CTOD gleichberechtigte Parameter zur Charakterisierung der Rissspitzenbeanspruchung sind. Definition von Risswiderstandskurven und Kennwerten des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes Die Risswiderstandskurve der Fliessbruchmechanik stellt den Zusammenhang zwischen dem bruchmechanischen Beanspruchungsparameter J bzw. δ und dem stabilen Rissfortschritt a her und erfasst den gesamten Bereich der duktilen Schädigung mit den Stadien Rissabstumpfung, Risseinleitung und stabiler Rissfortschritt. Die Kurvenanpassung erfolgt nach ( a B ) C J = A + (5.1-9) bzw. ( a + B ) C δ = A (5.1-1) Der lineare Anstiegsbereich kann durch die Rissabstumpfungsgerade (Blunting Line) gemäß ESIS P2-92 [84] mit J a =,4 d * n (5.1-11) E

77 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 7 bzw. R a =,8 d * p,2 n δ (5.1-12) E oder in einfacherer Form nach ISO-Normentwurf [85] mit J = 3,75 Rm a (5.1-13) bzw. R δ = 1,87 m a (5.1-14) Rp,2 beschrieben werden und kennzeichnet die Vorgänge an der Ermüdungsanrissspitze vor Beginn des stabilen Risswachstums. Der Faktor d n * ist ein vom Verfestigungsexponenten abhängiger Wert. Der Bereich des stabilen Risswachstums im weiteren Verlauf der R-Kurve wird hier mit dem erweiterten Potenzansatz (Gl und 5.1-1) approximiert. Der Werkstoffwiderstand gegen stabile Rissausbreitung wird durch den T-Modul quantifiziert und erfolgt über die Bestimmung eines Sekantenmoduls in einem definierten Bereich von,2 bis 1 mm stabiler Rissausbreitung gemäß bzw. T J,2 1 J E = (5.1-15) a σ 2 F T δ = E δ,2 1 (5.1-16) a σ F Abb zeigt eine schematische Darstellung zur Definitionen fließbruchmechanischer Kennwerte. Physikalische Rissinitiierungskennwerte: J i/bl ; δ i/bl J i/szbc ; δ i/szbc ermittelt im Schnittpunkt der R-Kurve mit der Blunting Line nach ESIS P2-92 bzw. ISO-Normentwurf J-Integral- bzw. CTOD-Wert bei a = kritische Stretch-Zonenbreite SZB C Technische Rissinitiierungskennwerte: J,2 ; δ,2 J-Integral- bzw. CTOD-Wert bei a =,2 mm

78 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 71 F 2 F 2 f V T δ,2-1 ; T J,2-1 δ ; J δ ; J Rißabstumpfungsgerade Kraft F V F N (V) = V / F N (f) = f / F δ,2 ; J,2 δ i/bl δ,2 ; J; i/bl J,2 δ BL BL i ; J i δ R bzw. J R - Kurve N C a(c) a Kerbaufweitung V ; V,2 a [mm] 1 Durchbiegung f Abb : Kennwertermittlung und Definition der Kennwerte nach dem CTOD- und J-Integral- Konzept Die Bestimmung des physikalischen Initiierungswertes J i/szbc setzt die experimentelle Bestimmung der kritischen Stretchzonenbreite voraus. Die Stretchzone ist das mikrofraktographische Merkmal des duktilen Bruchs [86]. Sie entsteht durch Abstumpfen der Rissspitze und umfasst den stark verformten Bereich zwischen dem ursprünglichen Anriss und der durch die Rissausbreitung entstandenen Bruchfläche. Die Zonen der Bruchfläche sind in den Abb bis dargestellt und rasterelekronischenmikroskopischen Aufnahmen zugeordnet. Aus vorangegangenen umfangreichen mikrofraktographischen Bruchflächenanalysen [4] [6] war bekannt, dass die exakte Bestimmung der Stretchzonenabmessungen an Gusseisen mit globularer Graphitausbildung schwierig ist. Die in der duktilen ferritischen Matrix eingelagerten Graphitteilchen bewirken lokale Dehnungsbehinderungen, in deren Ergebnis die Stretchzone eine zum Teil terrassen- bzw. stufenförmige Ausbildung aufweist [3] und sich über die Probendicke ungleichmäßig ausbildet. Da aus diesem Grund eine exakte Bestimmung der Stretchzonenparameter mittels REM nur mit erhöhtem Aufwand möglich ist, erfolgten hier die Messungen der kritischen Stretchzonenbreite SZB c und höhe SZH c an allen drei Tempergusssorten mittels eines laseroptischen Längenund Profilmesssystems (Abb ).

79 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 72 Ermüdungsriss Übergang Ermüdungsanriss- Stabile Rissausbreitung Stabile Rissausbreitung Gewaltbruch Abb : Mikrofraktographische Bruchflächenanalyse an GTS-35-1

80 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 73 Ermüdungsriss Übergang Ermüdungsanriss- Stabile Rissausbreitung Stabile Rissausbreitung Gewaltbruch Abb : Mikrofraktographische Bruchflächenanalyse an GTS-45-6

81 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 74 Ermüdungsriss Übergang Ermüdungsanriss- Stabile Rissausbreitung Stabile Rissausbreitung Gewaltbruch Abb : Mikrofraktographische Bruchflächenanalyse an GTS-65-2

82 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 75 Bei der laseroptischen Messung wird das Licht einer Laserdiode auf die Bruchfläche fokussiert und Abstandsänderungen werden über die Verschiebung der beweglich aufgehängten Objektivlinse des Sensors als Höhenmesswert registriert. Da bei Gusseisenwerkstoffen, im Gegensatz zu Stählen, die Ermüdungsbruchfläche durch eine erhöhte Rauheit infolge der Gefügeheterogenität gekennzeichnet ist und somit die Festlegung des Beginns des Stretchens erschwert wird, ist der Ausgangspunkt der Messungen der mechanische Kerb. Die Technologie der laseroptischen Stretchzonenmessung mittels UBM-Mikrofokus-System [6] lässt sich zusammenfassend wie folgt darstellen : - Bedampfung der Bruchfläche mit Gold zur Verbesserung der Reflexionseigenschaften - Abtaststrecke in x-richtung (Probenbreite): 3,5 mm mit Auflösung: 1 Punkte/mm - Abtaststrecke in y-richtung (Probendicke): 7, mm mit Auflösung: 1 Profile/mm - Computergestützte Auswertung der Daten - Ausmessen von Stretchzonenbreite und höhe an 71 Einzelprofilen je Probe Die zweidimensionale Verknüpfung der Messwerte führt zu Profilschnitten durch die Bruchflächen, an denen Stretchzonenhöhe und breite in einem Arbeitsgang ausgemessen werden. Durch die Verknüpfung der einzelnen Profilschnitte miteinander erhält man ein dreidimensionales Bild der Bruchfläche (Bild 5.1-9).

83 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 76 1 Laserdiode 2 Prisma mit Teilerspiegel 3 Fotodioden 4 Teilerspiegel 5 Kollimstorlinse 6 Federsystem Sensor 7 Tubus 8 Objektiv 9 Lichtschrankenmesssystem 1 Messobjekt 11 Mikroskop mit Beleuchtung 12 CCD-Kamera 13 Steuer- und Auswerte PC 14 X-Y-Tisch a) b) c) Abb : Aufbau des laserinstrumentierten Längen- und Profilmesssystems a) Schematisch b) Messplatz mit Steuer- und Auswerte PC c) Längen- und Profilmesssystems der Fa. UBM beim Vermessen einer Bruchfläche

84 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 77 a) b) c) Mechanischer Ermüdungsanriss SZB C Stabile Rissausbreitung Kerb SZH C d) Abb : Aufnahmen an einer SENB-Probe aus ferritischem GTS-35-1 a) REM-Aufnahme des Überganges Ermüdungsanriss stabile Rissausbreitung b) REM-Aufnahme der Stretchzone (Detail) c) Bruchflächentopographie (3d-Darstellung) d) 2d-Profilschnitt

85 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes von schwarzem Temperguss Die bei statischer Beanspruchung ermittelten J R - bzw. δ R Kurven (Einzel- und Mittelwertskurven) einschließlich der Kurvenparameter zur analytischen Beschreibung der R-Kurven sowie Rissinitiierungs- und Rissausbreitungswiderstandskennwerte der untersuchten Gusseisenwerkstoffe sind für RT und T = -4 C im Anhang (Tabelle A bis und Abb. A bis 5.1-1) zusammengefasst. Die an den Versuchswerkstoffen ermittelten Stretchzonenwerte sowie deren Standardabweichungen sind in Tabelle gegenübergestellt. Über die Mittelwerte der Stretchzonenbreite wurde der Kennwert für die Rissinitiierung J i/szbc bzw. δ i/szbc bestimmt. Tabelle 5.1-1: Stretchzonenwerte von GTS bei statischer Beanspruchung RT C -4 C Werkstoff SZB c SZH c SZB c SZH c SZB c SZH c GTS ± 1 55 ± 24 nicht geprüft 28 ± 11 7 ± 31 GTS ± ± 34 nicht geprüft 27 ± ± 23 GTS ± ± ± ± ± ± 16 Aus dem Verlauf der R-Kurven in Abb bis wird deutlich, dass mit zunehmendem Perlitanteil der Risseinleitung- und Rissausbreitungswiderstand abnimmt. Beachtenswert ist, dass auch der perlitische GTS-65-2 über eine stabile Rissausbreitung bis zum Bruch versagt. Weiterhin ist ersichtlich, dass die Risswiderstandskurven des CTOD-Konzeptes den Einfluss des Grundgefüges deutlicher differenzieren als die entsprechenden J R -Kurven. Die Ursache kann in der direkten Korrelation des lokal vor der Rissspitze vorliegende Gefüges mit der Rissspitzenaufweitung gesehen werden, während im Vergleich dazu das J-Integral über ein bestimmtes Probenvolumen integriert. Weiterhin werden bei der Berechnung der elastischen Anteile der δ-kennwerte der E-Modul und der R p,2 -Wert berücksichtigt, die wiederum gefügeabhängig sind. Auf ähnliche Zusammenhänge bei Stahl und anderen Gusseisen finden sich Hinweise in [6].

86 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 79 8 GTS-35-1 J-Integral [kj/m²] Gewaltbruch Stabile Rissausbreitung Ermüdungs- GTS-45-6 GTS-65-2,2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum a [mm] Abb : Statische J R Kurven von schwarzem Temperguss bei RT CTOD GTS-35-1 GTS ,2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum a [mm] GTS-65-2 Abb : Statische δ R Kurven von schwarzem Temperguss bei RT

87 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 8 8 GTS-35-1 J-Integral [kj/m²] GTS-45-6,2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum a [mm] Abb : Statische J R Kurven von schwarzem Temperguss bei 4 C 15 CTOD GTS-35-1 GTS-45-6,2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum a [mm] Abb : Statische δ R Kurven von schwarzem Temperguss bei 4 C

88 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 81 Aus dem Vergleich der unterschiedlich definierten physikalischen Rissinitiierungswerte folgt, dass sich diese für die einzelnen Werkstoffe nur geringfügig unterscheiden (siehe Tabelle und Abb bis ). Tabelle 5.1-2: Fließbruchmechanische Kennwerte für GTS-Werkstoffe bei RT und 4 C Werkstoff Raumtemperatur -4 C J-Integral- Konzept J i/bl ESIS [kj/m²] J i/bl ISO [kj/m²] J i/szbc [kj/m²] J,2 [kj/m²] T J,2-1 J i/bl ESIS [kj/m²] J i/bl ISO [kj/m²] J i/szbc [kj/m²] J,2 [kj/m²] GTS GTS GTS Keine gültige R-Kurve T J,2-1 CTOD- δ i/bl δ i/bl δ i/szbc δ,2 T δ,2-1 δ i/bl δ i/bl δ i/szbc δ,2 T δ,2-1 Konzept ESIS ISO ESIS ISO GTS GTS GTS Keine gültige R-Kurve 4 1 J-Integral [kj/m 2 ] CTOD CTODi/BL ESIS CTODi/BL ISO CTOD i/szb J i/bl J i/bl J i/szb CTODi/BL CTODi/BL CTOD i/szb ESIS ISO δ i/bl δ i/bl δ i/szb Abb : Vergleichende Gegenüberstellung der unterschiedlich ermittelten J i - und δ i -Werte bei RT am Beispiel des GTS-35-1 Hieraus folgt, wie schon im Ergebnis der Untersuchungen an GGG-4 [4][6] festgestellt wurde, dass auch bei GTS die aufwendige Bestimmung der J i - und δ i -Werte über die kritische Stretchzonenbreite durch die analytische Bestimmung des Verlaufes der Blunting Line ersetzt werden kann, wobei die praktikable Lösung nach ISO-Normentwurf [85] angewendet werden kann.

89 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung J i/bl J i/szb J-Integral [kj/m²] J,2 T J, GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Abb : Kennwerte des J-Integral-Konzeptes von GTS-Werkstoffen bei RT δ i/bl δ i/szb CTOD δ,2 T δ, GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Abb : Kennwerte des CTOD-Konzept von GTS-Werkstoffen bei RT

90 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung J i/bl J i/szb J-Integral [kj/m²] J,2 T J,2-1 GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Abb : Kennwerte des J-Integral-Konzeptes von GTS-Werkstoffen bei 4 C 1 δ i/bl 8 61 δ i/szb CTOD δ,2 T δ,2-1 GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 Abb : Kennwerte des CTOD-Konzept von GTS-Werkstoffen bei 4 C

91 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 84 Daraus ergibt sich, dass bei den untersuchten GTS-Werkstoffen mit deutlich zunehmender Festigkeit, d.h. dem Übergang von ferritischem zu perlitischem Grundgefüge, eine signifikante Abnahme des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes zu verzeichnen ist. Der ferritischperlitische GTS-45-6 ordnet sich tendenziell zwischen GTS-35-1 und GTS-65-2 ein. Beachtenswert ist, dass der perlitische GTS-65-2 bei Raumtemperatur über eine stabile Rissausbreitung bis zum Bruch versagt. Die Ursache hierfür ist die Einformung der Zementitlamellen im Perlit infolge der Wärmebehandlung (körniger Perlit). Aus Tabelle und den Abb , , und folgt weiter, dass neben dem Grundgefüge auch der Einfluss tiefer Umgebungstemperaturen hinsichtlich der Sprödbruchempfindlichkeit von GTS unbedingt zu beachten ist, wie aus der deutlichen Abnahme der J i - und T- Werte erkennbar ist. Liegt, wie zum Beispiel bei GGG-6, der Zementit im Perlit lamellar vor, wird das Werkstoffversagen durch eine überwiegend spaltflächige stabile Rissausbreitung bis zum Auftreten des pop-in - Effektes, d.h. einer lokal begrenzten instabilen Rissausbreitung, eingeleitet, der bei weiterer Belastung Sprödbruch durch instabile Rissausbreitung folgt [8]. Das linear-elastische Werkstoffverhalten des GTS-65-2 bei 4 C bedingt eine Auswertung nach dem K-Konzept (Tabelle 5.1-3), wobei der K Ic -Wert von 25 MPa m bei 4 C das Kriterium bezüglich der für die Bauteilübertragbarkeit erforderlichen Probendicke B mit B = 7,7 mm gemäß Gl. (5.1-17) erfüllt. B 2 KIc 2,5. (5.1-17) Rp,2 Tabelle 5.1-3: Bruchmechanische Kennwerte für GTS-65-2 in Abhängigkeit von der Temperatur Temperatur T = -4 C T = C T = 2 C Kennwert K Ic = 25 MPa m K Q = 35 MPa m K Ji/BL = 45 MPa m Aus den nur an GTS-65-2 durchgeführten Messungen bei C folgt, dass der bestimmte Wert diese Bedingung nicht erfüllt und deshalb als probendickenabhängiger K Q -Wert ausgewiesen werden muss. Die auch über das K-Konzept darstellbare Temperaturabhängigkeit der bruchmechanischen Kennwerte für GTS-65-2 erfolgte über die Umrechnung des bei 2 C bestimmten Rissintiierungswertes J i/bl in einen K-Wert nach Gl. (5.1-18). K Ji / BL E Ji / BL = (5.1-18) 2 1 ν Damit ist gemäß Tabelle die Bewertung der Temperaturabhängigkeit auch über das K- Konzept möglich.

92 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung Vergleichende Bewertung des statischen Risswiderstandsverhaltens von schwarzem Temperguss mit anderen Gusseisenwerkstoffen Die Ergebnisse zum Risseinleitungs- und Rissausbreitungsverhalten von schwarzem Temperguss mit ferritischer, ferritisch-perlitischer und perlitischer Matrix gestatten einen direkten Vergleich mit vorliegenden Ergebnissen an ferritischen Gusseisenwerkstoffen mit globularer und vermicularer Graphitausbildung (GGG-4, GGV-3) sowie mit einem perlitischem Gusseisenwerkstoff mit globularer Graphitausbildung (GGG-6). Die bei statischer Beanspruchung vor der Rissspitze im Bereich der plastischen Zone ablaufenden Schädigungsprozesse bestimmen den unterschiedlichen Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstand und wurden im Rahmen von in-situ -Zugversuchen im REM analysiert. Der Aufbau der Zugvorrichtung und die Probenform sowie abmessung sind aus Abb und ersichtlich. Getriebe Motor Wegmessung Abb : Schematischer Aufbau der REM in-situ - Zugvorrichtung 28 O 4 R dick Abb : a) REM in-situ Zugprobe

93 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 86 Abb : b) Lage der in-situ Zugprobe in der vorermüdeten Kerbschlagbiegeprobe Die Fertigung der in-situ -Zugproben erfolgte aus vorermüdeten Kerbschlagbiegproben (1 x 1 x 55 mm) mit ISO-V-Kerb (Abb b). Die für die GTS-Werkstoffe aufgenommenen Kraft-Weg-Kurven (Bild bis ) beschreiben in Verbindung mit den zu unterschiedlichen Belastungen aufgenommenen REM-Bildern die vor der Rissspitze ablaufenden Schädigungsmechanismen, die sich wie folgt charakterisieren lassen: - Intensive Rissspitzenöffnung des Ermüdungsrisses und Brechen der Temperkohleteilchen im Bereich der plastischen Zone - Aufweitung der durch Bruch der Temperkohleteilchen entstandenen Mikrorisse ohne stabile Rissausbreitung - Bildung von Sekundärrissen, insbesondere im GTS Wachsen der Mikrorisse in Richtung Hauptriss und Beginn der stabilen Rissausbreitung Die dargestellten Schädigungsmechanismen bestimmen den Verlauf der Risswiderstandskurve, die das makroskopische Rissausbreitungsverhalten charakterisieren, und sind die Basis für die vergleichende Einordnung der untersuchten GTS-Werkstoffe in das Risswiderstandsverhalten von Gusseisenwerkstoffen mit globularer und vermicularer Graphitausbildung. Die vergleichende Gegenüberstellung der J R - bzw. δ R -Kurven ferritischer Gusseisenwerkstoffe zeigen Abb und Die zugehörigen bruchmechanischen Kennwerte sind in Tabelle zusammengestellt.

94 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 87 P1: F = 4 N P2: F = 56 N P3: F = 62 N 8 6 P2 P3 GTS-35-1 REM in-situ-zugversuch Probe mit Ermüdungsanriß Oberfläche ungeätzt Kraft [N] 4 P1 P4 2 P5 P6,5,1,15,2,25,3,35,4,45 Verlängerung [mm -1 ] P4: F = 35 N P5: F = 23 N P6: F = 15 N Abb : REM in-situ - Zugversuch an GTS-35-1

95 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 88 P1: F = 96 N P2: F = 11 N P2: F = 11 N Kraft in N P1 P2 P3 GTS-45-6 REM in-situ-zugversuch Probe mit Ermüdungsanriß Oberfläche ungeätzt P4 2,5,1,15,2,25,3,35 Verlängerung [mm _1 ] P3: F = 95 N P3: F = 95 N P4: F = 55 N Abb : REM in-situ - Zugversuch an GTS-45-6

96 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 89 P1: F = 115 N P2: F = 125 N P3: F = 175 N 25 2 P3 P4 Kraft in N P1 P2 GTS-65-2 REM in-situ-zugversuch Probe mit Ermüdungsanriß Oberfläche ungeätzt,5,1,15,2,25 P5 Verlängerung [mm _1 ] P4: F = 21 N P4: F = 21 N P5: F = 1 N Abb : REM in-situ - Zugversuch an GTS-65-2

97 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 9 J-Integral [kj/m²] GGG-4 GTS-35-1 GGG-4 GGV-3,2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum a [mm] GGG-4 V v = 12 % λ = 96 µm d G = 47 µm f =,7 GTS-35-1 V v = 9,9 % λ = 21 µm d G = 9 µm f =,54 GGG-4 V v = 11,4 % λ = 51 µm d G = 22 µm f =,85 GGV-3 V v = 13 % λ = 37 µm d G = 12 µm f =,32 Abb : Statische J R Kurven von GTS-35-1, GGG-4 und GGV-3 bei RT 3 25 GGG-4 GGG-4 V v = 12 % λ = 96 µm d G = 47 µm f =,7 CTOD GTS-35-1 GGG-4 GGV-3 GTS-35-1 V v = 9,9 % λ = 21 µm d G = 9 µm f =,54 GGG-4 V v = 11,4 % λ = 51 µm d G = 22 µm f =,85,2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum a [mm] GGV-3 V v = 13 % λ = 37 µm d G = 12 µm f =,32 Abb : Statische δ R Kurven von GTS-35-1, GGG-4 und GGV-3 bei RT

98 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 91 Tabelle 5.1-4: Bruchmechanische Kennwerte für ferritische Gusseisenwerkstoffe Werkstoff Raumtemperatur -4 C J-Integral- J i/bl J i/szbc J,2 T J,2-1 J i/bl J i/szbc J,2 T J,2-1 Konzept [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] GGG-4/3AZ GTS GGG-4/1AZ GGV Keine gültige R-Kurve CTOD- δ i/bl δ i/szbc δ,2 T δ,2-1 δ i/bl δ i/szbc δ,2 T δ,2-1 Konzept GGG-4/3AZ GTS GGG-4/1AZ GGV Keine gültige R-Kurve Bei globularer Graphitausbildung wird die Schädigung durch das Ablösen der Graphitteilchen von der duktilen ferritischen Matrix eingeleitet (Abb a). Da diese das Risswiderstandsverhalten primär bestimmt, nimmt mit kleiner werdender Graphitteilchengröße d G bzw. verringertem Teilchenabstand λ der Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstand ab, wie aus dem Vergleich mit GGG-4/3AZ (d G = 47 µm, λ = 96 µm und f =,7) und GGG-4/1AZ (d G = 22 µm, λ = 51 µm und f =,85) folgt. Bei vermicularer Graphitausbildung kommt es aufgrund der größeren inneren Kerbwirkung (GGV-3 d G = 12 µm, λ = 37 µm und f =,32) zum Bruch der Teilchen (Abb b), d.h. zu höheren Beträgen stabiler Rissausbreitung bei geringeren äußeren Beanspruchungen, in deren Ergebnis die Risswiderstandskurve deutlich flacher verläuft, wie bereits in [33] bis [35] festgestellt wurde. Wie aus den in-situ -Versuchen folgt, wird bei GTS die Schädigung durch den Bruch der knötchenförmigen Temperkohleteilchen eingeleitet (Abb c). Dabei ist bei weiterer äußerer Belastung eine intensive Aufweitung der in den Teilchen entstandenen Risse festzustellen, ohne dass es sofort, wie bei GGV-3, zu einer anschließenden stabilen Rissausbreitung kommt. Im Vergleich mit GGG-4/1AZ (d G = 22 µm) zeigt sich bei GTS-35-1 trotz kleinerer Graphitteilchengröße (d G = 9 µm) und größerer innerer Kerbwirkung (f =,54) der Verlauf der Risswiderstandskurven auf annähernd gleichem Niveau. Die Ursache hierfür ist die höhere Duktilität des Grundwerkstoffes, die für GTS-35-1 in dem verringerten Graphitvolumenanteil (GTS-35-1: V V = 9,9 %; GGG-4: V V = 11 bis 12 %) und dem niedrigeren Si-Gehalt (GTS-35-1: 1,32 % Si; GGG-4: 2,1 bis 2,4 % Si) begründet ist. Die im Ergebnis der in-situ -Zugversuche für die GTS-Werkstoffe mit ferritisch-perlitischer bzw. perlitischer Matrix aufgenommenen Kraft-Weg-Kurven (Abb bis ) zeigen bei RT ein Rissausbreitungsverhalten, das im Ablauf der einzelnen Schädigungsprozesse mit dem des ferritischen GTS-35-1 übereinstimmt.

99 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 92 a) b) Kerb mit Ermüdungsriss Kerb mit Ermüdungsriss Kerb mit Ermüdungsriss c) Abb : Schädigungsprozess (schematisch) vor der Rissspitze und Rissausbreitung bei statischer Beanspruchung von a) GGG-4 b) GGV-3 c) GTS

100 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 93 Beachtenswert ist hierbei, dass auch der perlitische GTS-65-2 bei Raumtemperatur über eine stabile Rissausbreitung bis zum Bruch versagt, wie aus den dargestellte J- a- und δ- a-kurven folgt. Als Ursache hierfür kann sowohl der niedrigere Siliziumgehalt (GTS-65-2: 1,24 % Si) als auch die Einformung des Perlits (Abb ) angeführt werden. Im Vergleich hierzu zeigt der perlitische GGG-6, bei lamellarer Perlitausbildung (Abb ) und höherem Si-Gehalt (GGG-6: 2,55 % Si), ein Rissausbreitungsverhalten, das durch eine überwiegend spaltflächige stabile Rissausbreitung bis zum Auftreten des pop-in - Effektes eingeleitet wird, dem bei weiterer Belastung Werkstoffversagen durch instabile Rissausbreitung folgt, wie auch schon bei den bruchmechanischen Untersuchungen in [87] festgestellt wurde. Die für GGG-6 definierten J C (15 kjm -2 ) und δ C (21 µm)-werte charakterisieren einen kritischen Rissinitiierungswert bei Auftreten des pop-in - Effektes. Dieser Unterschied ist bei einer vergleichenden Bewertung der Absolutwerte mit Tab unbedingt zu beachten. a) a) b) b) Abb : Gefügeaufnahme von GTS-65-2 a) lichtmikroskopisch b) REM Abb : Gefügeaufnahme von GGG-6 a) lichtmikroskopisch b) REM

101 5 Bruchmechanische Kennwerte bei statischer Beanspruchung 94 a) a) b) b) Abb : REM-Aufnahme der Bruchfläche von GTS-65-2 a) Übersichtsaufnahme b) Detailvergrößerung Abb : REM-Aufnahme der Bruchfläche von GGG-6 a) Übersichtsaufnahme b) Detailvergrößerung Diese bei der Einbeziehung von GGG-6 in die vergleichende Bewertung mit GTS-65-2 wesentlichen Unterschiede zu den verformungsinduzierten Schädigungsprozessen der Risseinleitung und ausbreitung spiegeln sich auch in den rasterelektronenmikroskopischen Bruchflächenanalysen wider (Abb und 5.1-3).

102 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Versuchsmethodik Für die Bestimmung dynamischer Bruchzähigkeitswerte stand das in Abschnitt beschriebene instrumentierte Pendelschlagwerk (PSW 15/3) zur Verfügung. Bei elastischem Werkstoffverhalten erfolgt die Ermittlung der dynamischen Bruchzähigkeit K Id aus der registrierten Kraft-Zeit- bzw. Kraft- Weg-Kurve. Bei elastisch-plastischem Werkstoffverhalten kommt zur Aufnahme der dynamischen Risswiderstandskurven die Mehrprobentechnik ( low-blow -Technik) zur Anwendung. Die stufenweise schlagartige Beanspruchung der Probe wird über die Variation des Auslenkwinkels des Pendelhammers realisiert. Über die verbrauchte Schlagenergie und die Bestimmung der dazugehörigen Beträge des stabilen Rissfortschritts kann die dynamische J dr -Kurve bestimmt werden. Die Aufnahme dynamischer δ dr -Kurven orientiert sich an der erstmals erfolgreich an GGG-4 praktizierten Ermittlung dynamischer CTOD-Kurven [7]. Dabei wird der elastische Anteil des CTOD-Wertes berechnet und der plastische Anteil entweder als δ d5 (pl) - Wert über den Abstand der vor der Rissspitze eingebrachten Härteeindrücke oder direkt an der Rissspitze gemessen. Die experimentelle Bestimmung der von der Probe verbrauchten Energie A V erfolgt über AV = A Ae (5.2-1) wobei die Anfangsenergie des Pendelhammers (potentielle Energie des Hammers vor dem Schlag) A sowie die Hammerrestenergie des zurückschlagenden Pendels (potentielle Energie des Hammers nach dem Schlag) A e über die Winkelmessung bestimmt werden. Der Berechnung des J-Integrals wird die Energie A zugrunde gelegt, die als Fläche U unter der registrierten Kraft-Weg-Kurve bestimmt wird. Die Aufnahme und Auswertung der dynamischen Risswiderstandskurven des J-Integral- und CTOD- Konzeptes erfolgte in Analogie zur Aufnahme statischer Risswiderstandskurven (Abschnitt 5.1). Die Prüfung erfolgte an vorermüdeten ISO-V-Spitzkerbproben der Abmessung 1 x 1 x 55 mm mit a/w =,5. Diese Vereinfachung hinsichtlich der verwendeten Probenform basiert auf Untersuchungsergebnissen in [7]. Dabei ergaben Untersuchungen an SENB-Proben der Abmessung 1 x 2 x 1 mm und vorermüdeten ISO-V-Proben (1 x 1 x 55 mm) bei einem konstanten a/w- Verhältnis von,5 einen übereinstimmenden Verlauf der J d - a- und δ d5 - a-kurven. Somit ist kein Einfluss der Probenbreite W auf den Verlauf der dynamischen Risswiderstandskurven nach dem J- Integral- und dem CTOD-Konzept feststellbar. Diese Aussage wird durch die geometrieunabhängigen δ d5 Werte unterstrichen. Damit ist die Ermittlung dynamischer Risswiderstandskurven mit Hilfe vorermüdeter ISO-V-Proben unter Verwendung handelsüblicher Pendelschlagwerke und der Vergleich mit statischen Kennwerten des J-Integral- und des CTOD-Konzeptes, häufig ermittelt an SENB- Proben der Abmessung 1 x 2 x 1 mm, möglich.

103 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Definition der Kennwerte In Analogie zur Bestimmung der statischen Kennwerte erfolgte die Aufnahme und Auswertung dynamischer Risswiderstandskurven unter Anwendung von ESIS P2-92 [84], d.h. die Kriterien für statische Beanspruchung wurden auf den dynamische Beanspruchungsfall übertragen. J-Integral-Konzept Für die Ermittlung der dynamischen J d - a-kurven mittels low-blow -Technik fällt der Hammer aus unterschiedlichen Höhen auf die Probe, wobei der Ausgangswinkel von 5 bis 15 variiert wurde, d.h. es kamen Prüfgeschwindigkeiten von,24 bis,58 ms -1 zur Anwendung. Die Abstufung des Auslenkwinkels gewährleistete eine ausreichende Belegung der Kurve im Bereich von a = bis 1,2 mm und wurde in Kombination mit der Darstellung der J R - bzw. δ R -Kurven praktiziert. Die Berechnung des J-Integral-Wertes J d erfolgt ausgehend von J d 2 U = (5.2-2) B (W a ) für die SENB-Probe bei 3-PB-Beanspruchung nach J d 2 K Ι = (1 ν E 2 ) + 2U pl B (W a ). (5.2-3) Die Bestimmung der zugehörigen a-beträge sowie die Ermittlung der Stretchzonenhöhe und breite mittels laseroptischen Profilmeßsystem wird gemäß der in Abschnitt 5.1 beschriebenen Verfahrensweise durchgeführt. CTOD-Konzept In Übereinstimmung zum statischen Beanspruchungsfall setzt sich der dynamische Rissspitzenöffnungswert aus einem elastischen und einem plastischen Anteil zusammen δ = δ el ) + δ ( pl ) (5.2-4) d d ( d δ d = K 2 Ι (1 ν 2 E R p,2 2 ) +,4 (W a (,4 W +,6 a ) + z ) V d pl (5.2-5) mit F s a Ι = f. (5.2-6) B W W W K Der plastische Anteil der Rissspitzenöffnung δ d (pl) wurde nach der δ d5 -Methode bestimmt. Dazu wurden in jeweils 2,5 mm Abstand zum Ermüdungsrissende zwei Härteeindrücke (HV 3) auf beiden Probenseiten eingebracht. Die Messung der Rissspitzenöffnung erfolgte nach der in [7] erstmalig praktizierten modifizierten δ d5 Methode, bei der im Gegensatz zur Verschiebungsmessung mit einem

104 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 97 Wegaufnehmer während des Versuches das Ausmessen des plastischen Anteils nach dem Versuch erfolgt. Die Härteeindrücke im Abstand von 5 mm von der Rissspitze markieren somit das Ende des Ermüdungsanrisses und damit den Ort der Messung. aufgeweiteter Ermüdungsriß δ d5 (pl) + 5 mm aufgeweiteter Ermüdungsriß δ d5 (pl) a a Abb : Messung der Rissspitzenöffnung δ d5 (pl) an dynamisch beanspruchten Proben über den Abstand der Härteindrücke bzw. der Rissufer an der ursprünglichen Rissspitze Risswiderstandskurven und Kennwerte Die Regression der dynamischen Risswiderstandskurven erfolgte analog zur Kurvenanpassung der statischen Risswiderstandskurven nach der in ESIS P2-92 [84] angegebenen Methode softwaregestützt in Form einer Potenzfunktion mit additivem Glied [88] bzw. d ( a B ) C J = A + (5.2-7) d ( a + B ) C δ = A (5.2-8) Der lineare Anstiegsbereich kann durch die Rissabstumpfungsgerade (Blunting Line) gemäß ESIS P2-92 [12] mit bzw. J a =,4 d * d n (5.2-9) E * Rp,2 a =,8 dn δd (5.2-1) E oder in einfacherer Form nach ISO-Normentwurf mit bzw. Jd δd = 3,75 Rm a (5.2-11) R = 1,87 m a (5.2-12) Rp,2 dargestellt werden.

105 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 98 Der Werkstoffwiderstand gegen stabile Rissausbreitung bei dynamischer Beanspruchung wird durch den T-Modul charakterisiert und erfolgt über die Bestimmung eines Sekantemoduls in einem definierten Bereich von,2 bis 1 mm stabiler Rissausbreitung gemäß bzw. T J d Jd E = (5.2-13) a σ 2 F mit d E T δ δ = (5.2-14) d a σ F Rm + Rp, 2 σ F =. (5.2-15) 2 Um die Vergleichbarkeit der bruchmechanischen Kennwerte bei statischer und dynamischer Beanspruchung zu gewährleisten, werden die ermittelten Kennwerte nach den gleichen Kriterien definiert. Physikalische Rissintiierungskennwerte: J d i/bl ; δ d i/bl J d i/szbc ; δ d i/szbc ermittelt im Schnittpunkt der R-Kurve mit der Blunting Line nach ESIS P2-92 bzw. ISO-Normentwurf J-Integral- bzw. CTOD-Wert bei a = kritische Stretch-Zonenbreite SZB c Technische Rissinitiierungskennwerte: J d,2 ; δ d,2 J-Integral- bzw. CTOD-Wert bei a =,2 mm Die Auswertung der dynamischen Risswiderstandskurven erfolgte unter Verwendung des statischen R p,2 Kennwertes für die untersuchten Tempergussqualitäten. Grundlage dafür waren umfangreiche Untersuchungen zum Einfluss der Beanspruchungsgeschwindigkeit auf R p,2 und deren Auswirkung auf die Proportionalitätskonstante d * n für die Berechnung der Blunting Line in [7] und [89]. In deren Ergebnis wurde festgestellt, dass die Unterschiede bei den hier auftretenden Beanspruchungsgeschwindigkeiten im Bereich von,24 bis,58 ms -1 vernachlässigbar sind.

106 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes von schwarzem Temperguss Die Bestimmung der Stretchzonenparameter an den dynamisch geprüften Proben erfolgte analog der in Abschnitt beschriebenen Methode mittels eines laseroptischen Profilmeßsystems. Die bei dynamischer Beanspruchung ausgebildeten Stretchzonen weisen erwartungsgemäß den gleichen gefügebedingten unregelmäßigen Verlauf auf wie bei statischer Beanspruchung. Diese Varianz der Stretchzonentopographie wird durch die Standardabweichung erfasst. Die ermittelten kritischen Stretchzonenwerte sowie deren Standardabweichungen sind in Tabelle für statische und dynamische Beanspruchung gegenübergestellt. Über die Mittelwerte der Stretchzonenbreite erfolgte die Bestimmung der physikalischen Kennwerte für die Rissinitiierung J d i/szbc bzw. δ d i/szbc für jeden Werkstoff. Tabelle 5.2-1: Kritische Stretchzonenparameter von GTS bei statischer und dynamischer Beanspruchung (RT) statisch dynamisch Werkstoff SZB c SZH c SZB c /SZH c SZB c SZH c SZB c /SZH c GTS ± 1 55 ± 24,51 18 ± 8 48 ± 25,38 GTS ± ± 34,48 18 ± 7 46 ± 23,39 GTS ± ± 23,67 18 ± 9 35 ± 19,51 Die dynamische Beanspruchung führt zu einer Verringerung der kritischen Stretchzonenwerte. Es ist festzustellen, dass der GTS-45-6 mit ca. 2% Ferrit im Grundgefüge und der rein perlitische GTS-65-2 gleiche Stretchzonenabmessungen zeigen wie der ferritische GTS In Abb sind die Mittelwerte der kritischen Stretchzonenparameter für statische und dynamische Beanspruchung graphisch gegenübergestellt. SZBc dynamisch SZBc statisch 69 SZHc dynamisch Stretchzonenbreite bzw -höhe GTS-35-1 GTS-45-6 GTS SZHc statisch SZHc statisch SZHc dynamisch SZBc statisch SZBc dynamisch Abb : Kritische Stretchzonenparameter von GTS bei statischer und dynamischer Beanspruchung

107 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 1 In den Abbildungen und sind die dynamischen Risswiderstandskurven dargestellt. Die Kennwerte des dynamischen Rissinitiierungs- und Rissausbreitungswiderstandes sind in Tabelle zusammengefasst. Die Einzelwerte der Versuche enthält Tabelle A (Anhang) sowie die Parameter zur analytischen Beschreibung der R-Kurven Tabelle A (Anhang). Tabelle 5.2-2: Dynamische Kennwerte des J-Integral- und CTOD-Konzeptes Werkstoff J-Integral-Konzept CTOD-Konzept J di/bl ISO [kj/m²] J di/bl ESIS [kj/m²] J di/szbc [kj/m²] J d,2 [kj/m²] T d J,2-1 δ di/bl ISO δ di/bl ESIS δ di/szbc δ d,2 T d δ,2-1 GTS GTS GTS Sowohl aus dem Verlauf der dynamischen Risswiderstandskurven als auch in Übereinstimmung mit den Ergebnissen bei statischer Beanspruchung an Gusseisen mit Kugelgraphit [7] folgt, dass die Kennwerte des CTOD-Konzeptes den Einfluss des Gefüges stärker differenzieren als die Kennwerte des J-Integral-Konzeptes. Ursache dafür ist auch hier einerseits die direkte Bestimmung des δ 5 -Wertes unmittelbar vor der Rissspitze sowie der Einfluss des R p,2 -Wertes bei der Bestimmung der Kennwerte des CTOD-Konzeptes. Die physikalischen Rissinitiierungswerte auf der Grundlage des J-Integral-Konzeptes gestatten keine Differenzierung, die Initiierungswerte des CTOD-Konzeptes zeigen eine Abnahme in Abhängigkeit von der Gefügeausbildung und weisen für GTS-65-2 die geringsten Werte aus, wobei auch der perlitische GTS-65-2 bei dynamischer Beanspruchung durch stabile Rissausbreitung versagt. Ein Vergleich der physikalischen Rissinitiierungskennwerte J di/bl bzw. δ di/bl, die im Schnittpunkt der R-Kurve mit der Blunting Line nach ESIS P2-92 [84] gemäß Gl. (5.2-9) und Gl. (5.2-1) und der vereinfachten Form nach ISO-Normentwurf [85] gemäß Gl. (5.2-11) und Gl. (5.2-12) ermittelt wurden sowie die mittels der kritischen Stretchzonenbreite ermittelten Kennwerte J di/szbc bzw. δ di/szbc zeigt die völlige Übereinstimmung der Kennwerte. Daraus schlussfolgernd ist die effektivste Bestimmung der physikalischen Rissinitiierungskennwerte über Gl. (5.2-11) und Gl. (5.2-12) nach ISO-Normentwurf möglich. Die technischen Rissinitiierungskennwerte beinhalten Risseinleitung und Rissausbreitung bis a =,2 mm und korrelieren mit dem Gefüge. Sowohl der J d,2 Wert als auch der δ d,2 - Wert nehmen mit steigendem Perlitanteil ab. Die T-Moduln bestätigen diesen Zusammenhang für den Rissausbreitungswiderstand, der mit steigendem Perlitgehalt abnimmt. Die Abbildungen und zeigen beispielhaft rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen der Bruchflächen von GTS-35-1 und GTS-65-2 mit Kennzeichnung der charakteristischen Bereiche. Durch detaillierte REM-Untersuchungen des Bereiches der stabilen Rissausbreitung wurde nachgewiesen, dass dieser Bereich zwar unregelmäßig, aber zusammenhängend ausgebildet ist.

108 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 11 J-Integral [kjm - ²] GTS-35-1 GTS-45-6 GTS ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rissausbreitung Rißausbreitung a [mm] Abb : Dynamische J R Kurven von GTS bei RT CTOD GTS-35-1 GTS-45-6 GTS ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Stabile Rissausbreitung Rißausbreitung a a [mm] [mm] Abb : Dynamische δ R Kurven von GTS bei RT

109 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 12 Gewaltbruch Stabile Rissausbreitung Ermüdungsriss Abb : Zonen der Bruchfläche an dynamisch beanspruchtem GTS-35-1 bei RT Gewaltbruch Stabile Rissausbreitung Ermüdungsriss Abb : Zonen der Bruchfläche an dynamisch beanspruchtem GTS-65-2 bei RT

110 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 13 In Abb. A bis A (Anhang) sind für jeden Punkt der J d - a- bzw. δ d5 - a-kurven für GTS die plastischen und elastischen Anteile graphisch dargestellt. Die Ermittlung des elastischen Anteils erfolgte aus den genannten Gründen mit der statischen Streckgrenze. Aus den Abbildungen wird deutlich, dass der elastische Anteil im untersuchten Bereich von der Beanspruchungsgeschwindigkeit unabhängig ist und mit steigender Festigkeit zunimmt (Einzelwerte im Anhang in Tabelle A-5.2-1), wie aus der vergleichenden Gegenüberstellung der dynamischen Kennwerte für Rissinitiierung folgt (Abb bis 5.2-9). 6 J-Integral-Konzept CTOD-Konzept 39, 35,1 4 GTS , 18,4 elastischer Anteil: 8 % 1,6 elastischer Anteil: 1 % 3,9 J di/bl J di/bl (pl) J di/bl (el) δ di/bl δ di/bl (pl) δ di/bl (el) Abb.5.2-7: Elastischer und plastischer Anteil der physikalischen dynamischen Rissinitiierungskennwerte für GTS-35-1 bei RT (J in kj/m²; δ in µm) 6 4 GTS J-Integral-Konzept 24, 2,4 elastischer Anteil: 15 % 3,6 CTOD-Konzept 32, 27,8 elastischer Anteil: 13 % 4,2 J di/bl J di/bl (pl) J di/bl (el) δ di/bl δ di/bl (pl) δ di/bl (el) Abb.5.2-8: Elastischer und plastischer Anteil der physikalischen dynamischen Rissinitiierungskennwerte für GTS-45-6 bei RT (J in kj/m²; δ in µm) 6 J-Integral-Konzept CTOD-Konzept 4 GTS , 17, elastischer Anteil: 29 % 7, 24, 18,5 elastischer Anteil: 23 % 5,5 J di/bl J di/bl (pl) J di/bl (el) δ di/bl δ di/bl (pl) δ di/bl (el) Abb.5.2-9: Elastischer und plastischer Anteil der physikalischen dynamischen Rissinitiierungskennwerte für GTS-65-2 bei RT (J in kj/m²; δ in µm)

111 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung 14 Vergleich der für GTS ermittelten statischen und dynamischen bruchmechanischen Kennwerte Die Gegenüberstellung der statischen und dynamischen J R -Kurven und δ R -Kurven der Versuchswerkstoffe erfolgt in Abb. A bis A (Anhang). Der Vergleich der Kennwerte ist in den Abb bis dargestellt. Aus dem Vergleich der statischen und dynamischen Bruchzähigkeitswerte in Abb bis folgt, dass für die vorliegenden Schlaggeschwindigkeiten im Bereich von,24 bis,58 ms -1 keine signifikante Zähigkeitsabnahme zu verzeichnen ist. Die sich aus dem Vergleich der statischen und dynamischen T-Moduln ergebenden Differenzen können aus experimentell begründeten Fehlern bei der exakten Bestimmung der a-beträge bei Gusseisenwerkstoffen abgeleitet werden. Bei einer vergleichenden Bewertung der Absolutwerte für die einzelnen GTS-Werkstoffe bei statischer und dynamischer Beanspruchung ist auch zu berücksichtigen, dass es sich hier bei der Aufnahme der Risswiderstandskurven um zwei unterschiedliche Versuchsmethoden handelt. Während bei der Aufnahme statischer Risswiderstandskurven die Einprobentechnik zur Anwendung kommt, sind für die Bestimmung des Verlaufs dynamischer Risswiderstandskurven mehrere Proben erforderlich, die sich in der speziellen Gefügeausbildung im Bereich der Rissinitiierung und nachfolgenden stabilen Rissausbreitung aufgrund der heterogenen Gefügeausbildung unterscheiden können. Die dabei auftretenden Streuungen der sich bei unterschiedlichen Belastungsstufen einstellenden a-beträge führen, bei gleichzeitiger Beachtung der aus dem unregelmäßigen Rissverlauf resultierenden Messungenauigkeiten bei der aufwendigen Bestimmung der a-werte, zu größeren Streuungen der Einzelwerte, die den Verlauf der J- a- bzw. δ- a-kurve bestimmen. Eine Lösung dieses Problems würde in Analogie zur statischen Beanspruchung die experimentelle Aufnahme dynamischer Risswiderstandskurven an nur einer Probe darstellen. Einen möglichen Lösungsansatz beinhalten z. Z. am Institut für Werkstofftechnik der TU Bergakademie Freiberg durchgeführte Untersuchungen zur Anwendung der key-curve -Methode, die über den instrumentierten Schlagbiegeversuch als Eingangsdaten im wesentlichen nur die Kraft-Durchbiegungskurve (F-f-Kurve) für die analytische Bestimmung der dynamischen J dr -Kurve benötigt [9]. Damit ist neben einer wesentlich rationelleren Kennwertermittlung auch eine höhere Genauigkeit zu erwarten.

112 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung GTS J-Integral-Konzept CTOD-Konzept J ibl J,2 T J,2-1 J dibl J d,2 T J d,2-1 δ ibl δ,2 T δ,2-1 δ dibl δ d,2 T δ d,2-1 Abb : Statische und dynamische Kennwerte für GTS-35-1 bei RT (J in kj/m²; δ in µm) J-Integral-Konzept CTOD-Konzept 1 9 GTS J ibl J,2 T J,2-1 J dibl J d,2 T J d,2-1 δ ibl δ,2 T δ,2-1 δ dibl δ d,2 T δ d,2-1 Abb : Statische und dynamische Kennwerte für GTS-45-6 bei RT (J in kj/m²; δ in µm) J-Integral-Konzept CTOD-Konzept 1 9 GTS J ibl J,2 T J,2-1 J dibl J d,2 T J d,2-1 δ ibl δ,2 T δ,2-1 δ dibl δ d,2 T δ d,2-1 Abb : Statische und dynamische Kennwerte für GTS-65-2 bei RT (J in kj/m²; δ in µm)

113 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung Vergleichende Bewertung des dynamischen Risswiderstandsverhaltens von GTS-35-1 mit GGG-4 Aus dem Vergleich der statischen und dynamischen Bruchzähigkeitswerte folgt, dass für die vorliegenden Schlaggeschwindigkeiten im Bereich von,24 bis,58 ms -1 keine signifikante Zähigkeitsabnahme zu verzeichnen ist. Ein in Analogie zur statischen Beanspruchung durchgeführter Vergleich zwischen GTS-35-1 und GGG-4 zeigt für den Verlauf der dynamischen Risswiderstandskurven (Abb und ) und die hieraus definierten Kennwerte (Tabelle 5.2-3) einen weitestgehend übereinstimmenden Risseinleitungswiderstand. Die Risswiderstandskurve des GTS-35-1 ordnet sich zwischen der des GGG-4/1AZ und der des GGG-4/3AZ ein. Der weiter aus dem Verlauf der Risswiderstandskurven ableitbare geringere Rissausbreitungswiderstand des GTS-35-1 (R m = 332 MPa) spiegelt den Festigkeitseinfluss wider (GGG-4/1AZ: R m = 387 MPa; GGG-4/3AZ: R m = 416 MPa) und kann darauf zurückgeführt werden, dass die globularen Graphitteilchen des GGG-4 auch bei dynamischer Beanspruchung den stabilen Rissfortschritt über Hohlraumkoaleszens bestimmen, wogegen bei GTS-35-1 der Bruch der knötchenförmigen Graphitteilchen höhere Beträge an stabiler Rissausbreitung initiiert trotz der geringeren Festigkeit. In Tabelle sind die aus den dynamischen Risswiderstandskurven ermittelten Kennwerte von GTS-35-1 und GGG-4 gegenübergestellt. Tabelle 5.2-3: Dynamische Kennwerte des J-Integral- und CTOD-Konzeptes für GTS-35-1 und GGG-4 J-Integral-Konzept CTOD-Konzept J di/bl J d,2 T d J,2-1 δ di/bl δ d,2 T d δ,2-1 [kj/m²] [kj/m²] GGG-4/3AZ GTS GGG-4/1AZ

114 5 Bruchmechanische Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung GGG-4 GGG-4 V v = 12 % λ = 96 µm d G = 47 µm f =,7 J-Integral [kj/m²] GTS-35-1 GTS-35-1 V v = 9,9 % λ = 21 µm d G = 9 µm f =,54 2 GGG-4 GGG-4 V v = 11,4 % λ = 51 µm d G = 22 µm f =,85,2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Stabiles Risswachstum Rißwachstum a a [mm] [mm] Abb : Dynamische J R Kurven von GTS-35-1 und GGG-4 bei RT CTOD GGG-4 GTS-35-1 GGG-4,2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Stabiles Risswachstum Rißwachstum a a [mm] [mm] GGG-4 V v = 12 % λ = 96 µm d G = 47 µm f =,7 GTS-35-1 V v = 9,9 % λ = 21 µm d G = 9 µm f =,54 GGG-4 V v = 11,4 % λ = 51 µm d G = 22 µm f =,85 Abb : Dynamische δ R Kurven von GTS-35-1 und GGG-4 bei RT

115 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung Mit der Einbeziehung bruchmechanischer Kriterien zur Bewertung der Bruchsicherheit potentiell gefährdeter Gussteile des Maschinen-, Anlagen- und Apparatebaues müssen die bekannten theoretischen Zusammenhänge um die Kenntnis des gefügeabhängigen Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes der Werkstoffe ergänzt beziehungsweise erweitert werden [91 bis 95]. Ausgehend von den praktischen Einsatzbeanspruchungen graphithaltiger Gusseisenwerkstoffe gewinnt die Bewertung des Rissausbreitungswiderstandes bei zyklisch-mechanischer Beanspruchung auf der Basis der da/dn- K-Kurve zunehmend an Bedeutung. Die für die Berechnung der Restlebensdauer eines angerissenen Bauteils erforderlichen Parameter C und m der Paris-Erdogan- Gleichung da dn [ K] m = C (5.3-1) sowie der Widerstand gegen den Beginn der stabilen Rissausbreitung, gekennzeichnet durch den Schwellenwert K th, stehen dabei im Vordergrund des Interesses [96][11]. Aus dem Schrifttum [26], [29], [97] bis [12] folgt, dass die hierzu vorliegenden Erkenntnisse bevorzugt an CT-Proben im Dickenbereich von 1 bis 5 mm, Mittelspannungswerten R =,1 bis,5 und Prüffrequenzen von 5 bis 16 Hz ermittelt wurden. Dabei wurde die Rissverlängerung vorzugsweise mit optischen Methoden sowie der Ultraschallmesstechnik und der Elektropotentialmethode gemessen. Diese Verfahren stoßen jedoch beim Bestimmen der K th Werte, das heißt bei da/dn-werten von weniger als 1-6 mm/lw, an ihre Grenzen. Die bei einem Vergleich der Ergebnisse auftretenden Unterschiede können auf einen möglichen, nicht immer deutlich gekennzeichneten Gefügeeinfluss und die unterschiedliche Genauigkeit der einzelnen Messverfahren zurückgeführt werden. Im Rahmen umfangreicher bruchmechanischer Bewertungen duktiler Gusseisenwerkstoffe [3], [4], [6], [7] wurden auch Untersuchungen zum Einfluss der Graphitausbildung auf den Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstand bei zyklischer Beanspruchung auf der Basis experimentell bestimmter da/dn- K-Kurven und hieraus ableitbaren bruchmechanischen Kennwerten durchgeführt [5], wobei die nachfolgend beschriebene Messmethodik zur Anwendung kam.

116 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung Versuchsmethodik Die experimentelle Bestimmung der zyklischen Risswachstumskurven erfolgte an SENB-Proben (1 x 2 x 1 mm, Startkerb 3 mm) über die Messung der Resonanzschwingdauer (Abb ) Abb : Schema der Prüfapparatur und Probenabmessung Auf die gekerbte Probe wird durch einen elektrodynamischen Schwingungserreger eine zyklische Biegebeanspruchung übertragen und die Probe zu Eigenschwingungen angeregt. Über die Abhängigkeit der Eigenfrequenz von der Ligamentabmessung kann die Risslänge und ihre zeit- und belastungsabhängige Änderung durch Messung der Schwingfrequenz ermittelt werden [5] [13]. Die Anrisserzeugung für die untersuchten GTS-Werkstoffe erfolgte bei K = 1 bis 13 MPa m. Nach 1 mm stabiler Rissausbreitung wurde über eine stufenweise Lastabsenkung (siehe Anhang Tab. A-5.3-1) der Schwellenwert K th, der sich bei Rissstillstand bzw. bei da/dn < 1 7 mm/lw ergibt, ermittelt. Bei der hier erreichten Auflösung von ca. 2 µm ist für den Bereich I der da/dn- K-Kurve die exakte Ermittlung des K th Wertes möglich. Nach der Bestimmung des Schwellenwertes erfolgt durch schrittweise Erhöhung der Schwingbeanspruchung die Aufnahme der da/dn- K-Kurve und die Berechnung der Konstanten C und m der Paris-Erdogan-Gleichung. Die Auswertung des Streufeldes von neun Proben des GTS-45-6 bei R =,1 ergab für einen Mittelwert des K th -Wertes von 6,63 MPa m eine Standardabweichung von ±,39 MPa m. Der relative Fehler liegt bei ca. ± 12 %, im Vergleich dazu bei Stahl von ± 1%. Aufgrund der festgestellten geringen Streuungen wurden für die weiteren Messungen je Werkstoff und R-Wert eine mittlere da/dn- K- Kurve aus 2 bis 3 Proben bestimmt.

117 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes von schwarzem Temperguss bei zyklischer Beanspruchung Die Ermittlung der werkstoffabhängigen Konstanten der Paris-Erdogan-Gleichung (Gl ) als Basis für die Abschätzung der Restlebensdauer rissbehafteter Gussteile erfolgte in Anlehnung an ASTM E [12]. In Abb sind die aufgenommenen zyklischen Risswachstumskurven der GTS-Werkstoffe für R =,1;,3 und,5 dargestellt. Den Verlauf der Einzelkurven zeigen im Anhang Abb. A bis A , die Einzelwerte für jede Probe sind im Anhang in Tabelle A aufgeführt. Die mittleren Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurven für schwarzen Temperguss in Abhängigkeit vom Werkstoff und von der Mittelspannung sind in Tabelle ausgewiesen. Die Abweichung des K th -Wertes des GTS-45-6 bei einem R-Wert von,5 ist unter Beachtung der messtechnisch bedingten größeren Streuung bei höheren Mittelspannungen und der Tatsache, dass es sich um einen heterogenen Werkstoff handelt, zu interpretieren. Tabelle 5.3-1: Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurven ( K th und K fc in MPa m) R-Wert Kennwert Werkstoff GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 K th 7,6 6,6 4,4,1 C 1,2 * 1-8 6,8 * 1-9 6,7 * 1-9 m 3,41 3,4 3,14 K fc 25,8 27,3 35,4 K th 6,4 4,9 4,1,3 C 9,8 * 1-9 1,5 * 1-8 1,3 * 1-8 m 3,47 3,17 2,99 K fc 22,1 25,1 32,7 K th 6, 5,3 3,7,5 C 4, * 1-9 5,7 * 1-9 1,3 * 1-8 m 3,98 3,57 3,13 (C und m für da/dn im mm/lw und K in MPa m) K fc 15,2 23,7 27,2

118 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 111 1,E-2 da/dn [mm/lw] R =,1 R =,3 R =,5 1,E-2 da/dn [mm/lw] R =,1 R =,3 R =,5 1,E-3 1,E-3 1,E-4 1,E-4 1,E-5 1,E-5 1,E-6 1,E-6 1,E-7 GTS K [MPa m] 1 1,E-7 GTS K [MPa m] 1 1,E-2 da/dn [mm/lw] R =,1 R =,3 R =,5 1,E-3 1,E-4 1,E-5 1,E-6 1,E-7 GTS K [MPa m] 1 Abb : Zyklische Risswachstumskurven der GTS-Werkstoffe für R =,1;,3 und,5

119 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 112 Die unterschiedlichen Bereiche der sigmoidal verlaufenden da/dn- K-Kurven lassen sich wie folgt charakterisieren: Bereich I Das Ermüdungsrisswachstum bei niedrigen Rissausbreitungsgeschwindigkeiten (da/dn <1-6 mm/lw) ist durch den Schwellenwert K th gekennzeichnet, unterhalb dessen ein vorhandener Anriss nicht mehr ausbreitungsfähig ist (da/dn für K < K th ). Die für GTS ermittelten K th Werte bestätigen die auch für GGG-4 [5] [29] und für GTW [11] gefundene Abnahme des Schwellenwertes mit zunehmender R p,2 Grenze. Der Einfluss der Mittelspannung auf den Schwellenwert K th kann gemäß γ K th ( R ) = (1 R ) * K ( R = ) (5.3-2) mit K min σ u R = = (5.3-3) K max σ o quantifiziert werden. Der werkstoffabhängige Exponent γ nimmt in der Mehrzahl der Fälle Werte zwischen und 1 an. Die Abhängigkeit der Schwellenwerte von R gemäß Gl ist in Abb dargestellt. Für GTS-35-1 wurde γ =,39 sowie γ =,33 für GTS-45-6 und γ =,18 für GTS-65-2 ermittelt und macht so auf die Mittelspannungsabhängigkeit aufmerksam. Schwellenwert Kth (R) [MPa m] GTS-35-1 GTS-45-6 GTS ,4,5,6,7,8, R Abb : Einfluss des R-Verhältnisses auf den Schwellenwert K th Die Abnahme des Schwellenwertes mit steigendem R-Verhältnis ist auf Rissschließeffekte zurückzuführen. Neben den bekannten Rissschließeffekten wie plastische Verformung vor der Rissspitze und Oxidschichten auf der Rissfläche kann für die Gruppe der Gusseisenwerkstoffe davon ausgegangen

120 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 113 werden, dass Rissschließeffekte infolge Bruchflächenrauhigkeit einen wesentlichen Einfluss auf das Rissausbreitungsverhalten haben [11] [14]. Bereich II Im Bereich II der Risswachstumskurve (da/dn = 1-6 bis 1-3 mm/lw) wird der Zusammenhang zwischen da/dn und K durch die Paris-Erdogan-Gleichung (Gl ) beschrieben. Bei Kenntnis der Anfangsrisslänge a und der kritischen Risslänge a c sowie der werkstoff- und beanspruchungsspezifischen Konstanten C und m kann die Restlebensdauer über die Bruchschwingspielzahl N B rissbehafteter Bauteile gemäß N B = ac a da C K m (5.3-4) berechnet werden. Die werkstoffspezifischen Parameter der Paris-Erdogan-Gleichung (siehe Tab ) werden häufig als unabhängig vom Gefüge charakterisiert. In Abb sind die Einzelkurven in einem Streuband und in Abb die analytisch ermittelten Mittelwertskurven für den Bereich II der Risswachstumskurve der untersuchten GTS-Werkstoffe bei einem R-Wert von,1 dargestellt. Die Einzelwerte für C und m sind in Tabelle A (Anhang) aufgeführt und die Einzelkurven für R =,1;,3 und,5 in Abb. A bis A (Anhang) beigefügt. Die mikrofraktographische Bruchflächenanalyse an GTS (Abb ) zeigt im Bereich II überwiegend Verformungsbruch mit ausgeprägter plastischer Deformation bei GTS Mit steigender Festigkeit erfolgt der Rissfortschritt zunehmend verformungsärmer bis zu großen Anteilen von Spaltbruch auf der Bruchfläche bei GTS In Analogie zum statischen Beanspruchungsfall wird das Brechen der Temperkohleeinlagerungen und das Ablösen der sulfidischen Einschlüsse beobachtet. Aufgrund der äußerst geringen Streuungen der Messwertpaare im Bereich II der zyklischen Risswachstumskurve wird das Werkstoffverhalten durch die Mittelwertskurven gut abgebildet. Nach [26] zeigt ein ferritisches Grundgefüge den größten Widerstand gegenüber Rissausbreitung, da es mit zunehmender Festigkeit infolge Erhöhung des Perlitanteils zu einer beschleunigten Rissausbreitung kommt. Für die untersuchten GTS-Werkstoffe trifft diese Aussage nicht unmittelbar zu, da der ferritische GTS-35-1 die höhere Rissausbreitungsgeschwindigkeit aufweist. Die Werte von m = 3,4 bei GTS-35-1 bis 3,1 bei GTS-65-2 korrelieren mit einer tendenziellen Verringerung der Werte für C = 1,2*1-8 (GTS-35-1) zu 6,7*1-9 (GTS-65-2) und befinden sich auf gleichem Niveau. Eine ausgeprägte Gefügeabhängigkeit der zyklischen Risswachstumsgeschwindigkeit gemäß Gl. (5.3-1) besteht nicht. Bei konstanter Rissausbreitungsgeschwindigkeit verschiebt sich der Geltungsbereich der Paris- Erdogan-Gleichung mit steigendem R-Wert zu niedrigeren K-Werten (siehe Abb. A-5.3-7) bzw. bei gleicher Schwingbreite der Spannungsintensität K erhöht sich die Risswachstumsgeschwindigkeit bei steigendem R-Wert.

121 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 114 1,E-2 GTS-35-1 da/dn [mm/lw] 1,E-3 GTS-45-6 GTS ,E-4 1,E-5 1,E-6 1,E-7 R =, K [MPa m] Abb : Streuband der da/dn- K-Kurven für GTS (R =,1) Auf die Korrelation zwischen den Parametern C und m der Paris-Erdogan-Gleichung wird in Abschnitt eingegangen.

122 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 115 1,E-2 da/dn [mm/lw] GTS ,E-3 1,E-4 GTS-45-6 GTS ,E-5 1,E-6 R =,1 1 K [MPa m] 1 Abb : da/dn- K-Kurven (Mittelwertskurven) für GTS-Werkstoffe (R =,1)im Bereich II der Risswachstumskurve

123 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 116 a) GTS-35-1 / R =,1 b) GTS-45-6 / R =,1 c) GTS-65-2 / R =,1 Abb : Rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen der Bruchfläche von schwarzem Temperguss bei zyklischer Beanspruchung (R =,1)

124 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 117 1,E-2 1,E-2 da/dn [mm/lw] GTS-35-1 da/dn [mm/lw] GTS ,E-3 1,E-3 1,E-4 1,E-4 R=,1 R=,1 1,E-5 R=,3 1,E-5 R=,3 R=,5 R=,5 1,E-6 1 K [MPa m] 1 1,E-6 1 K [MPa m] 1 1,E-2 da/dn [mm/lw] GTS ,E-3 1,E-4 R=,1 1,E-5 R=,3 1,E-6 R=,5 1 1 K [MPa m] Abb : Bereich II der zyklischen Risswachstumskurven der GTS-Werkstoffe für R =,1;,3 und,5

125 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 118 Bereich III Der Bereich III der zyklischen Risswachstumskurve (da/dn > 1-3 mm/lw) ist durch eine stark ansteigende Risswachstumsgeschwindigkeit gekennzeichnet und führt nach Erreichen des K fc -Wertes zum Gewaltbruch durch instabile Rissausbreitung. Der Verlauf der Risswachstumskurve in diesem Bereich wird stark von den Werkstoffeigenschaften und der Art der Beanspruchung (R-Wert) bestimmt. Die an schwarzem Temperguss ermittelten K fc -Werte sind in Abbildung gegenübergestellt. K fc [MP am] ,8 27,3 35,4 GTS-35-1 GTS-45-6 GTS ,7 27,2 25,1 23,7 22,1 15,2 1 5 R =,1 R =,3 R =,5 Abb : K fc -Werte der untersuchten GTS-Werkstoffe für R =,1;,3 und,5 Hieraus bestätigt sich sowohl die bekannte R-Abhängigkeit des K fc -Wertes als auch eine tendenzielle Erhöhung der K fc -Werte mit zunehmender Festigkeit. Die Dokumentation der REM-Untersuchungen an den Ermüdungsrissflächen enthalten Abb. A bis A im Anhang. Die Aufnahmen belegen die Verringerung der Verformungsbruchanteile sowohl mit steigendem R-Wert als auch mit steigendem Perlitanteil. Solange Fließen im Nettoquerschnitt vor Rissinitiierung auftritt, wird K fc durch die plastische Grenzlast der SENB-Probe bestimmt. Abb zeigt die nach ASTM E 399 [15] berechnete Gerade für K fc aus der plastischen Grenzlast nach Gl. (5.3-5) und Gl. (5.3-6). Erst bei höheren,2%-dehngrenzen findet Rissinitiierung vor Erreichen der plastischen Grenzlast statt [16]. PG EDZ l a Kfc = f (5.3-5) 3 W B W 2

126 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 119 mit der plastischen Grenzlast P G EDZ ( W a) 2 1,456 Rp,2 B = (5.3-6) l experimentelle DKfc K -Werte - Werte Linear (DKfc) Plastische Grenzlast (EDZ) K fc [MPa m] GTS-35-1 GTS-45-6 GTS R p,2 [MPa] Abb : Experimentelle und aus der plastischen Grenzlast berechnete K fc -Werte der untersuchten GTS-Werkstoffe in Abhängigkeit von R p,2 Aus Abb folgt, in Übereinstimmung mit den Bruchflächenuntersuchungen (Abb. A bis A im Anhang), dass der ferritische GTS-35-1 durch Erreichen der plastischen Grenzlast vor duktiler Rissausbreitung versagt. Die Werkstoffe GTS-45-6 und GTS-65-2 weisen in Abhängigkeit vom Perlitgehalt zunehmende Anteile spaltflächiger Rissausbreitung auf. Mit den für die drei GTS-Qualitäten bestimmten Konstanten m und C (Tab ) ist auf Grundlage der Paris-Erdogan-Beziehung (Gl ) die Abschätzung der Restlebensdauer rissbehafteter Gussbauteile bei zyklischer Beanspruchung möglich. Nachteilig bei der Berechnung der Restlebensdauer mittels der Paris-Erdogan ist die Vernachlässigung der Bereiche I und III der zyklischen Risswachstumskurve, die zu relativ konservativen Ergebnissen führt. Für die Bewertung komplexer Problemstellungen, beispielsweise von Schweißverbindungen, ist es mitunter erforderlich, eine analytische Beschreibung der gesamten Risswachstumskurve unter Berücksichtigung des Mittelspannungseinflusses vorzunehmen [17].

127 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 12 Rißwachstumsmodell des Programms ESACRACK In dem analytischen Modell des Berechnungsprogramms ESACRACK werden diese Randbedingungen berücksichtigt [18]. Das hierfür verwendete Modell beruht auf einer erweiterten Paris-Erdogan- Gleichung, die alle drei Bereiche der Risswachstumskurve in Abhängigkeit vom Spannungsverhältnis R beschreibt. da dn p Kth n 1 1 f K C K = (5.3-7) q 1 R Kmax 1 Kc Hierbei sind da/dn die Risswachstumsgeschwindigkeit, K der zyklische Spannungsintensitätsfaktor, K th der Schwellenwert des zyklischen Spannungsintensitätsfaktors, K c der kritische Spannungsintensitätsfaktor, p und q Fittkonstanten, die den Übergang in den Bereich I bzw. III anpassen und f die R-abhängige Rissöffnungsfunktion nach Newman [19]. C und n sind die Konstanten der Paris- Gleichung. Der Einfluss der Mittelspannung wird über das Spannungsverhältnis R berücksichtigt und mit der Rissöffnungsfunktion f beschrieben, die das Verhältnis zwischen Rissöffnungs-Spannungsintensität K op und der maximalen Spannungsintensität während eines Schwingspiels K max = K / (1-R) darstellt. K op max (R, A + A 1 R + A 2 R² + A 3 R³) R f = = (5.3-8) Kmax A + A 1 R -2 R < Die Konstanten A bis A 3 hängen vom Verhältnis der maximalen Zugspannung S max zur technischen Fließgrenze σ und der Mehrachsigkeitszahl α ab. A 2 (,825,34α +,5α ) π Smax = cos 2 σ (5.3-9) 1 α A 1 = (,415,71 α ) S σ max (5.3-1) A 2 = 1 A A1 A3 (5.3-11) A = 2A + A1 3 1 (5.3-12) Der Parameter α kann Werte zwischen 1 (ebene Spannung) und 3 (ebene Dehnung) annehmen und ist eine Funktion der Bauteildicke. Bei Gültigkeit der Fließbedingung nach von Mises nimmt der Quotient S max / σ den Wert,3 an. Bei Stählen führen die Werte für α = 2,5 und S max / σ =,3 zu einer guten Anpassung experimenteller Daten. Die Rissöffnungsfunktion f beschreibt nur das plastizitätsinduzierte Rissschließen. Andere Mechanismen können zu einer abweichenden R-Abhängigkeit der da/dn-kurve führen. Beanspruchungen, die kleiner als der Schwellenwert sind, führen nicht zu Risswachstum. Damit hat der Schwellenwert den Charakter einer bruchmechanischen Dauerfestigkeit. ESACRACK gestattet die

128 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 121 Beschreibung des Schwellenwertbereiches sowohl bei positiven als auch bei negativen R-Werten in Abhängigkeit von der Risstiefe a 1 ( 1+ CthR) a 2 1 f Kth = K (5.3-13) a + a ( 1 A )( 1 R) Einfluss der Risslänge auf K th Einfluss des Rissschließens auf K th mit K als Schwellenwert bei R =, a = aktuelle Risstiefe, a eine Mikrostrukturkonstante und C th einem Fittparameter, der für positive und negative R- Werte unterschiedlich sein kann (C th+ bzw. C th- ). Der erste Teil von Gl.(5.3-13) beschreibt den Einfluss der Risslänge auf den Schwellenwert und berücksichtigt damit die Verringerung des Schwellenwertes bei Risstiefen < a. Der zweite Teil von Gl.(5.3-13) beschreibt den Anteil des Rissschließens auf den Schwellenwert mit Hilfe der Rissöffnungsfunktion f, der Konstanten A und C th. Die Anwendung dieses Modells wurde bereits auf Schweißkonstruktionen [17] und Gusseisenwerkstoffe [11] erfolgreich praktiziert und zeigte eine gute Übereinstimmung zwischen experimentell ermittelten Daten und dem nach Gl. (5.3-7) berechneten Verlauf der zyklischen Risswachstumskurven. Die Ergebnisse der Berechnung für schwarzen Temperguss zeigen die Abb bis In Tabelle sind die bruchmechanischen Kennwerte der da/dn- K-Kurve sowie die Konstanten des Risswachstumsmodells ESACRACK für die GTS-Werkstoffe angegeben. 1,E-2 da/dn [mm/zyklus] R =,5 R =,3 R =,1 1,E-3 1,E-4 1,E-5 1,E-6 GTS ,E K [MPa m] 1 Abb : Experimentell und analytisch nach Gl. (5.3-7) bestimmter Verlauf der Risswachstumskurven des GTS-35-1 in Abhängigkeit von R

129 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 122 1,E-2 da/dn [mm/zyklus] R =,5 R =,3 R =,1 1,E-3 1,E-4 1,E-5 1,E-6 GTS ,E K [MPa m] 1 Abb : Experimentell und analytisch nach Gl. (5.3-7) bestimmter Verlauf der Risswachstumskurven des GTS-45-6 in Abhängigkeit von R 1,E-2 da/dn [mm/zyklus] R =,5 R =,3 R =,1 1,E-3 1,E-4 1,E-5 1,E-6 GTS ,E K [MPa m] 1 Abb : Experimentell und analytisch nach Gl. (5.3-7) bestimmter Verlauf der Risswachstumskurven des GTS-65-2 in Abhängigkeit von R

130 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 123 Die Abhängigkeit des K th - bzw. K C -Wertes von der Mittelspannung (R-Wert) wird deutlich wiedergegeben. Somit bietet das bruchmechanische Bewertungsprogramm ESACRACK auch für schwarzen Temperguss eine sehr gute Möglichkeit, die gesamte da/dn- K-Kurve unter Beachtung der R- Abhängigkeit zu beschreiben. Daraus ergibt sich auch für rissbehaftete Gussbauteile aus GTS die Möglichkeit einer rechnergestützten Restlebensdauerberechnung. Tab : Kennwerte und Konstanten des Risswachstumsmodells ESACRACK [18] für GTS K [MPa m] K C [MPa m] C n p q C th+ GTS ,8 3 4,5*1-8 3,,25,25 1 GTS ,4 35 3,*1-8 3,,25,25 2 GTS ,7 45 4,*1-8 2,7,25,25 1 Anmerkung: Die Parameter gelten für das Maßeinheitensystem mm/zyklus; MPa m. Um in das Maßeinheitensystem von ESACRACK mm/zyklus; Nmm -3/2 zu gelangen, müssen folgende Transformationen durchgeführt werden: K th [Nmm -3/2 ] = 31,6* K th [MPa m] K C [Nmm -3/2 ] = 31,6 *K C [MPa m] C2 [ mm / Zyklus; MPa mm ] n C 1 = 1 Bei der Anpassung der Risswachstumskurven wurden folgende Werte konstant gehalten: S max /σ =,3 α = 2,5 a = 1 a =,381 C th- =,25 R cl =,7 und R p = -1 Eine weitere Verfahrensweise zur K th - Bestimmung wird in [11] vorgestellt und wurde bereits in [11] für weissen Temperguss angewendet. Bei dieser Methode werden die da/dn- K-Wertepaare in ein Diagramm mit linearen Achsen aufgetragen und auf mm/zyklus extrapoliert. Für die an schwarzem Temperguss ermittelten Messwerte wurden die K th - Werte ergänzend nach dieser Methode bestimmt und in Tab angegeben. Die Ursache für die Abweichungen zwischen den K th - Werten ist auf die verschiedenen Bestimmungsmethoden zurückzuführen. Tabelle 5.3-3: Schwellenwerte K th der zyklischen Risswachstumskurven ( K th in MPa m) R-Wert Kennwert Werkstoff GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2,1 K th 7,6 6,6 4,4 K th [11] 8, 6,3 4,5,3 K th 6,4 4,9 4,1 K th [11] 6,3 5, 4,2,5 K th 6, 5,3 3,7 K th [11] 5,9 5,2 4,3

131 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung Vergleichende Bewertung des zyklischen Risswiderstandsverhaltens von schwarzem Temperguss mit anderen Gusseisenwerkstoffen Die für die vergleichende Bewertung verwendeten Gusseisenwerkstoffe sind GGV-3 [44] und GGG- 4 [8] mit ferritischem Grundgefüge sowie GGG-6 [8] mit perlitischem Grundgefüge. Die das zyklische Risswachstum beschreibenden Kennwerte der Vergleichswerkstoffe sind in Tabelle zusammengefasst. Tabelle 5.3-4: Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurven (Mittelwerte) der Vergleichswerkstoffe ( K th und K fc in MPa m) R-Wert Kennwert Werkstoff GGV-3 GGG-4 GGG-6 K th 7, 7,5 6,9,1 m C 6,7 5,3 * ,5 2,2 * 1-1 4,1 1,2 * 1-9 K fc K th 4,6 6,2 6,6,3 m C 7,2 2, * ,6 3,8 * 1-1 3,9 1,3 * 1-9 K fc K th 3,3 4,5 4,6,5 m C 5,5 1,9 * 1-1 4,2 1,9 * 1-9 3,7 1,9 * 1-9 K fc (C und m für da/dn im mm/lw und K in MPa m) Aus Untersuchungen an ferritischem GGG-4 mit unterschiedlicher Graphitteilchengröße (d G = 21 bis 54 µm) folgt, dass mit abnehmender Graphitteilchengröße die K th -Werte kleiner werden [5][44]. Dies korreliert einerseits mit der korrespondierenden Abnahme des Graphitteilchenabstandes λ und der hieraus nach dem Ritchie-Modell folgenden Abnahme der freien Weglänge der Versetzungen sowie andererseits mit der Zunahme der,2%-dehngrenze. Beide Einflussgrößen verringern die zur Rissbildung erforderliche Deformation, z.b. in Ermüdungsgleitbändern bzw. an Grenzflächen der Graphitteilchen, wie bei in-situ -Versuchen im REM beobachtet wurde [5]. Die bei R =,1 ermittelten K th -Werte von mehr als 6 MPa m stimmen mit Messungen in [91] an GGG-4 (R p,2 = 299 MPa, K = 7,3 MPa m) überein und liegen oberhalb der Werte für Stahl vergleichbarer Festigkeit. Als Ursache kann die durch die Graphitteilchen bedingte Behinderung der plastischen Deformation angeführt werden und das Abstumpfen der Risspitze beim Einlaufen des Risses in das Graphitteilchen. Für den Bereich II der da/dn- K-Kurve ist ein weitgehend teilchengrößenunabhängiges Risswachstum zu verzeichnen.

132 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 125 Erst bei Graphitteilchengrößen d G = 12 µm im Schweißgut artgleicher Schweißverbindungen aus GGG-4 ist ein deutlich höheres Risswachstum zu verzeichnen [5]. Für Graphitteilchengrößen im Bereich von d G = 21 bis 54 µm kann als Mittelwertskurve da/dn = 6,4 * 1-12 ( K) 6,1 (5.3-14) angegeben werden. Eine vergleichende Bewertung unterschiedlicher Gusseisenwerkstoffe ist mit den in Tabelle aufgeführten Kennwerten möglich. Festzustellen ist eine deutliche Abhängigkeit des K th - bzw. K fc - Wertes von der Mittelspannung (R-Wert). Der Einfluss der Mittelspannung auf K th ist in Abb als R-Abhängigkeit des Schwellenwertes dargestellt und kann durch den γ-wert (Tab ) ausgedrückt werden. 8 GTS-35-1 GGV-3 Schwellenwert K [MPa m] GTS-45-6 GTS-65-6 GGG-4 GGG-6 3,4,5,6,7,8, R Abb : Einfluss des R-Verhältnisses auf den Schwellenwert K th Tabelle 5.3-5: γ - Werte für Gusseisenwerkstoffe nach Gl. (5.3-2) Werkstoff GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 GGV-3 GGG-4 GGG-6 Exponent γ,39,33,18 1,3,9,7 Den Verlauf der da/dn- K-Kurve für Gusseisenwerkstoffe mit unterschiedlicher Graphitausbildung zeigt Abb Die höhere Rissausbreitungsgeschwindigkeit des GGV-3 kann auf die vermiculare Form des Graphits zurückgeführt werden. Im Rahmen von in-situ -Versuchen im REM bei zyklischer Beanspruchung bei Untersuchungen zur Rissbildung und Rissausbreitung an GGG-4 und GGV-3 wurde erkannt, dass die Schädigungsprozesse bei globularer Graphitausbildung durch Ablösen der Graphitkugeln von der Matrix mit nachfolgender Mikrorissbildung bestimmt wird, während bei vermicularer Graphitausbildung das Brechen der Teilchen und Mikrorissbildung charakteristisch ist [5].

133 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 126 1,E-2 da/dn [mm/lw] GGV 3 da dn = 5,3 * 1 ( ) 6, 7 12 K 1,E-3 GGG 6 da dn = 1,2 * 1 ( ) 4, 1 9 K GGG 4 da dn = 2,2 * 1 ( ) 4, 5 1 K 1,E-4 GTS 35 1 da dn = 1,2 * 1 ( ) 3, 4 8 K 1,E-5 GTS 45 6 da dn = 6,8 * 1 ( ) 3, 4 9 K GTS 65 2 da dn = 6,7 * 1 ( ) 3, 1 9 K 1,E-6 R =,1 1 K [MPa m] 1 Abb : Verlauf der da/dn- K-Kurven der Versuchs- und Vergleichswerkstoffe im Bereich II

134 5 Bruchmechanische Kennwerte bei zyklischer Beanspruchung 127 Aus dem Verlauf der da/dn- K-Kurven für Gusseisenwerkstoffe mit globularer und knötchenförmiger Graphitausbildung und ferritischem, ferritisch-perlitischem und perlitischem Grundgefüge folgt, dass ein gefügeunabhängiges Risswachstum festgestellt werden kann. Bewertet man das Werkstoffverhalten im Bereich II der da/dn- K-Kurve über die in [14] für spröde und zähe Stähle bestimmte Korrelation zwischen den Parametern C und m der Paris-Erdogan- Gleichung (Abb ), so wird die Einordnung der Rissausbreitungsgeschwindigkeit der untersuchten Gusseisenwerkstoffe bei zyklischer Beanspruchung in die Kategorie der spröden Stähle deutlich. 1E-7 C lg C 1E-8 GTS-35-1 GTS-45-6 GTS-65-2 GGG-1 GGG-6 GGG-4 GGV-3 1E-9 1E-1 Gußeisenwe rkstoffe 6,55 * 1 C = m 16,15 5 1E-11 1E-12 1E-13 zähe Stähle 1,7 * 1 C = 32,12 4 m spröde Stähle 2,89 * 1 C = m 15,5 5 1E Exponent m Abb : Korrelation zwischen den Parametern C und m der Paris-Erdogan-Gleichung

135 6 Zusammenfassung Zusammenfassung Gegenstand der vorliegenden Arbeit war die umfassende Bewertung des Festigkeits- und Zähigkeitsverhaltens von schwarzem Temperguss, der in den Qualitäten GTS-35-1, GTS-45-6 und GTS-65-2 vorlag und somit eine gezielte Bewertung des Einflusses ferritischer, ferritisch-perlitischer und perlitischer Grundgefüge erlaubte. Bestimmt wurden die gefügeabhängigen mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte in Abhängigkeit von der Temperatur bei statischer, dynamischer und zyklischer Beanspruchung. Die vergleichende Einbeziehung von Gusseisenwerkstoffen mit globularer und vermicularer Graphitausbildung ermöglichte die Bewertung des Einflusses der Graphitausbildung auf den Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstand. Die erzielten Ergebnisse lassen sich wie folgt zusammenfassen: Mechanische Kennwerte 1. Abmessung und Gestalt sowie Herstellung und Wärmebehandlung der Probekörper wurden in Abstimmung mit dem Hersteller so optimiert, dass die mechanisch herausgearbeiteten Proben für die Ermittlung der Werkstoffkennwerte frei von gießtechnischen Fehlern im Bereich der Prüfzone waren. Die Qualitätskontrolle erfolgte über eine zerstörungsfreie Prüfung mittels Röntgenstrahlen. 2. Die quantitative Gefügeanalyse mit Hilfe des Software-Programms IMAGE-C Matan, das bereits in vorangegangenen Gefügebewertungen von Gusseisen mit unterschiedlicher Graphitmorphologie zur Anwendung kam, gestattet die Ermittlung globularer und teilchenbezogener Gefügeparameter über die Bestimmung flächengewichteter Mittelwerte. Die vor der Probennahme durchgeführte Gefügeanalyse in verschiedenen Bereichen der Probekörper ergab für die unterschiedlichen GTS-Qualitäten eine gleichmäßige Gefügeausbildung. Problematisch und mit größeren Streuungen behaftet ist die Anwendung des genannten Software- Programms in Bezug auf die exakte Gefügeanalyse von Temperguss, wenn die Temperkohleknötchen zerklüftet ausgebildet sind. In diesem Fall sollte die Charakterisierung des Gefüges unter Einbeziehung von Richtreihen nach DIN EN ISO 945 oder TGL erfolgen, wobei letztere eine effizientere Bewertung gestattet. 3. Die mechanischen Kennwerte des Zugversuches bei RT erreichen für die untersuchten GTS- Werkstoffe die in DIN EN 1562 aufgeführten Mindestwerte, wobei zusätzlich die Brucheinschnürung Z und der Verfestigungsexponent n bestimmt wurden. Rasterelektronenmikroskopische Bruchflächenanalysen ergeben Verformungsbruch für die ferritischen und ferritischperlitischen Grundgefüge und vereinzelte Spaltbruchinseln beim perlitischen Grundgefüge des GTS In allen Fällen brechen die fest an der Matrix haftenden Graphitteilchen, während an den kompakten Mangansulfiden Hohlraumbildung zu beobachten ist. Für den Temperaturbereich bis 6 C ist ein Anstieg der R p,2 - bzw. R m - Werte und ein weitestgehend unabhängiger Verlauf der Verformungskennwerte zu verzeichnen. Während bei GTS-35-1 bei 6 C ausschließlich Verformungsbruch auftritt, ist bei GTS-65-2 bereits bei 4 C überwiegend spaltflächige Rissausbreitung festzustellen. Die Einbeziehung vorangegangener Untersuchungen an GGG-4 zum temperaturabhängigen Verlauf der mechanischen Kennwerte gestattet eine vergleichende Bewertung mit GTS.

136 6 Zusammenfassung Härtemessungen nach Brinell und Vickers bestätigen sowohl die Vergleichbarkeit als auch das Einhalten eines nach DIN EN 1562 festgelegten Höchstwertes. Aus den ermittelten Korrelationen der Festigkeitswerte zur Brinellhärte folgt, dass die R p,2 - Grenze und die Zugfestigkeit überschlägig über die angegebenen Korrelationen bestimmt werden können. Der Vorteil der Universalhärte (Martenshärte) besteht in der Vergleichbarkeit aller Werkstoffe auf der Basis einer einheitlichen Härteskala. Die erstmals an GTS-Werkstoffen durchgeführten Messungen über die Aufnahme von Eindringtiefe-Kurven gestatten die Einordnung dieser Werkstoffgruppe in bestehende Korrelationen der Universalhärte zur Vickershärte und Zugfestigkeit. 5. Obwohl der Elastizitätsmodul als Gewährleistungskennwert für Werkstoffe in Gussteilen z.b. für den Maschinen- und Automobilbau vereinbart wird, ist festzustellen, dass es keine DINbzw. EN-Norm für metallische Werkstoffe gibt, die die experimentelle Ermittlung dieses Kennwertes standardisiert und somit vergleichbar macht. Wird der E-Modul im Zugversuch über den Anstieg der Spannungs-Dehnungs-Kurve bestimmt, ist bei Gusseisenwerkstoffen der spannungsabhängige nicht-lineare Verlauf zu beachten, der aus der gefügebedingten inneren Kerbwirkung resultiert und somit vor allem bei ferritischen Gefügen auch von Form und Größe der Graphitteilchen bestimmt wird. In der vorliegenden Arbeit wurde der E-Modul für GTS-Werkstoffe über den Anstieg der Spannungs-Dehnungs-Kurve (Sekantenverfahren) und die registrierende Härtemessung bestimmt und mit Ergebnissen aus Messungen der Schallgeschwindigkeit bzw. der Resonanzfrequenz verglichen. Dabei ist festzustellen, dass die über den Zugversuch (Feindehnungsmessung) ermittelten statischen Elastizitätsmoduln mit den dynamischen Elastizitätsmoduln übereinstimmen, wobei der Vorteil der letzteren, die erforderliche Prüftechnik vorausgesetzt, eine rationellere Kennwertebestimmung ist. Dabei liegt der Vorteil des Resonanzverfahrens in der möglichen Messung bei hohen und tiefen Temperaturen. 6. Die Bestimmung der mechanischen Kennwerte bei dynamischer Beanspruchung erfolgte mit Hilfe eines instrumentierten Pendelschlagwerks über die Aufnahme von Schlagbiege- und Kerbschlagbiegeversuchen im Temperaturbereich von 196 C bis 8 C bzw. 196 C bis 24 C. Die deutlich zunehmende Sprödbruchempfindlichkeit mit steigendem Perlitanteil wird sowohl über die Schlagbiege- und die mittels ISO-V-Proben bestimmte Kerbschlagzähigkeit als auch über die Verschiebung der Übergangstemperaturen nachgewiesen, wie für T 1/2KV Ü = -74 C des GTS-35-1 im Vergleich zu T 1/2KV Ü = 48 C des GTS-65-2 erkennbar ist. Die kerbbedingte Spannungsversprödung wird über den Vergleich der Schlagbiege- und Kerbschlagzähigkeit deutlich, wobei letztere z.b. für den GTS-65-2 nur 1 % der Schlagzähigkeit beträgt. Die Einbeziehung von Zähigkeitswerten für Tempergusswerkstoffe wird z.z. in Zusammenhang mit der Erarbeitung von ISO DIS 5922 praktiziert. Vergleicht man die hier ermittelten Schlagbiegezähigkeiten mit den in dem genannten Normentwurf angegeben informativen Richtwerten, die an getrennt gegossenen Proben zu ermitteln sind, so liegen diese an Proben aus Probekörpern bestimmten K-Werte mehr als 5 % unter den Richtwerten und machen auf den Einfluss der Probennahme bzw. der Probenherstellung aufmerksam. Die ermittelten Kerbschlagzähigkeitskennwerte stimmen mit den angegebenen Richtwerten überein. Generell ist festzuhalten, dass die KV-T-Kurven die Gefügeabhängigkeit bei geringeren Streuungen im Vergleich zum Schlagbiegeversuch deutlicher ausweisen.

137 6 Zusammenfassung 13 Bruchmechanische Kennwerte 1. Die nach ESIS P2-92 bei RT und 4 C bestimmten statischen Kennwerte des CTOD- und J-Integral-Konzeptes charakterisieren über die physikalischen bzw. technischen Rissinitiierungswerte den Werkstoffwiderstand gegen Risseinleitung und über die T-Moduln den Rissausbreitungswiderstand. Ein prüfmethodisch zu beachtendes Ergebnis besteht in der Erkenntnis, dass auch bei GTS unterschiedliche Methoden zur Festlegung der physikalischen Rissinitiierungswerte zu übereinstimmenden Werten für J i bzw δ i führt, wobei die praktikable Lösung nach ISO/ FDIS zu einer rationelleren Kennwertfestlegung führt. Aus der Auswertung der statischen Risswiderstandskurven, die experimentell nach der Compliance- Methode mit Hilfe eines rechnergestützten servohydraulischen Prüfsystems aufgenommen wurden, folgt, dass die bruchmechanischen Kennwerte den gefüge- und temperaturabhängigen Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstand charakterisieren. Bestätigt wird in Analogie zu vorangegangenen Untersuchungen an Gusseisenwerkstoffen, dass die Kennwerte des CTOD-Konzeptes diese Abhängigkeit deutlicher ausweisen. 2. Wichtige Erkenntnisse zum Schädigungsverhalten ferritischer GTS-Werkstoffe lieferten in-situ -Zugversuche im Rasterelektronenmikroskop und ihr Vergleich mit analogen Versuchen an ferritischen GGG- und GGV-Werkstoffen. Bei GTS-35-1 wird die Schädigung nicht, wie bei GGG-4 durch die Ablösung der Graphitteilchen von der ferritischen Matrix, sondern durch den Bruch der knötchenförmigen Temperkohleteilchen eingeleitet. Dabei wird bei weiterer äußerer Belastung eine intensive Aufweitung der in den Teilchen entstandenen Risse festgestellt, ohne dass es sofort, wie bei GGV-3, zu einer anschließenden stabilen Rissausbreitung kommt. Die Ursache hierfür ist die höhere Duktilität des Grundwerkstoffes, die in dem geringeren Graphitvolumenanteil und dem niedrigeren Siliziumgehalt begründet ist. Das ist auch die Erklärung für die höheren Rissinitiierungswerte im Vergleich zu GGV-3 und die weitestgehende Übereinstimmung mit den Werten des GGG Die experimentelle Bestimmung dynamischer Risswiderstandskurven des CTOD- und J-Integral-Konzeptes bei RT erfolgte in Mehrprobentechnik ( low-blow -Technik) mit Hilfe eines instrumentieren Pendelschlagwerkes und wurde erstmals an GTS-Werkstoffen praktiziert. Die dynamischen Kennwerte, ermittelt in Anlehnung an ESIS P2-92, zeigen, dass der Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstand mit zunehmenden Perlitanteil abnehmen, wobei auch hier die direkt vor der Rissspitze bestimmten dynamischen CTOD-Werte den Gefügeeinfluss stärker differenzieren als die Kennwerte des J-Integral-Konzeptes. 4. Aus dem Vergleich der statischen und dynamischen Bruchzähigkeitswerte folgt, dass für die vorliegenden Schlaggeschwindigkeiten im Bereich von,24 bis,58 ms -1 keine signifikante Zähigkeitsabnahme zu verzeichnen ist. Ein in Analogie zur statischen Beanspruchung durchgeführter Vergleich zwischen GTS-35-1 und GGG-4 zeigt für den Verlauf der dynamischen Risswiderstandskurven und den hieraus definierten Kennwerten einen weitestgehend übereinstimmenden Risseinleitungswiderstand. Der weiter aus dem Verlauf der Risswiderstandskurven ableitbare geringere Rissausbreitungswiderstand des GTS-35-1 kann darauf zurückgeführt werden, dass die globularen Graphitteilchen des GGG-4 auch bei dynamischer Beanspruchung den stabilen Rissfortschritt über Hohlraumkoaleszens bestimmen, während das Brechen der knötchenförmigen Graphitteilchen höhere Beträge an stabiler Rissausbreitung initiiert.

138 6 Zusammenfassung Die Bestimmung der Risswachstumsgeschwindigkeit in Abhängigkeit vom zyklischen Spannungsintensitätsfaktor wurde über die rechnergesteuerte Messung der Resonanzfrequenz vorgenommen. Die Ermittlung der werkstoffabhängigen Konstanten C und m der Paris- Erdogan-Gleichung ist Voraussetzung für die Berechnung der Restlebensdauer im Rahmen umfassender Betriebsfestigkeitsanalysen von Gussteilen. Aus den Messungen folgt sowohl die bekannte R-Abhängigkeit des Schwellenwertes als auch seine Verringerung mit zunehmender Festigkeit. 6. Die ermittelten mechanischen und bruchmechanischen Werkstoffkennwerte werden in den nachfolgend dargestellten Werkstoffkennblättern unter Hinweis auf Wärmebehandlung, chemische Zusammensetzung und Gefügeparameter zusammengefasst. Damit ist eine Einordnung des schwarzen Tempergusses hinsichtlich des Werkstoffwiderstandes bei statischer, dynamischer und zyklischer Beanspruchung möglich, wobei die vergleichenden Untersuchungen mit anderen Gusseisenwerkstoffen auf die gefügebedingte unterschiedliche Beanspruchbarkeit aufmerksam machen. Mit Hilfe des Programms ESACRACK ist auf der Basis der ermittelten Parameter die analytische Beschreibung der gesamten da/dn- K-Kurve in Abhängigkeit von der Mittelspannung (R-Wert) möglich. 7. Die FKM (Forschungskuratorium Maschinenbau)-Richtlinie Bruchmechanischer Festigkeitsnachweis für Maschinenbauteile beinhaltet den bruchmechanischen Sicherheitsnachweis bei statischer und zyklischer Beanspruchung und nimmt Bezug auf bruchmechanische Kennwerte für Stahl, Leichtmetalllegierungen und Gusseisenwerkstoffe. Mit den in der vorliegenden Arbeit ermittelten gefügeabhängigen bruchmechanischen Kennwerten für GTS in Abhängigkeit von der Temperatur und der Beanspruchung wird der Fundus bruchmechanischer Kennwerte für die letztgenannte Werkstoffgruppe erweitert.

139 6 Zusammenfassung 132 Werkstoff-Kennblatt Gusseisenwerkstoffe Gusseisenwerkstoff: GTS-35-1 (ferritisch) Wärmebehandlung: Gefüge: Gefügeparameter: Temperatur [ C] GTS K/h Zeit [h] Graphitteilchenanzahl: N A = 219 mm -2 Graphitteilchenabstand: λ = 21 µm Graphitformfaktor: f =,54 Graphitteilchengröße: d G = 9 µm Korngröße: d F = 32 µm Chemische Zusammensetzung (Masse %), Sättigungsgrad S C : C Si Mn P S Mg Ni Ce Al S C 2,25 1,32,36,38,71 <,1,39 n.b.,2,59 Mechanische Kennwerte bei RT: R p,2 [MPa] R m [MPa] E [GPa] A 3 [%] Z [%] n HB 2,5/187,5 K [J] KV [J] SB [mm] , ,36 Bruchmechanische Kennwerte: RT Statische Beanspruchung, SENB-Probe (1*2*1 mm), 2% SK, a/w =,5 Dynamische Beanspruchung, ISO-V-Probe (1*1*55 mm), a/w =,5 J,2 J i/bl [kjm -2 ] [kjm -2 ] δ i/bl δ,2 [kjm -2 ] [kjm -2 ] δ di/bl δ d, C Statische Beanspruchung, SENB-Probe Dynamische Beanspruchung, (1*2*1 mm), 2% SK, a/w =,5 ISO-V-Probe (1*1*55 mm), a/w =,5 J i/bl J,2 δ i/bl δ,2 J di/bl J d,2 δ di/bl δ d,2 [kjm -2 ] [kjm -2 ] [kjm -2 ] [kjm -2 ] * * * * J di/bl J d,2 m C Zyklische Beanspruchung, SENB-Probe (1*2*1 mm), 3 mm Kerb (Paris-Erdogan-Gleichung) R K th K fc MPam 1/2 mmlw -1 /MPam MPam 1/2,1 7,6 3,41 1,2 * ,3 6,4 3,47 9,8 * ,5 * nicht geprüft 6, 3,98 4, *

140 6 Zusammenfassung 133 Werkstoff-Kennblatt Gußeisenwerkstoffe Gusseisenwerkstoff: GTS-45-6 (perlitisch-ferritisch) Wärmebehandlung: Gefüge: Gefügeparameter: Temperatur [ C] GTS Zeit [h] Graphitteilchenanzahl: N A = 25 mm -2 Graphitteilchenabstand: λ = 21 µm Graphitformfaktor: f =,55 Graphitteilchengröße: d G = 9 µm Korngröße: nicht bestimmbar Chemische Zusammensetzung (Masse %), Sättigungsgrad S C : C Si Mn P S Mg Ni Ce Al S C 2,62 1,37,4,37,73 <,1,38 n.b.,4,69 Mechanische Kennwerte bei RT: R p,2 [MPa] R m [MPa] E [GPa] A 3 [%] Z [%] n HB 2,5/187,5 K [J] KV [J] LB [mm] , ,26 Bruchmechanische Kennwerte: RT Statische Beanspruchung, SENB-Probe (1*2*1 mm), 2% SK, a/w =,5 Dynamische Beanspruchung, ISO-V-Probe (1*1*55 mm), a/w =,5 J i/bl [kjm -2 ] J,2 [kjm -2 ] δ i/bl δ,2 J di/bl [kjm -2 ] J d,2 [kjm -2 ] δ di/bl δ d, C Statische Beanspruchung, SENB-Probe (1*2*1 mm), 2% SK, a/w =,5 Dynamische Beanspruchung, ISO-V-Probe (1*1*55 mm), a/w =,5 J i/bl [kjm -2 ] J,2 [kjm -2 ] δ i/bl δ,2 J di/bl [kjm -2 ] J d,2 [kjm -2 ] δ di/bl δ d, * * * * m C Zyklische Beanspruchung, SENB-Probe (1*2*1 mm), 3 mm Kerb (Paris-Erdogan-Gleichung) R K th K fc MPam 1/2 mmlw -1 /MPam MPam 1/2,1 6,6 3,4 6,8 * ,3 4,9 3,17 1,5 * ,5 * nicht geprüft 5,3 3,57 5,7 *

141 6 Zusammenfassung 134 Werkstoff-Kennblatt Gußeisenwerkstoffe Gusseisenwerkstoffe: GTS-65-2 (perlitisch) Wärmebehandlung: Gefüge: Gefügeparameter: Temperatur [ C] GTS Zeit [h] Graphitteilchenanzahl: N A = 179 mm -2 Graphitteilchenabstand: λ = 24 µm Graphitformfaktor: f =,64 Graphitteilchengröße: d G = 11 µm Korngröße: nicht bestimmbar Chemische Zusammensetzung (Masse %), Sättigungsgrad S C : C Si Mn P S Mg Ni Ce Al S C 2,56 1,24,72,38,72 <,1,41 n.b. <,1,67 Mechanische Kennwerte bei RT: R p,2 [MPa] R m [MPa] E [GPa] A 3 [%] Z [%] n HB 2,5/187,5 K [J] KV [J] LB [mm] , ,15 Bruchmechanische Kennwerte: RT Statische Beanspruchung, SENB-Probe (1*2*1 mm), 2% SK, a/w =,5 Dynamische Beanspruchung, ISO-V-Probe (1*1*55 mm), a/w =,5 J i/bl [kjm -2 ] J,2 [kjm -2 ] δ i/bl δ,2 J di/bl [kjm -2 ] J d,2 [kjm -2 ] δ di/bl δ d, C Statische Beanspruchung, SENB-Probe (1*2*1 mm), 2% SK, a/w =,5 Dynamische Beanspruchung, ISO-V-Probe (1*1*55 mm), a/w =,5 J i/bl [kjm -2 ] J,2 [kjm -2 ] δ i/bl δ,2 J di/bl [kjm -2 ] J d,2 [kjm -2 ] δ di/bl δ d,2 K Ic = 25 MPam 1/2 * * * * m C Zyklische Beanspruchung, SENB-Probe (1*2*1 mm), 3 mm Kerb (Paris-Erdogan-Gleichung) R K th K fc MPam 1/2 mmlw -1 /MPam MPam 1/2,1 4,4 3,14 6,7 * ,3 4,1 2,99 1,3 * ,5 3,7 3,13 1,3 * * nicht geprüft

142 7 Literaturverzeichnis Literaturverzeichnis 1 Zerbst, U.; Wiesner, C.; Kocak, M. u. L. Hodulak: SINTAP: Entwurf einer vereinheitlichten Fehlerbewertungsprozedur - eine Einführung. GKSS-Bericht 99/E/65, GKSS Forschungszentrum Geesthacht GmbH, Pusch, G.: Beanspruchungsgerechte Bauteilbewertung mit Hilfe bruchmechanischer Methoden. Giesserei 85 (1998) Nr.1, S. 32 bis 37 3 Rehmer, B.: Bruchmechanische Bewertung ferritischer Gusseisenwerkstoffe mit Kugel- und Vermiculargraphit in Abhängigkeit von Beanspruchungsgeschwindigkeit und -temperatur. Dr.-Ing.-Diss.; TU Bergakademie Freiberg, Stehmann, S.: Mikrofraktographische Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungswiderstandes duktiler Gusseisenwerkstoffe. Dr.-Ing.-Diss.; TU Bergakademie Freiberg, Komber, B.: Bruchmechanische Bewertung des Rissausbreitungsverhaltens ferritischer Gusseisenwerkstoffe bei zyklischer Beanspruchung. Dr.-Ing.-Diss.; TU Bergakademie Freiberg, Baer, W.: Bruchmechanische Bewertung ferritischer Gusseisenwerkstoffe sowie artgleicher Schweißverbindungen bei statischer Beanspruchung. Dr.-Ing.-Diss.; TU Bergakademie Freiberg, Udoh, A.: Ermittlung fließbruchmechanischer Kennwerte für ferritisches GGG-4 und seine Schweißverbindungen bei dynamischer Beanspruchung. Dr.-Ing.-Diss.; TU Bergakademie Freiberg, Pusch, G.; Liesenberg, O.; Hübner, P.; Brecht, Th. u. L. Krodel: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte für Gusseisen mit Kugelgraphit. Z. konstruieren + giessen 24 (1999) Nr. 2, S.1 bis 19 9 Pusch, G.; Udoh, A. u. W. Baer: Fließbruchmechanische Kennwerte von GGG-4 bei statischer und dynamischer Beanspruchung. Z. konstruieren + giessen 22 (1997) Nr. 2, S. 13 bis 16 1 AIF-Projekt Nr BR/1: Bewertung der Bruchsicherheit (GTW) mit Hilfe bruchmechanischer Methoden. TU Bergakademie Freiberg, Institut für Werkstofftechnik 11 Brecht, K.; Pusch, G. u. O. Liesenberg: Bruchmechanische Bewertung von nicht-entkohlend geglühtem Temperguss. Giesserei 87 (2) Nr. 5, S.37 bis Brecht, K.; Pusch, G. u. O. Liesenberg: Bruchmechanische Bewertung des Risseinleitungs- und Rissausbreitungsverhaltens von nicht-entkohlend geglühtem Temperguss bei statischer Beanspruchung. Vortrag zur Tagung DVM-Arbeitskreis "Bruchvorgänge", Paderborn, Duktiles Gusseisen: Temperguss für alle Industriezweige. Nachdruck aus "konstruieren + giessen" 8 (1983) Nr.1/2 14 Werning, H.: Schwarzer Temperguss - Herstellung, Eigenschaften und erfolgreiche Anwendung. Z. konstruieren + giessen 25 (2) Nr. 1, S.27 bis 42

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149 Anhang

150 9 Anhang Tabelle A-4.1-1: Mechanische Kennwerte des statischen Zugversuchs bei RT (Einzelwerte) Werkstoff Probe R p,2 R m R p,2 d l A gl A 3 Z [MPa] [MPa] /R m [mm] [mm] [%] [%] [%] GTS _2_ ,66 7,82 23,46 12,1 13,9 12,6 GTS _13_ ,74 7,81 23,43 11,5 14,5 13,8 GTS _1_ ,58 7,94 23,82 12,1 13,6 11, GTS _1_ ,59 7,9 23,7 13,1 14,9 12,3 GTS _2_ ,64 7,94 23,82 14,3 17, 13,6 Mittelwert ,64 12,6 14,8 12,7 GTS _34_ ,69 7,66 22,98 8,4 9,7 1,7 GTS _42_ ,73 7,67 23,1 8,2 8,8 9,7 GTS _3_ ,68 7,91 23,73 1,9 12,2 1,6 GTS _3_ ,68 7,92 23,76 7,8 1,2 n.b. GTS _3_ ,64 7,91 23,73 8,8 9,3 7,9 Mittelwert ,68 8,8 1, 9,7 GTS _8_ ,62 7,83 23,49 6,8 6,9 6, GTS _8_ ,61 7,84 23,52 5,4 7,4 6, GTS _9_ ,65 7,86 23,58 6,6 6,9 6,5 GTS _2_ ,61 7,96 23,88 6,6 6,6 5,7 GTS _2_ ,65 7,86 23,58 3,8 4, 2,8 GTS _9_ ,71 7,94 23,82 2,2 2,2 2,8 Mittelwert 45 73,64 5,2 5,7 5, 8 7 GTS 65-2 Spannung [MPa] GTS 45-6 GTS Dehnung [ %] Abb. A-4.1-1: Mechanische Kennwerte des statischen Zugversuchs bei RT (Einzelkurven)

151 9 Anhang Tabelle A-4.1-2: Mechanische Kennwerte des statischen Zugversuchs bei tiefen Temperaturen (Einzelwerte) WST GB- Pr.- Temp. R p,2 R m R p,2 d l A gl A 3 Z Nr. Nr. [ C] [MPa] [MPa] /R m [mm] [mm] [%] [%] [%] GTS ,65 7,87 23, ,3 12,1 GTS ,61 7,92 23,76 6,7 7,2 12,2 GTS ,61 7,91 23,73 12,9 15,3 6,5 GTS ,61 7,85 23,55 12,3 14,7 3,8 GTS ,62 7,86 23,58 5,8 6,8 9, GTS ,82 7,87 23,61 1,4 1,7 n.b. GTS ,67 7,89 23,67 13,3 16,5 12,7 GTS ,74 7,8 23,4 5,4 8,3 1,8 GTS ,67 7,89 23,67 13, , GTS ,71 7,87 23,61 13,3 16,8 13,7 GTS ,57 7,85 23,55 13,7 16,5 n.b. GTS ,68 7,89 23,67 14,3 17,6 13, GTS ,68 7,91 23,73 1,2 12,6 9,9 GTS ,85 7,91 23,73 1,4 2,,8 GTS ,69 7,88 23,64 1,5 11,3 6,7 GTS ,68 7,89 23,67 1,3 12 8,9 GTS ,71 7,83 23,49 4, 4,3 n.b. GTS ,66 7,93 23,79 1,9 12,6 9,6 GTS ,67 7,87 23,61 11,7 13,2 9,4 GTS ,7 7,82 23,46 9,9 11,6 1, GTS ,68 7,9 23,7 8,1 8,3 7,2 GTS ,69 7,86 23,58 8,3 9,2 3,8 GTS ,71 7,82 23, ,9 8, GTS ,59 7,88 23,64 6,4 7,2 5,5 GTS ,62 7,85 23,55 3,7 3,8 1,8 GTS ,59 7,86 23,58 5,5 5,5 4, GTS ,63 7,89 23,67 6,3 7,4 4, GTS ,6 7,88 23,64 5,6 6,1 2,8 GTS ,68 7,8 23,4 3,5 4, n.b. GTS n.b. n.b. n.b. n.b. 4,7 4,7 n.b. GTS ,6 7,85 23,55 6, 6,1 4,5 GTS ,75 7,87 23,61 4,2 4,2 3,5 GTS ,81 7,88 23,64 2,9 2,9 2,8 n.b. - wenn Probe wegen Einschluss versagt oder am Gewinde gebrochen ist

152 Tabelle A-4.1-3: Einzelwerte der registrierenden Härtemessung Werkstoff Einzel- Messung HU s HU korr. s W t W e W r E / (1-ν²) E s H plast. s hr s 9 Anhang probe je Probe N/mm² N/mm² nj nj nj GPa GPa N/mm² µm GTS-35-1 M-C ,75,135 GTS-35-1 M-C ,62,134 GTS-35-1 M-C ,773,13 GTS-35-1 M-C ,65,133 GTS-35-1 M-C ,956,12 GTS-35-1 M-C ,73,126 GTS-35-1 M-C ,845,117 GTS-35-1 Mittelwerte ,86,16 GTS-45-6 M-B ,295,99 GTS-45-6 M-B ,67,9 GTS-45-6 M-B ,17,92 GTS-45-6 M-B ,272,92 GTS-45-6 M-B ,356,96 GTS-45-6 M-B ,293,95 GTS-45-6 M-B ,181,89 GTS-45-6 Mittelwerte ,23,9 GTS-65-2 M-A ,479,76 GTS-65-2 M-A ,516,58 GTS-65-2 M-A ,496,78 GTS-65-2 M-A ,56,72 GTS-65-2 M-A ,573,65 GTS-65-2 M-A ,635,61 GTS-65-2 Mittelwerte ,53,5

153 9 Anhang Tabelle A-4.2-1: Einzelwerte des Schlagbiegeversuches an GTS Werkstoff Probe T UB K Beta Datei F max f max [ C] [V] [J] [ ] [N] [mm] GTS , 9,1 28, ,72 GTS , 11, 21, ,77 GTS , 21,7 217, ,82 GTS , 43,8 229, ,68 GTS , 35,7 224, ,16 GTS , 31, 222, ,8 GTS , 49,1 231, ,2 GTS , 45,5 23, ,99 GTS , 31,4 222, ,83 GTS , 41,8 228, ,54 GTS , 47,7 231, ,23 GTS , 67, 239,9 67 Speicherfehler GTS , 62,9 238, ,73 GTS , 55, 234,3 28 Speicherfehler GTS , 65, ,71 GTS , 62,2 237, ,65 GTS , 54, 233, ,54 GTS , 53,4 233, ,41 GTS , 56,5 234, ,56 GTS /1 4 1, 59,9 236, , GTS , 64, 238, ,46 GTS , 6,8 236, ,35 GTS /5 8 1,5 58,3 235, ,22 GTS /6 8 1,5 65,4 238, ,89 GTS /3 8 1,5 63,2 237, ,5

154 9 Anhang Tabelle A-4.2-1: Einzelwerte des Schlagbiegeversuches an GTS (Fortsetzung) Werkstoff Probe T UB K Beta Datei F max f max [ C] [V] [J] [ ] [N] [mm] GTS , 5,8 25, ,44 GTS , 4,8 25, ,51 GTS , 22,5 217, ,42 GTS , 25,7 224, ,7 GTS , 2,9 216, ,82 GTS , 62,5 237, ,43 GTS , 27,1 22, ,72 GTS , 9,3 29, ,56 GTS , 41,8 228, ,54 GTS , 46,3 23, ,69 GTS , 42,7 238, ,55 GTS , 64,9 238, ,51 GTS , 57,1 235, ,9 GTS , 7,4 241, ,83 GTS , 62,8 31 Speicherfehler GTS , 5,2 233, ,7 GTS , 48,4 231, ,81 GTS , 43,6 228, ,44 GTS , 66, 239, ,75 GTS , 52,1 232, ,94 GTS , 35,7 224, ,36 GTS , 67,4 24, ,7 GTS , 68,3 24, ,1 GTS ,5 65, 239, ,97 GTS ,5 48,5 231, ,9 GTS ,5 46,1 23, ,94

155 9 Anhang Tabelle A-4.2-1: Einzelwerte des Schlagbiegeversuches an GTS (Fortsetzung) Werkstoff Probe T UB K Beta Datei F max f max [ C] [V] [J] [ ] [N] [mm] GTS , 5,8 25, ,33 GTS , 5,1 25, ,32 GTS , 14,7 212, ,82 GTS ,5-12 1, 9,7-65 Speicherfehler GTS , 15,7 212, ,85 GTS , 23,5 218, ,31 GTS , 2,2 216, ,8 GTS , 22,8 218, ,32 GTS , 11,8 21, ,82 GTS , 17,4 214, ,5 GTS , 32,2 222, ,64 GTS , 14,7 212, ,8 GTS , 7,2 27, ,52 GTS , 41,5 23, ,25 GTS , 26,2 22, ,59 GTS , 22,6 217, ,28 GTS , 9,2 215, ,96 GTS , 52, 232, ,55 GTS , 56,2 234, ,77 GTS , 41,9 228, ,26 GTS , 51,7 232, ,5 GTS , 53,8 233, ,54 GTS , 44,2 229, ,24 GTS , 46,1 23, ,58 GTS , 41,8 227, ,32 GTS , 43, 228, ,43 GTS , 4,8 226, ,21 GTS , 45, 229, ,37 GTS , 43,5 228, ,36

156 9 Anhang Tabelle A-4.2-2: Einzelwerte des Kerbschlagbiegeversuches an GTS Werkstoff Probe T UB KV SB Beta Datei F max f max [ C] [V] [J] [mm] [ ] [N] [mm] GTS /1/ ,6,3-25 Speicherfehler GTS ,4,2 23, ,7 GTS ,5 23, ,9 GTS ,5,3 24, ,31 GTS ,9,3 24, ,9 GTS ,6,1 24, ,6 GTS ,5,7 25, ,4 GTS ,4,3 24, ,8 GTS ,9,7 25, ,1 GTS / ,5,6 156, ,1 GTS / ,6,14 152, ,34 GTS / ,8,26 151, ,38 GTS ,2,16 28, ,51 GTS / ,1,21 152, ,5 GTS / ,22 152, ,55 GTS / ,6,19 151, ,37 GTS / ,3,23 15, ,31 GTS / ,7,27 15, ,37 GTS / ,8,15 153, ,39 GTS / ,3,3 15, ,32 GTS / ,4,28 151, ,38 GTS / ,2,19 152, ,4 GTS /25/2 1 12,31 149, ,33 GTS /5/4 1 9,9,29 15, ,33 GTS /4/1 1 12,5,39 148, ,41 GTS /25/ ,3,34 148, ,69 GTS /23/ ,7,35 148, ,35 GTS /11/ ,1,4 148, ,46 GTS /8/ ,2,51 148, ,4 GTS /4/ ,5,38 148, ,41 GTS /8/ ,4,43 148, ,4 GTS /9/ ,7,38 149, ,16 GTS /25/ ,5,44 149, ,21

157 9 Anhang Tabelle A-4.2-2: Einzelwerte des Kerbschlagbiegeversuches an GTS (Fortsetzung) Werkstoff Probe T UB KV SB Beta Datei F max f max [ C] [V] [J] [mm] [ ] [N] [mm] GTS / ,6,6 156, ,9 GTS ,4 22, ,1 GTS ,4 22, ,6 GTS ,7 22, ,6 GTS ,4 23, ,99 GTS ,2 22, ,8 GTS ,3,3 23, ,1 GTS ,7 24, ,33 GTS ,5,4 24, ,31 GTS ,8,4 23, ,33 GTS / ,7,12 155, ,33 GTS / ,4,6 155, ,44 GTS / ,3,7 155, ,43 GTS / ,3,6 154, ,35 GTS / ,7,11 154, ,33 GTS / ,2,1 153, ,33 GTS / ,2,13 51, ,4 GTS / ,6,21 15, ,4 GTS / ,7,12 153, ,34 GTS ,3,21 29, ,32 GTS ,4,25 21, ,31 GTS ,9,24 29, ,57 GTS /2 1 11,3,22 149, ,33 GTS /2 1 11,4,22 149, ,55 GTS /5 1 12,3,24 149, ,49 GTS / ,4,26 148, ,53 GTS / ,9,26 149, ,61 GTS / ,,27 149, ,48 GTS / ,1,28 148, ,66 GTS / ,,29 148, ,44 GTS / ,4,3 149, ,41 GTS / ,2,29 149, ,18 GTS / ,,31 149, ,37

158 9 Anhang Tabelle A-4.2-2: Einzelwerte des Kerbschlagbiegeversuches an GTS (Fortsetzung) Werkstoff Probe T UB KV SB Beta Datei F max f max [ C] [V] [J] [mm] [ ] [N] [mm] GTS / ,1 156, ,7 GTS ,2,2 22, ,7 GTS ,,3 23, ,1 GTS ,6 n.g. 84 Speicherfehler GTS ,5,1 22, ,6 GTS ,8,2 23, ,9 GTS ,8,2 23, ,8 GTS ,7 22, ,9 GTS / ,2,5 156, ,1 GTS / ,,3 156, ,1 GTS / ,1,1 156, ,2 GTS /1 1 4,1 155, ,31 GTS /3 1 5,2,3 154, ,3 GTS /4 1 3,6,15 156, ,36 GTS / ,3,6 154, ,32 GTS / ,2,2 153, ,45 GTS / ,5, 154, ,35 GTS / ,3,6 152, ,58 GTS / ,6,9 152, ,41 GTS / ,,11 152, ,61 GTS / ,4,18 151, ,37 GTS / ,3,13 151, ,44 GTS / ,6,13 151, ,44 GTS / ,4,2 15, ,38 GTS / ,4,15 15, ,37 GTS / ,7,19 151, ,44 GTS / ,6,16 151, ,35 GTS / ,6,17 151, ,68

159 9 Anhang Tabelle A-5.1-1: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-35-1 / J-Integral-Konzept / RT Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS J = A * ( a + B)^C SZB c SZH c J i/bl J i/bl J i/szbc J,2 J,2/BL J max T J,2-1 A B C Probe [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] ,1, ,1, ,1, ,5, ,32,52 Mittelwert ,8,41 Rißwiderstandskurve GTS-35-1 J-Integral-Konzept / RT J-Integralwert in kj/m² Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum Rißwachstum a in a mm in mm Abb. A-5.1-1: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-35-1 / J-Integral-Konzept / RT

160 9 Anhang Tabelle A-5.1-2: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-35-1 / J-Integral-Konzept / -4 C Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS J = A * ( a + B)^C SZB c SZH c J i/bl J i/bl J i/szbc J,2 J,2/BL J max T J,2-1 A B C Probe [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] ,1, ,1, ,1, ,1,39 Mittelwert ,1,46 Rißwiderstandskurve GTS-35-1 J-Integral-Konzept / -4 C J-Integralwert in kj/m² Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum Rißwachstum a a in mm in mm Abb. A-5.1-2: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-35-1 / J-Integral-Konzept / -4 C

161 9 Anhang Tabelle A-5.1-3: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-35-1 / CTOD-Konzept / RT Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS δ = A * ( a + B)^C SZB c SZH c δ i/bl δ i/bl δ i/szbc δ,2 δ,2/bl δ max T δ,2-1 A B C Probe ,1, ,1, ,12, ,2, ,53,76 Mittelwert ,17,52 Rißwiderstandskurve GTS-35-1 CTOD-Konzept / RT CTOD-Wert in µm Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Stabiles Risswachstum Rißwachstum a in a mm in mm Abb. A-5.1-3: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-35-1 / CTOD-Konzept / RT

162 9 Anhang Tabelle A-5.1-4: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-35-1 / CTOD-Konzept / -4 C Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS δ = A * ( a + B)^C SZB c SZH c δ i/bl δ i/bl δ i/szbc δ,2 δ,2/bl δ max T δ,2-1 A B C Probe ,1, ,1, ,1, ,1,41 Mittelwert ,1,49 Rißwiderstandskurve GTS-35-1 CTOD-Konzept / -4 C CTOD-Wert in µm Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Stabiles Risswachstum Rißwachstum a in a mm in mm Abb. A-5.1-4: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-35-1 / CTOD-Konzept / -4 C

163 9 Anhang Tabelle A-5.1-5: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-45-6 / J-Integral-Konzept / RT Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS J = A * ( a + B)^C SZB c SZH c J i/bl J i/bl J i/szbc J,2 J,2/BL J max T J,2-1 A B C Probe [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] ,1, ,1, ,12, ,57, ,1,25 Mittelwert ,14,332 Rißwiderstandskurve GTS-45-1 J-Integral-Konzept / RT J-Integralwert in kj/m² Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 Stabiles Risswachstum Rißwachstum a in mm Abb. A-5.1-5: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-45-6 / J-Integral-Konzept / RT

164 9 Anhang Tabelle A-5.1-6: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-45-6 / J-Integral-Konzept / -4 C Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS J = A * ( a + B)^C SZB c SZH c J i/bl J i/bl J i/szbc J,2 J,2/BL J max T J,2-1 A B C Probe [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] ,1, ,1, ,1, ,1,33 Mittelwert ,1,34 Rißwiderstandskurve GTS-45-1 J-Integral-Konzept / -4 C J-Integralwert in kj/m² Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Stabiles Risswachstum Rißwachstum a in a mm in mm Abb. A-5.1-6: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-45-6 / J-Integral-Konzept / -4 C

165 9 Anhang Tabelle A-5.1-7: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-45-6 / CTOD-Konzept / RT Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS δ = A * ( a + B)^C SZB c SZH c δ i/bl δ i/bl δ i/szbc δ,2 δ,2/bl δ max T δ,2-1 A B C Probe ,3, ,1, ,29, ,76, ,5,32 Mittelwert ,25,47 Rißwiderstandskurve GTS-45-6 CTOD-Konzept / RT CTOD-Wert in µm Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Stabiles Risswachstum Rißwachstum a in a mm in mm Abb. A-5.1-7: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-45-6 / CTOD-Konzept / RT

166 9 Anhang Tabelle A-5.1-8: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-45-6 / CTOD-Konzept / -4 C Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS δ = A * ( a + B)^C SZB c SZH c δ i/bl δ i/bl δ i/szbc δ,2 δ,2/bl δ max T δ,2-1 A B C Probe ,2, ,1, ,5, ,2,39 Mittelwert ,3,39 Rißwiderstandskurve GTS-45-6 CTOD-Konzept / -4 C CTOD-Wert in µm Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Risswachstum Rißwachstum a a in mm in mm Abb. A-5.1-8: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-45-6 / CTOD-Konzept / -4 C

167 9 Anhang Tabelle A-5.1-9: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-65-2 / J-Integral-Konzept / RT Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS J = A * ( a + B)^C SZB c SZH c J i/bl J i/bl J i/szbc J,2 J,2/BL J max T J,2-1 A B C Probe [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] ,1, ,1, ,1, ,1,34 Mittelwert ,1,37 Rißwiderstandskurve GTS-65-1 J-Integral-Konzept / RT J-Integralwert in kj/m² Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Stabiles Risswachstum Rißwachstum a in a mm in mm Abb. A-5.1-9: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-65-2 / J-Integral-Konzept / RT

168 9 Anhang Tabelle A-5.1-1: Kennwerte und Parameter der Risswiderstandskurven GTS-65-2 / CTOD-Konzept / RT Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS δ = A * ( a + B)^C SZB c SZH c δ i/bl δ i/bl δ i/szbc δ,2 δ,2/bl δ max T δ,2 A B C Probe ,4, ,1, ,1, ,2,41 Mittelwert ,2,43 Rißwiderstandskurve GTS-65-2 CTOD-Konzept / RT CTOD-Wert in µm Einzelkurven Mittelwertskurve Blunting Line (ESIS),2,4,6,8 1 1,2 Stabiles Stabiles Risswachstum Rißwachstum a a in mm in mm Abb. A-5.1-1: Einzel- und Mittelwertskurven GTS-65-2 / CTOD-Konzept / RT

169 Tabelle A-5.2-1: Einzelwerte der low-blow -Versuche GTS-35-1 Fall- Anfangs- End- Probe winkel v v e F max energie energie A(V) =KV J d pl J d el J d elast. δ d5 pl δ d5 el δ d5 elast. α U dyn für J el für J pl Anteil Anteil [ ] [m/s] [m/s] [N] [J] [J] [J] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [%] [%] 98/1 5,,24, ,58,11,47 17,8 4,2 22, 19, 35,5 8,8 44,3 19,9 35/5/3 6,,29,11 294,83,12,71 26,6 4,5 31, 14,5 53 9,8 62,8 15,5 177/2 6,9,33, ,1,9 1,1 48,8 4,3 53,1 8, ,5 115,5 9,9 35/4/4 7,,34, ,13,1 1,3 55,5 5,4 6,8 8, , 122, 15,6 35/8/4 7,,34, ,13,12 1,1 38,6 4,6 43,2 1,6 77 9,6 86,6 11,1 176/1 7,,34, ,13,7 1,7 7,4 3,9 74,4 5, ,8 134,8 11, 178/3 7,1,34, ,17,8 1,8 55,1 4,6 59,7 7, ,9 12,9 7,3 177/3 7,1,34,9 23 1,17,7 1,9 62,1 4,6 66,6 6, ,1 131,1 1, 177/1 7,2,35, ,2,7 1,12 57,8 4,1 61,9 6, ,8 125,8 6,2 98/2 7,3,35, ,23,12 1,11 41,5 4,5 46, 9,8 85 9, 94, 9,6 178/2 7,4,36, ,27,8 1,18 6,9 4,6 65,5 7, ,7 127,7 6,8 1/3 7,5,36, ,3,13 1,17 45,2 5, 5,2 1, 91 1,2 11,2 1,1 176/2 7,6,37, ,33,7 1,26 75,6 4,2 79,8 5, ,8 139,8 1,6 178/1 7,8,38, ,41,8 1,32 65,9 4,5 7,4 6, ,8 133,8 6,6 98/3 8,,39, ,48,1 1,38 6,5 4,4 64,9 6, ,9 139,9 6,4 1/1 1,,49,1 39 2,31,9 2,22 117,2 4,8 122, 3,9 25 9,3 214,3 4,3 98/4 12,,58, ,32,4 3,28 332,3 4,1 336,4 1, , 64, 1,3 35/4/3 15, durchgebrochen 9 Anhang

170 Tabelle A-5.2-1: Einzelwerte der low-blow -Versuche (Fortsetzung) GTS-45-6 Fall- Anfangs- End- Probe winkel v v e F max energie energie A(V) =KV J d pl J d el J d elast. δ d5 pl δ d5 el δ d5 elast. α U dyn für J el für J pl Anteil Anteil [ ] [m/s] [m/s] [N] [J] [J] [J] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [%] [%] 48/3 5,,24, ,58,22,36 13,1 8, 21, 37,9 19 9,3 28,3 32,8 46/1 6,,29, ,83,21,62 23,8 8,1 31,9 25,3 39 1,4 49,4 21,1 44/1 6,3,31,14 339,92,19,72 28,2 7,8 36,1 21,7 38 1,4 48,4 21,6 27/4 6,5,32,16 397,98,24,74 26,6 8,6 35,2 24,5 43 1,4 53,4 19,5 46/2 6,7,33, ,4,22,82 3,1 8,1 38,2 21,2 5 1,3 6,3 17,1 175/1 6,8,33, ,7,9,98 66,7 6,1 72,9 8,4 14 9, 113, 8, 174/1 6,9,33,1 21 1,1,9 1,1 62,3 5,6 67,8 8,2 98 8,4 16,4 7,9 42/2 7,,34, ,13,22,91 34,6 8,4 43, 19,5 55 1,8 65,8 16,4 175/4 7,,34, ,13 1, 1, 51,5 6,7 58,2 11,5 79 9,8 88,8 11, 174/2 7,1,34, ,17,7 1,9 81, 5,9 87, 6, ,8 139,8 5,6 173/1 7,2,35, ,2,9 1,11 77,3 6,3 83,5 7, ,3 154,3 6,1 175/2 7,3,35, ,23,11 1,12 61,7 6,1 67,7 8,9 91 8,9 99,9 8,9 31/4 7,5,36, ,3,21 1,9 44,8 8,6 53,4 16,2 72 1,9 82,9 13,1 173/2 7,7,37, ,37,13 1,24 59,6 6,2 65,8 9,5 9 1, 1, 1, 47/4 8,,39, ,48,22 1,26 49,4 8,6 58, 14,9 84 1,6 94,6 11,2 47/3 8,5,41, ,67,27 1,4 5,6 9,8 6,4 16, ,3 94,3 12, 175/3 8,7,42, ,75,12 1,63 11,9 7,5 19,4 6, ,8 148,8 7,3 43/3 9,,44, ,87,18 1,69 76,3 8,1 84,4 9, ,6 129,6 8,1 47/2 9,5,46, ,8,17 1,92 9,1 7,5 97,7 7, ,9 151,9 7,2 46/3 1,,49, ,31,22 2,9 86,7 9,1 95,9 9,5 132,5 11,4 143,9 7,9 9 Anhang

171 Tabelle A-5.2-1: Einzelwerte der low-blow -Versuche (Fortsetzung) GTS-65-2 Fall- Anfangs- End- Probe winkel v v e F max energie energie A(V) =KV J d pl J d el J d elast. δ d5 pl δ d5 el δ d5 elast. α U dyn für J el für J pl Anteil Anteil [ ] [m/s] [m/s] [N] [J] [J] [J] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [%] [%] 17/6 5,,24, ,58,28,29 11,8 11,8 23,6 5, 18,75 9,8 28,5 34,3 12/3 5,5,27,17 387,7,28,42 16,9 11,2 28,1 4, 18 9,5 27,5 34,5 17/4 5,5,27,18 427,7,32,38 14,3 12, 26,3 45,7 16 8,8 24,8 35,5 172/4 5,6,27,12 259,73,14,58 35,4 9,2 44,6 2,5 36 8,1 44,1 18,3 17/2 5,7,28,13 288,75,16,59 33, 8,9 41,9 21,3 39 7,7 46,7 16,6 172/2 5,7,28,13 264,75,16,59 32,2 8,7 41, 21,3 4 8,1 48,1 16,8 17/1 5,8,28,17 445,78,3,48 19,1 11,9 31, 38,5 19 8,9 27,9 31,8 17/5 5,9,29,17 45,8,3,51 2,3 11,5 31,8 36,3 21 8,2 29,2 28, 2/6 6,,29, ,83,28,55 22,1 11,2 33,3 33,7 3 8,4 38,4 21,9 1/3 6,,29,16 366,83,25,58 25,2 1,9 36,1 3,1 31 7,5 38,5 19,5 172/3 6,,29,11 279,83,11,72 49,7 7,6 57,3 13,3 5 8, 58, 13,8 171/1 6,,29,13 288,83,17,66 38,5 9,9 48,4 2,5 43 8,2 51,2 16, 172/1 6,1,3,15 321,86,22,64 31,1 1,7 41,7 25,6 32 8,9 4,9 21,8 17/1 6,2,3, ,89,13,76 49,3 8,4 57,7 14,6 55 8,2 63,2 13, 9 Anhang

172 9 Anhang Tabelle A-5.2-2: Kennwerte und Parameter der dynamischen Rißwiderstandskurven J-Integral-Konzept Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS J = A` * ( a + B`)^C` SZB c SZH c J di/bl J di/bl J di/szbc J d,2 J d,2/bl [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] [kj/m²] T d J,2-1 A` B` C` GTS ± 8 48 ± ,6,1,366 GTS ± 7 46 ± ,5,33 1,4 GTS ± 9 35 ± ,65,63,71 CTOD-Integral-Konzept Stretchzone Kennwerte Kurvenparameter ISO ESIS δ = A` * ( a + B`)^C` SZB c SZH c δ di/bl δ di/bl δ di/szbc δ d,2 δ d,2/bl T d δ,2-1 A` B` C` GTS ± 8 48 ± ,59,1,356 GTS ± 7 46 ± ,88,2,874 GTS ± 9 35 ± ,9612 2,78 2,461

173 9 Anhang J-Integral [kj/m²] J_gesamt J_plastisch J_elastisch GTS ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] CTOD delta_gesamt delta_plastisch delta_elastisch GTS-35-1,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-1: Elastischer Anteil der J-Integral- und δ-werte bei dynamischer Beanspruchung GTS-35-1 J-Integral [kj/m²] J_gesamt J_plastisch J_elastisch GTS ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] CTOD delta_gesamt delta_plastisch delta_elastisch GTS-45-6,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-2: Elastischer Anteil der J-Integral- und δ-werte bei dynamischer Beanspruchung GTS-45-6 J-Integral [kj/m²] J_gesamt J_plastisch J-elastisch GTS ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] CTOD delta_gesamt delta_plastisch delta_elastisch GTS-65-2,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-3: Elastischer Anteil der J-Integral- und δ-werte bei dynamischer Beanspruchung GTS-65-2

174 9 Anhang 12 1 GTS-35-1 dynamisch dynamisch statisch J-Integral [kjm - ²] ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-4: Statische und dynamische J R Kurven von GTS-35-1 (RT) 2 18 GTS-35-1 dynamisch dynamisch statisch CTOD ,1,2,3,4,5,6,7,8,9 1 1,1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-5: Statische und dynamische δ R Kurven von GTS-35-1 (RT)

175 9 Anhang 12 1 GTS-45-6 dynamisch dynamisch statisch J-Integral [kjm - ²] ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-6: Statische und dynamische J R Kurven von GTS-45-6 (RT) 2 18 GTS-45-6 dynamisch dynamisch statisch CTOD ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-7: Statische und dynamische δ R Kurven von GTS-45-6 (RT)

176 9 Anhang 12 1 GTS-65-2 dynamisch dynamisch statisch J-Integral [kjm - ²] ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-8: Statische und dynamische J R Kurven von GTS-65-2 (RT) GTS-65-2 dynamisch dynamisch statisch 14 CTOD ,2,4,6,8 1 1,2 Stabile Rißausbreitung a [mm] Abb. A-5.2-9: Statische und dynamische δ R Kurven von GTS-65-2 (RT)

177 9 Anhang Tabelle A-5.3-1: Lastabsenkungsparameter zu Ermittlung des K th -Wertes GTS-35-1 R =,1 / R =,3 / R =,5 K [MPa m] Absenkung [%] Block 1 >11 1 Block Block ,5 Block ,5 Block 5 <7 1,5 GTS-45-6 R =,1 / R =,3 R =,5 K [MPa m] Absenkung [%] K [MPa m] Absenkung [%] Block 1 >11 1 >12,5 1 Block , Block , ,5 Block , ,5 2,5 Block 5 <7 1,5 <5,5 2 GTS-65-2 R =,1 / R =,3 R =,5 K [MPa m] Absenkung [%] K [MPa m] Absenkung [%] Block 1 >11 1 >11 1 Block Block , ,5 Block ,5 2, ,5 2,5 Block 5 <5,5 1,5 <5,5 1,5

178 Tabelle A-5.3-2: Einzelwerte für Aufnahme der zyklischen Risswachstumskurven Werkstoff Pr.-Nr. B W Kerbtiefe a end R T Start f Start K Start K th C m K fc [mm] [mm] [mm] [mm] [ms] [Hz] MPa m MPa m MPa m GTS /2 1,1 19,97 3,2 9,64,1 12,89 77,6 11 8,8 1,7E-8 3,25 22, GTS /1 1, 19,97 3,7 1,3,1 12,57 79,6 1 7,4 1,6E-8 3,17 27,6 GTS /2 9,97 19,97 3,7 1,15,1 13,6 76,6 1 6,5 2,8E-9 3,8 27,8 GTS /1 1,1 19,97 3,2 9,19,3 12,66 79, 1 6,6 6,9E-9 3,56 22,5 GTS /2 1,1 19,96 2,97 9,7,3 12,91 77,4 1 6,2 1,3E-8 3,39 21,6 GTS /3 1, 19,96 3, 7,2,5 12,5 79,9 1 5,9 2,1E-9 4,19 14,9 GTS /1 9,96 19,96 3,2 7,33,5 12,4 8,6 1 6,1 5,9E-9 3,77 15,5 GTS /1 1, 19,99 3,2 1,52,1 12,9 77,6 13 6,75 5,9E-9 3,52 28,87 GTS /2 9,96 19,98 2,97 8,3,1 12,8 78,1 13 7,68 1,2E-8 3,18 22,2 GTS /3 9,97 19,98 3,2 7,97,1 12,9 77,8 13 6,54 4,2E-9 3,46 22,74 GTS /1 1, 19,96 3,2 9,15,1 13, 77,2 13 6,54 3,E-9 3,66 27,32 GTS /2 1,1 19,96 3,2 9,25,1 12,8 77,9 13 6,56 1,E-8 3,21 26,5 GTS /1 1, 19,96 2,97 8,88,1 12,6 79,2 13 6,43 6,3E-9 3,38 26,73 GTS /2 1,1 19,96 3,2 1,4,1 12,9 77,8 13 6,41 4,8E-9 3,42 31,36 GTS /1 1,1 19,97 3,2 9,84,1 12,6 79,2 13 6,39 9,6E-9 3,25 28,95 GTS /2 9,96 19,97 3,5 1,49,1 12,8 78,1 13 6,37 4,5E-9 3,47 31,31 GTS /1 9,96 19,97 3,2 8,39,3 12,9 77,6 13 4,88 1,6E-8 3,11 24,42 GTS /2 9,96 19,97 3,18 8,72,3 12,9 77,4 13 4,86 1,3E-8 3,23 25,83 GTS /1 9,96 19,98 3,1 9,83,5 12,6 79,4 13 5,16 6,4E-9 3,5 25,28 GTS /2 1, 19,98 3,18 8,63,5 12,65 79, 13 5,41 4,9E-9 3,65 22,15 GTS /1 9,96 19,97 3,2 9,4,1 12,48 8,1 13 4,3 6,2E-9 3,12 36,2 GTS /2 1,1 19,97 3,5 9,3,1 12,7 78,7 13 4,5 7,2E-9 3,16 34,6 GTS /1 9,96 19,98 3,7 9,62,3 12,61 79,3 13 4,1 1,1E-8 3, 32,5 GTS /2 1, 19,98 3,2 8,9,3 12,54 79,8 13 4,1 1,4E-8 2,97 32,9 GTS /1 9,98 19,99 3,5 8,3,5 12,27 81,5 13 n.b.* 2,4E-8 2,86 26,8 GTS /2 9,96 19,97 3,5 9,84,5 12,37 8,8 13 n.b.* 7,8E-9 3,28 27,5 GTS /1 9,96 19,97 3,2 9,6,5 12,27 81,5 13 3,7 7,4E-9 3,25 27,2 *) n.b... nicht bestimmt 9 Anhang

179 9 Anhang 1,E-2 da/dn [mm/lw] 35/11_2/,1 35/11_1/,1 35/99_2/,1 1,E-2 da/dn [mm/lw] 35/15_1/,3 35/15_2/,3 1,E-3 1,E-3 1,E-4 1,E-4 1,E-5 1,E-5 1,E-6 1,E-6 1,E-7 GTS-35-1 R =,1 1 1 K [MPa m] 1 1,E-7 GTS-35-1 R =,3 1 1 K [MPa m] 1 1,E-2 35/16_1/,5 da/dn [mm/lw] 35/15_3/,5 1,E-3 1,E-4 1,E-5 1,E-6 1,E-7 GTS-35-1 R =,5 1 1 K [MPa m] 1 Abb. A-5.3-1: Zyklische Risswachstumskurven (Einzelkurven) für GTS-35-1 R =,1;,3 und,5

180 9 Anhang 1,E-2 da/dn [mm/lw] 1,E-3 45/112_1/,1 45/112_2/,1 45/112_3/,1 45/122_2/,1 45/122_1/,1 45/115_2/,1 45/115_1/,1 45/114_2/,1 45/114_1/,1 1,E-2 da/dn [mm/lw] 1,E-3 45/123_2/,3 45/123_1/,3 1,E-4 1,E-4 1,E-5 1,E-5 1,E-6 1,E-6 1,E-7 GTS-45-6 R =,1 1 1 K [MPa m] 1 1,E-7 GTS-45-6 R =,3 1 1 K [MPa m] 1 1,E-2 da/dn [mm/lw] 45/124_1/,5 45/124_2/,5 1,E-3 1,E-4 1,E-5 1,E-6 1,E-7 GTS-45-6 R =,5 1 1 K [MPa m] 1 Abb. A-5.3-2: Zyklische Risswachstumskurven (Einzelkurven) für GTS-45-6 R =,1;,3 und,5

181 9 Anhang 1,E-2 da/dn [mm/lw] 65/127_1/,1 65/127_2/,1 1,E-2 da/dn [mm/lw] 65/132_1/,3 65/132_2/,3 1,E-3 1,E-3 1,E-4 1,E-4 1,E-5 1,E-5 1,E-6 1,E-6 1,E-7 GTS-65-2 R =,1 1 1 K [MPa m] 1 1,E-7 GTS-65-2 R =,3 1 1 K [MPa m] 1 1,E-2 da/dn [mm/lw] 65/133_1/,5 65/133_2/,5 65/134_1/,5 1,E-3 1,E-4 1,E-5 1,E-6 1,E-7 GTS-65-2 R =,5 1 1 K [MPa m] 1 Abb. A-5.3-3: Zyklische Risswachstumskurven (Einzelkurven) für GTS-65-2 R =,1;,3 und,5

182 9 Anhang a) GTS-35-1 b) GTS-45-6 c) GTS-65-2 Abb. A-5.3-4: REM-Aufnahmen der Ermüdungsbruchflächen bei R =,1

183 9 Anhang a) GTS-35-1 b) GTS-45-6 c) GTS-65-2 Abb. A-5.3-5: REM-Aufnahmen der Ermüdungsbruchflächen bei R =,3

184 9 Anhang a) GTS-35-1 b) GTS-45-6 c) GTS-65-2 Abb. A-5.3-6: REM-Aufnahmen der Ermüdungsbruchflächen bei R =,5