Bruchmechanische Kennwerte von Gusseisenwerkstoffen

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1 Gerhard Pusch, Freiberg Bruchmechanische Kennwerte von Gusseisenwerkstoffen 1 Einleitung Mit der Anwendung bruchmechanischer Kriterien für die Werkstoffauswahl beziehungsweise Bauteilsicherheitsbewertung werden die konventionellen Kriterien ergänzt und erweitert. Dadurch kann der Konstrukteur über die erstmals mögliche Einbeziehung der Werkstoffzähigkeit, definiert als Werkstoffwiderstand gegen Risseinleitung oder Rissausbreitung, in der Bruchsicherheitsbewertung eine beanspruchungsgerechtere Werkstoffauswahl treffen, als das auf der Basis der Schlag oder Kerbschlagarbeit möglich ist [1], [2]. Voraussetzung ist die Ableitung quantitativer Korrelationen zwischen der Bauteilbeanspruchung, der Größe vorhandener beziehungsweise hypothetisch angenommener Risse oder rissähnlicher Spannungskonzentrationsstellen und der Bruchzähigkeit des Werkstoffs. Dies ist im Bild 1 in einer schematischen Übersicht dargestellt. Während die linearelastische Bruchmechanik (LEBM) das elastische Werkstoffverhalten entweder über das Spannungsintensitäts(K)Konzept) oder Energie(G) Konzept beschreibt, kommt bei elastischplastischem Werkstoffverhalten das Konzept der Fließbruchmechanik (FBM) in Form des CTOD oder JIntegralKonzeptes zur Anwendung. Bruchmechanische Konzepte zur beanspruchungsgerechten Gusswerkstoff und Gussteilbewertung kommen unter Beachtung von Gussfehlern oder denkbarer gießtechnischer Unregelmäßigkeiten vor allem dann zur Anwendung, wenn Gusswerkstoffe aufgrund ihrer spezifischen Vorteile in festigkeitsbeanspruchten und potentiell bruchgefährdeten Konstruktionen zum Einsatz kommen. Das wird auch bei den zunehmend an Bedeutung gewinnenden artgleichen Konstruktionsschweißungen und Gussverbundschweißungen im Fahrzeugbau sowie für Armaturen in Rohrleitungen des Kraftwerkbaus, im Chemieanlagenbau und im Gas und Wasserfach einschließlich Fernwärme zu beachten sein. Der vorliegende Beitrag beinhaltet schwerpunktmäßig die zusammenfassende Darstellung der am Institut für Werk stofftechnik (IWT) der TU Bergakademie Freiberg durchgeführten Untersuchungen zur Ermittlung und Anwendung bruchmechanischer Kennwerte bei statischer, dynamischer und zyklischer Beanspruchung unter Einbeziehung der hierzu im Schrifttum mitgeteilten Ergebnisse. Das Ergebnis bruchmechanischer Untersuchungen an duktilen Gusseisenwerkstoffen macht deutlich, dass diese im Vergleich zu Stahl und Stahlguss in ihren bruchmechanischen Eigenschaften höher zu bewerten sind, als es die relativ niedrige Kerbschlagarbeit erwarten lässt. Damit wird eine realere Bewertung der Bruchsicherheit von duktilem Gusseisen im direkten Vergleich mit Stahl und Stahlguss möglich, wie auch aus Untersuchungen im Rahmen der Werkstoffzulassung von ENGJS40018 für Schleudergussrohre folgt [3]. In Umsetzung bruchmechanischer Untersuchungsergebnisse konnten 1985 bei der Neufassung des ADMerkblattes W 3/2 die für ferritische Gusseisensorten mit Kugelgraphit im Druckbehälterbau festgelegten Sicherheitsbeiwerte von S = 3,5 auf 2,4 bei Auslegung gegen die 0,2%Dehngrenze verringert werden [4]. 2 Prüfmethoden und Kenngrößen Eine wesentliche Voraussetzung für die Anwendung dieses Konzeptes besteht in der Verfügbarkeit bruchmechanischer Kennwerte sowohl für die Berechnung zulässiger Rissgrößen oder Spannungen bei statischer und dynamischer Beanspruchung als auch für die Restlebensdauer zyklisch beanspruchter Bauteile. 2.1 Statische Beanspruchung Die experimentelle Ermittlung statischer Bruchzähigkeitswerte kann nach DIN EN ISO [5], ESIS P292 [6] oder ISO [7] erfolgen. Bestimmt werden K Ic Werte nach dem Konzept der linearelastischen Bruchmechanik (ebener Dehnungszustand EDZ) oder Kennwerte des CTOD und JIntegralKonzeptes bei elastischplastischem Werkstoffverhalten (ebener Spannungszustand ESZ). Eine Umrechnung von J in K ist über die elastischen Konstanten E und ν mit Prof. Dr.Ing. G. Pusch, Institut für Werkstofftechnik, TU Bergakademie Freiberg; 2 Bild 1: Prinzip des bruchmechanischen Konzeptes LEBM linearelastische Bruchmechanik FBM Fließbruchmechanik

2 2 E J K = 2 (1) 1 ν möglich. Bei der experimentellen Bestimmung gültiger, das heißt auf das Bauteil übertragbarer K Ic Werte, für duktile Gusseisenwerkstoffe führt die Forderung nach Realisierung des EDZ zu großen Probenabmessungen. Hier ist eine rationelle Kennwertermittlung nur über die bruchmechanischen Kenngrößen des CTODoder JIntegralKonzeptes realisierbar. Die experimentelle Bestimmung dieser Kennwerte erfolgt über die Aufnahme statischer Risswiderstandskurven (δ R beziehungsweise J R Kurven) nach der Einprobentechnik (ComplianceMethode), wie im Bild 2 unter Verwendung einer SENB(single edge notch beam)probe bei VierpunktBiegebeanspruchung gezeigt wird. Die physikalischen Rissinitiierungskennwerte J i/bl und δ i/bl werden im Schnittpunkt der Rissabstumpfungsgeraden (Blunting Line) mit der J R oder δ R Kurve bestimmt. Die technischen Rissinitiierungswerte J 0,2 und δ 0,2 ergeben bei einem Betrag der stabilen Rissausbreitung von Δa = 0,2 mm. Der Reißmodul (Tearing Modulus) T J 0,21, hier definiert als Anstieg der Sekante im Bereich Δa = 0,2 bis 1,0 mm, ist ein Maß für den Rissausbreitungswiderstand. Er wird nach ΔJ Δa E T J = x 2 σ F und T δ = Δ δ Δa x E σ Mit σ F = 0,5 (R p 0,2 + R m ) bestimmt. F (2) (3) Details zur Versuchsdurchführung und auswertung sind den genannten Prüfstandards zu entnehmen. Vorliegende Erkenntnisse zur Bauteilübertragbarkeit gehen davon aus, dass die physikalischen Rissinitiierungswerte diese Forderung weitestgehend erfüllen. 2.2 Zyklische Beanspruchung Das Risswiderstandsverhalten bei zyklischer Beanspruchung wird über die experimentelle Bestimmung der zyklischen Risswachstumskurve (da/dnδk Kurve) charakterisiert (Bild 3). Die Messung der Risswachstumsgeschwindigkeit da/dn (da Rissverlängerung, N Lastspielzahl) in Abhängigkeit vom zyklischen Spannungsintensitätsfaktor ΔK kann mit Hilfe von Rissmessfolien, über Bild 2: Ermittlung und Definition bruchmechanischer Kennwerte des JIntegral und CTOD Konzeptes die Messung der elastischen Nachgiebigkeit der Probe (ComplianceMethode) oder der Resonanzschwingdauer erfolgen. Details zur Versuchsdurchführung und auswertung beinhaltet ASTM E [8]. Der im Bereich I der da/dnδκ Kurve definierte Schwellenwert ΔK th hat die Bedeutung einer bruchmechanischen Dauerfestigkeit, das heißt bei ΔK < ΔK th tritt kein Risswachstum auf. Die Ermittlung der werkstoffabhängigen Parameter C und m der ParisErdoganGleichung (Bereich II) da/dn = C [ΔK] m (4) ist die Basis für die Berechnung der Restlebensdauer Fehler behafteter Gussteile. Im Bereich III, das heißt bei ΔK fc, erfolgt der Bruch. Bei der Einbeziehung dieser Kennwerte in die umfassende Betriebsfestigkeitsanalyse zyklisch beanspruchter Gussteile ist der Einfluss der Mittelspannung, R = σ u /σ o mit σ u Unterspannung und σ o Oberspannung, vor allem im Bereich I und III zu beachten. Bild 3: Zyklische Risswachstumskurve 2.3 Dynamische Beanspruchung Bei einer umfassenden Bewertung der Bauteilsicherheit, insbesondere für Unfallszenarien, bei denen infolge stoßartiger Belastungen schnelle Änderungen des Spannungs und Deformationszustandes auftreten, kann die Beanspruchbarkeit des Werkstoffs im Bauteil mit bruchmechanischen Werkstoffkennwerten charakterisiert werden. Für die experimentelle Bestimmung dynamischer Bruchzähigkeitswerte sind hinsichtlich des Regelwerkes Prüfvorschriften verfügbar [9], [10], die sich ausgehend von den am Werkstoff Stahl gesammelten Erkenntnissen, an die Standards für den statischen Belastungsfall anlehnen und somit die werkstoffspezifischen Besonderheiten der Gusseisenwerkstoffe nicht berücksichtigen. Die experimentelle Bestimmung dynamischer Bruchzähigkeitskennwerte mit vertretbaren Probenabmessungen kann über die Aufnahme dynamischer Risswiderstandskurven nach dem CTOD oder J IntegralKonzept erfolgen, wobei die zeitund materialaufwändige Mehrprobentechnik ( lowblow oder stopblock Technik) zum Einsatz kommt. Die Definition physikalischer (J di, δ di ) beziehungsweise technischer (J d0,2, δ d0,2 ) Rissinitiierungswerte erfolgt in Analogie zum statischen Belastungsfall. Untersuchungen zur Anwendung spezieller Methoden der Einprobentechnik, wie die elektrische und magnetische Emission, die Schallemission, die KeyCurveMethode sowie die laserinstrumentierte Messung der Kerböffnung bei invertierter Schlaganordnung zeigen 3

3 für ENGJS40015 nur eine begrenzte Reproduzierbarkeit [11]. Neuere Untersuchungen an weisen die KeyCurve Methode als Erfolg versprechend aus [12] bis [15]. Die Fähigkeit des Werkstoffs, einem sich mit hoher Geschwindigkeit ausbreitenden Riss auffangen zu können, wird über die Rissauffangzähigkeit K Ia charakterisiert, die nach ASTME [16] bestimmt wird. 3 Gusseisen mit lamellarer Graphitausbildung GJL Mit Beginn der bruchmechanischen Bewertung von Gusseisen mit Lamellengraphit [17] bis [23] machen die auf der Basis des LEBMKonzeptes ermittelten Kennwerte auf die Abhängigkeit des Rissausbreitungswiderstandes von der Zähigkeit des Grundgefüges, der Graphitmorphologie und den Beanspruchungsbedingungen aufmerksam. Die Analyse der ablaufenden Schädigungsmechanismen zeigt, dass es aufgrund der inneren Kerbwirkung sowohl zu plastischen Verformungen im Grundgefüge als auch zum Bruch der Graphitlamellen kommt, wodurch der Bruch durch eine stabile Risseinleitung und Rissausbreitung initiiert wird [24]. Daher können gültige bruchmechanische Kennwerte für die Bauteilbewertung nur über das FBM Konzept bestimmt werden [25], [26], wobei die Rissinitiierungswerte des JIntegrals oder CTODKonzeptes den Beginn der stabilen Rissausbreitung definieren. In der Tabelle 1 sind die an 25 mm dicken CTProben nach der Compliance Methode bestimmten, gefügeabhängigen Bruch zähigkeitswerte enthalten. Die ermittelten Rissinitiierungswerte des JIntegral Konzeptes wurden nach Gleichung (1) in K Ic Werte umgerechnet. Die für Gusseisen mit Lamellengraphit charakteristische direkte Proportionalität zwischen Zugfestigkeit und Bruchzähigkeit (Bild 4) kann auf den Einfluss der Graphitmorphologie zurückgeführt werden, da mit abnehmender Teilchenzahl und größe die innere Kerbwirkung des Graphits ab und der Einfluss des Grundgefüges zunimmt. Hinsichtlich bruchmechanischer Kennwerte für zyklische Beanspruchung liegen relativ wenige Ergebnisse vor, die zusätzlich aufgrund unterschiedlicher Messmethoden, Gusseisensorten und Beanspruchungsparameter (Frequenz, R Wert) nur bedingt vergleichbar sind. Die nach [23] für ein niedrig legiertes GJL 350 (R m = 391 N/mm², 0,66 % Cr, 0,81 % Ni und 0,52 % Mo) bei R = 0,1 ermittelten Werte ΔK th = 6,47 MPa m 1/2, m = 6,68 und C = 3, m/lastwechsel lassen sich dagegen ohne weiteres in das Streuband (Bild 5) einordnen. Aus vergleichenden Untersuchungen an ENGJL100, EN GJS400 und ENGJV300 bei R = 0,1 folgt, dass Gusseisen mit Lamellengraphit den niedrigsten ΔK th Wert und bei gleichem ΔK die höchsten Risswachstumsraten aufweist [29]. Die Überprüfung der Gültigkeit des in [30] formulierten allgemeingültigen Risswachstumsgesetzes da dn = 5,1 x10 9 Δ K E 3,5 (5) für Gusseisenwerkstoffe zeigt, dass insbesondere bei ENGJL100 die gemessenen da/dnwerte oberhalb der Geraden nach Gleichung (5) liegen, bei ENGJL 200 und ENGJL350 eine Übereinstimmung bis ΔK = 15 MPa m 1/2 zu verzeichnen ist [20]. Bild 5: Zyklische Risswachstumskurve für Gusseisen mit Lamellengraphit, gekennzeichneter Bereich nach Speidel und Grüter [20, 28] 4 Gusseisen mit vermicularer Graphitausbildung GJV Die in der Tabelle 2 aufgeführten Kennwerte des CTOD und JIntegralKonzeptes wurden an 20%seitengekerbten SENBProben (10 x 20 x 100 mm) über die Aufnahme von Risswiderstandskurven (J R bzw. δ R Kurven) mit Hilfe der ComplianceMethode gemäß ESIS P292 bestimmt. Die physikalischen und technischen Rissinitiierungswerte J iibl und δ ilbl beziehungsweise J 0,2 und δ 0,2 wurden im Schnittpunkt der BluntingLine mit der J R beziehungsweise δ R Kurven oder bei Δa = 0,2 mm ermittelt. Die Umrechnung in Tabelle 1: Bruchmechanische Kennwerte für Gusseisen mit Lamellengraphit (GJL) verschiedener Hersteller [25] Bild 4: Bruchzähigkeit in Abhängigkeit von der Zugfestigkeit für Gusseisen mit Lamellengraphit [25] Zugfestigkeit R m Härte HB EGraphit, alle anderen Sorten AGraphit Bruchzähigkeit K ic ic [MPa m 1/2 1/2 ] 36,7 23,2 21,0 22,1 35,4 24,6 41,8 27,8 31,6 30,4 38,8 42,7 46,4 45,7 Grundgefüge Grundgefüge Ferrit Perlit Perlit Martensit Perlit Bainit FerritPerlit Perlit Perlit Perlit Perlit Perlit FerritPerlit 1 Bainit 1 4

4 Tabelle 2: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte des ferritischen Gusseisenwerkstoffs GJV 300 R p0,2 R m A HB J i/bl [kjm 2 ] J 0,2 [kjm 2 ] K Ji/BL δ i/bl δ 0,2 Tabelle 3: Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurve für den ferritischen Gusseisenwerkstoff GJV300 > K Ji/BL Werte des KKonzeptes erfolgte nach Gleichung (1) über die elastischen Konstanten E und ν. Die Aufnahme von da/dnδkkurven für den ferritischen Werkstoff ENGJV300 erfolgte an SENBProben (10 x 20 x 100 mm), wobei für die Bestimmung der Rissverlängerung da/dn in Abhängigkeit von ΔK sowohl die Teilentlastung bei Messung der elastischen Nachgiebigkeit der Probe mit Hilfe eines rechnergesteuerten servohydraulischen Messsystems als auch die Messung der Resonanzfrequenz zur Anwendung kamen. Die werkstoffspezifischen Parameter C und m wurden in Anlehnung an ASTM E64786 bestimmt. Die Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurve sind in der Tabelle 3 zusammengestellt. RWert 0,1 0,3 0,5 ΔK th 7,0 4,6 3,3 m C ΔK fc 6,7 7,2 5,5 1, , , stand λ korrespondiert mit der Graphitteilchengröße d G und der Graphitteilchenanzahl N A, wobei nur Graphitteilchen mit d G > 10 μm in die Auswertung einbezogen wurden. Bezüglich der Bestimmung des Kugelgraphitanteils K A wird in [32] im Zusammenhang mit dem Vorstellen des VDGMerkblattes W 50 Gusseisen mit Vermiculargraphit auf eine Gefügerichtreihe in der SAENorm J 1887 hingewiesen. Bei den hier durchgeführten Analysen erfolgte die Ermittlung von K A über die Zahl der Graphitteilchen mit dem Formfaktor f 0,7. Die Abhängigkeit des ΔK th und auch des ΔΚ fc Wertes von der Mittelspannung (R Wert) ist deutlich und kann für ΔK th gemäß ΔK th, R = (1R) γ 1 ΔK th,r=o (6) mit γ = 1,3 quantifiziert werden. Im Rahmen eines alternativen Verfahrens zur Herstellung von Gusseisen mit vermicularer Graphitausbildung unter Ausnutzung eines gesteuerten Magnesiumabbrandes wurden neben den mechanischen Kennwerten auch die bruchmechanischen Kennwerte bei statischer und dynamischer Beanspruchung ermittelt [31]. Die chemische Zusammensetzung eines GJV300 mit unterschiedlichen MgGehalten ist in der Tabelle 4 enthalten. Die quantitative Analyse der sich in Abhängigkeit vom MgGehalt ausbildenden Gefüge (Bild 6) auf der Basis flächengewichteter Mittelwerte mit Hilfe eines Bildverarbeitungssystems (Softwareprogramm IMAGEC) beinhaltet sowohl ein Bewerten des Grundgefüges (Anteil Perlit V P und Kugelgraphit K A, Ferritkorngröße d F ) als auch die Graphitmorphologie (Tabelle 5). Diese wird durch die Teilchengröße d G und den die innere Kerbwirkung charakterisierenden Formfaktor f quantifiziert, wobei dieser über 4 A f = π 2 (7) U mit A Fläche der Teilchenschnittfigur und U Umfang der Teilchenschnittfigur den kreisförmigen Teilchenquerschnitt bei f = 1 definiert. Der mittlere Graphitteilchenab Bild 6: Gefüge der untersuchten GJV300Werkstoffe a) GJV300 (G) b) GJV300 (C) c) GJV300 (A) d) GJV300 (B) Tabelle 4: Chemische Zusammensetzung der untersuchten GJVWerkstoffe in Gewichts% Werkstoff 1 C Si Mn P S Mg Ni Ce Al GJV300 (G) GJV300 (C) GJV300 (A) GJV300 (B) 1 interne Bezeichnung Tabelle 5: Gefügeausbildung und Gefügeparameter der untersuchten GJVWerkstoffe 1 interne Bezeichnung 3,75 3,59 3,61 3,55 2,58 2,10 2,09 2,24 0,19 0,78 0,65 0,65 Werkstoff 1 Matrix V P GJV300 (G) GJV300 (C) GJV300 (A) GJV300 (B) ferritisch ferritisch/perlitisch ferritisch/perlitisch ferritisch/perlitisch ,021 0,024 0,025 0,026 d F ,006 0,007 0,006 0,008 K A ,015 0,021 0,027 0,041 d G ,040 0,040 0,041 0,039 λ <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 f 0,52 0,48 0,59 0,57 0,014 0,011 0,014 0,015 N A [mm 2 ]

5 Tabelle 6: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte der untersuchten GJVWerkstoffe Werkstoff 1 R P0,2 R m E [GPa] A 5 Z HBW 2,5/187,5 J i/bl [kj/m 2 ] J 0,2 [kj/m 2 ] J di/bl [kj/m 2 ] J d0,2 [kj/m 2 ] GJV300 (G) GJV300 (C) GJV300 (A) GJV300 (B) interne Bezeichnung Bild 7: Festigkeit und EModul in Abhängigkeit vom MgGehalt (a) sowie Bruchdehnung und Brucheinschnürung in Abhängigkeit vom MgGehalt (b) Die mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte enthält Tabelle 6. Die statischen Bruchzähigkeitswerte J iibl beziehungsweise J 0,2 wurden gemäß der oben beschriebenen Versuchsmethodik bestimmt. Die experimentelle Bestimmung dynamischer Risswiderstandskurven nach dem JIntegralKonzept (J dr Kurven) erfolgte an vorermüdeten SENBProben (10 x 10 x 55 mm) mit Hilfe eines instrumentierten 300JPendelschlagwerkes. Aufnahme und Auswertung der erstmals über die Mehrprobentechnik ( lowblow Technik) für Gusseisen mit vermicularer Graphitausbildung ermitteten J dr Kurven wurden in Analogie zur statischen Beanspruchung nach ESIS P292 realisiert, wobei die physikalischen J di/bl beziehungsweise technischen J d0,2 Werte den Risseinleitungswiderstand gegen stoßartige Beanspruchung charakterisieren. Aus dem Verlauf der Kennwerte des Zugversuches (Bilder 7a und b) folgt unter Einbeziehung von Kennwerten aus vorangegangenen Untersuchungen [33], [34], dass mit zunehmendem MgGehalt und dem hiermit korrespondierenden höheren Kugelgraphitanteil in Übereinstimmung mit hierzu in [35] mitgeteilten Ergebnissen, sowohl Festigkeit und Härte als auch Verformbarkeit zunehmen. Das gilt auch, wie aus Bild 8 ersichtlich, für die statischen und dynamischen Rissinitiierungswerte, wobei sich die statischen Rissinitiierungswerte den Werten des ENGJS40015 mit J iibl = 29 kjm 2 und J 0,2 = 56 kjm 2 nähern [36], wie auch aus Bild 9 hervorgeht. Hieraus folgt weiter, dass für den GJV300 im Gegensatz zum ENGJS40015, vielleicht im Ergebnis der inneren Kerbwirkung des Vermiculargraphits, kein zähigkeitsverringernder Einfluss bei dynamischer Beanspruchung erkennbar ist. Bild 8: Statische Bruchzähigkeitswerte in Abhängigkeit vom MgGehalt (a) und dynamische Bruchzähigkeitswerte in Abhängigkeit vom MgGehalt (b) 6

6 Die in der Tabelle 7 aufgeführten Kennwerte des CTOD und JIntegralKonzeptes wurden an 20%seitengekerbten SENBProben (10 x 20 x 100 mm) über die Aufnahme von Risswiderstandskurven (Compliance Methode) gemäß ESIS P292 bestimmt [37]. Die physikalischen Rissinitiierungswerte J i/bl und δ i/bl wurden im Schnittpunkt der BluntingLine mit der J R beziehungsweise δ R Kurve ermittelt. Die Umrechnung der J i/bl Werte in Werte des KKonzeptes erfolgte nach Gleichung (1). Bild 9: Vergleich statischer und dynamischer Bruchzähigkeitswerte des GJV300 und EN GJS Gusseisen mit sphärolitischer Graphitausbildung GJS Aus dem temperaturabhängigen Verlauf der Bruchzähigkeitskennwerte K Ic (EDZ) beziehungsweise K Q (ESZ) für ferritisches ENGJS40015, gemessen an 100 bis 200 mm dicken CTProben, ist ableitbar, dass gültige, das heißt auf das Bauteil übertragbare statische bruchmechanische Kennwerte mit vertretbaren Probenabmessungen nur mit fließbruchmechanischen Konzepten bestimmt werden können (Bild 10). Die gefüge und damit festigkeitsbedingte Abhängigkeit der Bruchzähigkeit K ICJ, abgeleitet aus Risswiderstandskurven des JIntegralKonzeptes und Umrechnung in KWerte nach Gleichung (1) geht aus Bild 11 hervor. Aus den bruchmechanischen Kennwerten für unterschiedliche Gusseisenwerkstoffe gemäß Tabelle 7, in der auch die mechanischen Kennwerte des Zugversuchs, die Brinellhärte HB und die Kennwerte des Kerbschlagbiegeversuchs (Kerbschlagzähigkeit KV, seitliche Breitung SB, ISO VProbe) aufgeführt sind, folgt, dass bei Raumtemperatur das Werkstoffversagen in der duktilen Matrix über eine stabile Rissausbreitung initiiert wird. Zieht man den ENGJS6003 mit überwiegend perlitischem Gefüge in diese Betrachtung mit ein, so wird hier das Werkstoffversagen durch eine überwiegend spaltflächige stabile Rissausbreitung bis zu einem deutlichen popin Effekt eingeleitet, dem instabile Rissausbreitung folgt. Die für ENGJS6003 definierten Bruchzähigkeitswerte J c = 15 kjm 2 und δ c = 21 μm charakterisieren einen kriti Bild 10: Verlauf der unteren Grenzkurve für die temperaturabhängigen Bruchzähigkeitswerte K ic und K Q für ferritisches ENGJS40015, gemessen an 100 bis 200 mm dicken CTProben [4] Tabelle 7: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte Bild 11: Bruchzähigkeit K Ic J (CTProben, Dicke 25 mm, Teilentlastungsverfahren, ASTM E 81381) in Abhängigkeit von der Zugfestigkeit für unterschiedliche Gusseisenwerkstoffe [25] Werkstoff EN... Rp 0,2 R m A HB KV [J] SB [mm] J i/bl [kjm 2 ] J 0,2 [kjm 2 ] K ic JI δ i/bl δ 0,2 GJS40015 GJS8008 GJS n. b. 7 0,46 n. b. 0, n. b. nicht bestimmt 7

7 Tabelle 8: Gefügeparameter Werkstoff EN GJS40015/5AZ 1 GJS40015/2AZ 1 GJS40015/4AZ 1 GJS40015/10AZ 1 GJS40015/11AZ 1 d G λ f 0,84 0,81 0,66 0,77 0,64 N A [mm 2 2 ] interne Bezeichnung, AZ Ausgangszustand Tabelle 9: Mechanische Kennwerte des Zugversuchs Werkstoff EN GJS40015/5AZ 1 GJS40015/2AZ 1 GJS40015/4AZ 1 GJS40015/10AZ 1 GJS40015/11AZ 1 R p0, R m interne Bezeichnung, AZ Ausgangszustand E [GPa] A Z Bild 13: Insitu Zugversuch an rissbehafteten Proben aus ENGJS40015 a) Schematische Darstellung b) Beginn der Rissspitzenöffnung c) Rissspitzenöffnung und Ablösung der Graphitteilchen von der ferritischen Matrix (Pfeil kennzeichnet die ursprüngliche Risspitze) d) Stabile Rissausbreitung bis zum Bruch schen Rissinitiierungswert bei Auftreten des popin Effektes, das heißt einer lokalen instabilen Rissausbreitung, der bei weiterer Belastung Werkstoffversagen durch instabile Rissausbreitung folgt. Im Rahmen umfassender bruchmechanischer Messungen [33], [34], [36] wurden an ferritischen ENGJS400Werkstoffen mit unterschiedlicher Graphitteilchengröße d G beziehungsweise Graphitteilchenform f (Tabelle 8 und 9) der Einfluss des Gefüges auf die physikalischen Rissinitiierungswerte des JIntegralkonzeptes untersucht. Die Bestimmung der physikalischen Rissinitiierungswerte erfolgte über die Aufnahme der Risswiderstandskurven (JΔaKurven), durchbiegungsgeregelt nach der ComplianceMethode, an 20%seitengekerbten SENBProben (10 x 20 x 100 mm) gemäß ESIS P292. Die J i/bl Werte wurden im Schnittpunkt der Rissabstumpfungsgeraden (BluntingLine) mit der JΔa Kurve bestimmt (Bild 12). Dabei wird der Verlauf der JΔaKurve über eine erweiterte Potenzfunktion J ) C = A ( Δ a + B (8) angepasst und der Verlauf der Blunting Line nach J = 3,75 R m Δa (9) berechnet. Die physikalischen Rissinitiierungswerte J i/bl sind mit den Parametern nach Gleichung (8) in Tabelle 10 dargestellt. Hieraus folgt, dass die den Risseinleitungswiderstand charakterisierenden J i/bl Werte mit größer werdender Graphitteilchengröße d G zunehmen. Bei globularer Graphitausbildung wird, wie im Ergebnis von insitu Zugversuchen im Rasterelektronenmikroskop nachgewiesen werden konnte [34], die Schädigung durch das Ablösen der Graphitteilchen von der duktilen ferritischen Matrix eingeleitet (Bild 13). Da diese das Risswiderstandsverhalten primär bestimmt, kann der höhere Risseinleitungs und Rissausbreitungswiderstand ursächlich auf den mit zunehmender Teilchengröße d G wachsenden Teilchenabstand λ zurückgeführt werden. Aus vorliegenden Ergebnissen folgt, dass eine Abschätzung physikalischer Rissinitiierungswerte von ferritischen GJS400 Werkstoffen über Gefügeparameter und Kennwerte des Zugversuches möglich ist. Die theoretischen Grundlagen der verwendeten Korrelation sind ausführlich in [38] beschrieben. Aus dem Modell von Stroppe [39] kann für die hier untersuchten GJS400Werkstoffe die einfache Beziehung J i 4,7 R m A λ (10) abgeleitet werden. Weiter kann über das Modell der dehnungskontrollierten Rissbildung für den duktilen Bruch eine empirisch abgeleitete Korrelation (Bild 14) J i = 4,6 (R p 0,2 A λ) + 11,3 kjm 2 (11) angegeben werden, die für den Fall größerer Abweichungen der Graphitteilchen von der Kugelform gemäß J i = 4, (f λ) kjm 2 + 9,4 kjm 2 (12) modifiziert werden kann [33], [34], [36]. Im Bild 15 sind die experimentell bestimmten und die nach den Gleichungen (10), (11) und (12) berechneten J i Werte einander gegenübergestellt. Es ist erkennbar, dass unter Berücksichtigung des Modellcharakters von Gleichung (10) einerseits und Beachtung der experimentell bedingten Messwertstreuungen andererseits das Risswiderstandsverhalten von ferritischen Gusseisenwerkstoffen mit globularer Graphitausbildung mit ausreichender Genauigkeit auch aus deren ZugversuchKennwerten und Gefügeparametern ermittelt werden kann. > Tabelle 10: Physikalische Rissinitiierungswerte des JIntegral Konzeptes < Bild 12: Risswiderstandskurven ferritischer Gusswerkstoffe mit globularer Graphitausbildung bei Variation der Teilchengröße Werkstoff EN GJS40015/5AZ 1 GJS40015/2AZ 1 GJS40015/4AZ 1 GJS40015/10AZ 1 GJS40015/11AZ 1 65,67 77,00 129,30 126,00 170,00 0,040 0,068 0,037 0,080 0,050 1 interne Bezeichnung, AZ Ausgangszustand A B C J i/bl 0,320 0,378 0,440 0,570 0,520 [kj/m 2 ]

8 Tabelle 11: Bruchmechanische Kennwerte Bild 14: J i Wert ferritischer Gusseisenwerkstoffe mit vermicularer und globularer Graphitausbildung in Abhängigkeit vom Produkt aus Bruchdehnung A, 0,2%Dehngrenze R p0,2 und mittlerem Graphitteilchenabstand λ beziehungsweise dem Produkt f. λ Gefüge Prüftemperatur [ C] Basiswerkstoff % Nodularität % Nodularität ,0 % interzellularer Graphit 1,2 % interzellularer Graphit Zellengrenzencarbide J i/bl K IC IC (J i/bl i/bl) ) [kjm [kj/m 2 ] ] J 0,2 [kj/m 2 ]] Tabelle 12: Bruchmechanische Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurve Werkstoff EN... GJS40015 GJS6003 GJS8008 GJS10005 RWert 0,1 0,3 0,5 0,1 0,3 0,5 0,1 0,3 0,5 0,1 0,3 0,5 ΔK th 7,5 6,2 4,5 6,9 6,6 4,6 5,4 4,8 4,3 5,5 4,0 3, T J m C ΔK fc 4,5 4,6 4,2 4,1 3,9 3,7 2,9 3,0 3,2 2,9 2,7 2,8 2, , , , , , , , , , , , von Zellcarbiden eine tendenzielle Verringerung des Risseinleitungs und Rissausbreitungswiderstandes insbesondere bei 40 C zu verzeichnen ist, wird diese bei Anwesenheit von interzellularem Graphit prägnanter. Bild 15: Experimentell und rechnerisch bestimmte J i Werte Ergebnisse zum Einfluss von Gefügeabweichungen auf die mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte von EN GJS40015 und ENGJS7002 werden in [40] bis [42] mitgeteilt. Details der schmelzund gießtechnischen Realisierung zur gezielten Einstellung der Gefügeabweichung, die zum Beispiel von den metallischen Einsatzstoffen (Schrott, Roheisen, Impfmittel), der Schmelzeführung und behandlung als auch der Schmelztemperatur bestimmt werden, sind ausführlich in [40] beschrieben. Im Vergleich zum ferritisierend geglühten Basiswerkstoff wurden Gefüge mit niedrigerer Nodularität über einen reduzierten Anteil an MgVorlegierung, interzellularer Graphit durch unterschiedliche Antimonzugabe und die Ausbildung von Zellgrenzencarbiden über die Zugabe von Fer rochrom und Ferrobor realisiert. Die in Abhängigkeit vom Gefüge und der Temperatur bestimmten bruchmechanischen Kennwerte sind in der Tabelle 11 enthalten. Die Ergebnisse für den Basiswerkstoff bestätigen, dass der GJS40015 bei 40 C und statischer Beanspruchung noch im Bereich der Hochlagenzähigkeit angeordnet ist. Erst bei deutlichen Abweichungen von der globularen Graphitausbildung ist unterhalb von 60 C mit spaltflächiger Rissausbreitung zu rechnen, wobei die Dominanz der Ferritkorngröße im Übergangsbereich zu beachten ist [43]. Ein Einfluss der Nodularität auf das Risswiderstandsverhalten im Vergleich zum Basiswerkstoff ist nicht feststellbar. Während bei der Anwesenheit Das überwiegend duktile Verhalten der untersuchten Gefügezustände ist auf ihre inselförmige Anordnung in der duktilen ferritischen Matrix zurückzuführen. Erst wenn diese bei höheren Anteilen netzförmig zusammenhängend im Gefüge auftreten, führt dies zu einer deutlichen Verringerung des Risseinleitungs und Rissausbreitungswiderstandes, wie in [43] für Perlitanteile über 20 % und erhöhte Anteile an ChunkyGraphit [43], [44] in GJS nachgewiesen werden konnte. In Hinblick auf die zyklische Beanspruchung werden die Anforderungen an die Betriebsfestigkeit hochwertiger Gussbauteile sowie die zur Anwendung kommenden Bemessungskonzepte ausführlich in [45] behandelt. Die für die Bewertung nach dem Nennspannungskonzept erforderlichen Kennwerte der Wöhlerlinie sind in Abhängigkeit von Formzahl, Oberflächenzustand und Beanspruchungsbe 9

9 dingungen für ferritischperlitische und perlitische Gusseisenwerkstoffe mit Kugelgraphit in [46] zusammengestellt. Gegenstand eigener Untersuchungen war die Bewertung des Werkstoffverhaltens im low cycle fatiguebereich über die analytische Beschreibung zyklischer SpannungsDehnungsKurven mit Hilfe der RambergOsgoodBeziehung sowie auf der Basis von Dehnungswöhlerlinien und deren Beschreibung mit dem Ansatz von Manson und Morrow [37]. Die Ergebnisse der ebenfalls durchgeführten bruchmechanischen Messungen über die Aufnahme zyklischer da/dnδkkurven sind in der Tabelle 12 zusammengestellt. Hieraus folgt für den Bereich I der da/dn ΔKKurve die bekannte Abhängigkeit der ΔK th Werte von der Mittelspannung (R Wert) und im Hinblick auf die Gefüge die Verringerung von ΔK th mit zunehmender R p0,2 Grenze. Aus einer vergleichenden Bewertung des zyklischen Risswachstums im Bereich II der da/dnδkkurven folgt für Gusseisen mit globularer Graphitausbildung und ferritischem, ferritischperlitischem und austenitischferritischem Grundgefüge eine weitgehende Gefügeunabhängigkeit [47]. Die Abhängigkeit von der Mittelspannung wird auch für den ΔK fc Wert (Bereich III) deutlich, der den Übergang zum Restbruch charakterisiert. Die höheren ΔK fc Werte der ADIWerkstoffe ENGJS im Vergleich zu ENGJS6003 deuten, wie auch aus den LCF und Randomversuchen folgt, auf eine höhere Überlastbarkeit hin. Aus Untersuchungen an ferritischem EN GJS40015 mit unterschiedlichen Graphitteilchengrößen d G im Bereich von 21 bis 54 μm folgt eine Verringerung der ΔK th Werte von 8,3 MPam 1/2 auf 6,5 MPa m ½ mit abnehmender Graphitteilchengröße [27], [28]. Dies korreliert einerseits mit der korrespondierenden Abnahme des Teilchenabstandes λ und der hieraus nach dem RitchieModell folgenden Abnahme der freien Weglänge der Versetzungen sowie andererseits mit der Zunahme der 0,2 Dehngrenze. Beide Einflussgrößen verringern die zur Rissbildung erforderliche plastische Deformation, zum Beispiel in Ermüdungsgleitbändern oder an Grenzflächen der Graphitteilchen, wie bei zyklischen insitu Versuchen im REM beobachtet wurde [48]. Für den Bereich II der da/dnδkkurve ist ein weitestgehend Teilchengrößen unabhängiges Risswachstum zu verzeichnen. Für Graphitteilchengrößen im Bereich von d G = 21 bis 54 μm kann als Mittelwertskurve da/dn= 6, (ΔK) 6,1 (13) angegeben werden. Im Rahmen von zyklischen insitu Versuchen wurde weiter nachgewiesen, dass die Schädigungsprozesse bei globularer Graphitausbildung durch Ablösen der Graphitkugeln von der ferritischen Matrix mit nachfolgender Mikrorissbildung bestimmt werden. Abweichungen von der globularen Graphitausbildung führen infolge des Brechens der Graphitteilchen und Mikrorissbildung zu höheren Risswachstumsgeschwindigkeiten. Chunky Graphit im ENGJS40015 bewirkt ebenfalls aufgrund der hohen inneren Kerb Bild 17: Dynamische Risswiderstandskurve für ENGJS8008 wirkung eine deutliche Erhöhung der da/ dnwerte im Bereich II der da/dnδk Kurve [44]. Vorliegende Ergebnisse hinsichtlich der dynamischen Beanspruchbarkeit für EN GJS40015 orientieren sich schwerpunktmäßig an der Bruchsicherheitsbewertung von Behältern für den Transport abgebrannter Brennstäbe (siehe Abschnitt 8.6). Aufwändige Stossbiegeversuche an 140 mm dicken S(E)BProben aus EN GJS40015 mit unterschiedlichen Perlitanteilen machen im Vergleich zu den statisch geprüften 100 mm dicken CTProben auf den Einfluss der Beanspruchungsgeschwindigkeit aufmerksam, der sich hier sowohl in der Größe der gültigen K Id Werte als auch in der deutlichen Verschiebung des Übergangsbereichs dokumentiert (Bild 16). Die experimentelle Bestimmung dynamischer Bruchzähigkeitskennwerte mit vertretbaren Probenabmessungen wird über die Aufnahme dynamischer Risswiderstandskurven nach dem CTOD oder JIntegralKonzept praktiziert, wobei die zeit und materialaufwändige Mehrprobentechnik ( lowblow Technik) zum Einsatz kommt [50]. Bild 17 enthält die Bild 16: Einfluss der Beanspruchungsrate auf die Bruchzähigkeit von ENGJS40015 für bauteilbezogene Temperaturen [49] 10 Bild 18: Rissauffangzähigkeit in Abhängigkeit von der Temperatur [52, 59]

10 Tabelle 13: Mechanische Kennwerte des ENGJS40015 AZ (AZ Ausgangszustand) 0,2 % Dehngrenzkeinunschnürung Zugfestig Bruchdeh Bruchein Härte HV10 R p0,2 R m A 5 Z Tabelle 14: Schweißtechnologie und Wärmebehandlung des ENGJS Bild 19: Härteverlauf und Gefüge für die artgleiche Schweißverbindung aus ENGJS40015 Verfahren Zusatzwerkstoff Nahtvorbereitung Badsicherung Schweißparameter Wärmebehandlung Elektrolichtbogenhandschweißen, Gleichstrom, Elektrode = Pluspol artgleich, basisch, graphitisch umhüllte Stabelektrode, GRICAST 55, Durchmesser 3,2 und 4 mm Blechdicke 13 mm, halbe VNaht, 45 Winkel, etwa 2 Dachlage (WIGgeheftet), 2 mm Wurzelspalt Formschiene aus Kupfer Vorwärmtemperatur 650 bis 700 C gehalten durch Glühmatten (Absinken auf etwa 600 C während des Abschlackens) 5 Lagen mit Durchmesser 3,2 mm 4 mm U [V] I [A] C/180 min (aus der Schweißwärme Aufheizen und Halten mit Glühmatten) T 8/5Zeit = 180 min Bestimmung und Definition physikalischer (J di ) und technischer (J d0,2 ) Rissinitiierungswerte am Beispiel eines ADIWerkstoffs, ermittelt an gestuft schlagbiegebeanspruchten SENBProben (10 x 10 x 55 mm) mit Ermüdungsriss ( lowblow Technik). Die dynamischen Rissinitiierungswerte für ferritisches ENGJS40015 zeigen in Analogie zu den statischen Werten eine deutliche Gefügeabhängigkeit und machen im direkten Vergleich deutlich, dass die stoßartige Beanspruchung sowohl bei RT als auch bei tiefen Temperaturen zu einer deutlichen Verringerung des Risseinleitungswiderstandes führt [51]. Die Bewertung des dynamischen Rissausbreitungswiderstandes wird auch über die Bestimmung der Rissauffangzähigkeit K Ia nach ASTME zur Beurteilung des temperaturabhängigen RissstoppVerhaltens (Rissarrest) für ENGJS40015 praktiziert (Bild 18). Mit dem gestiegenen Einsatz der Gusseisenwerkstoffe mit globularer Graphitausbildung hat auch die Schweißeignung dieser Werkstoffgruppe an Bedeutung gewonnen. Hierbei ist zu beachten, dass es sowohl bei den unterschiedlichen Anwendungsfällen des Gusseisenschweißens (Instandsetzungsschweißen, Fertigungsschweißen, Konstruktionsschweißen) als auch bei den verschiedenen Verfahrensvarianten (artgleiches oder artfremdes Schweißen) zur Bildung spröder Gefügebestandteile [54] und typischer Schweißfehler (Risse, Schlacken, Poren u. a.) kommen kann, wobei auch hier, in Analogie zum Stahlschweißen, der Wärmeeinflusszone besondere Beachtung zu schenken ist. Die Bruchsicherheit des Bauteils im Bereich der Schweißverbindung wird, ausreichende Festigkeit vorausgesetzt, durch die Werkstoffzähigkeit bestimmt. Definiert man die Zähigkeit als Vermögen des Werkstoffs, Überbeanspruchungen im Bereich von Spannungskonzentrationsstellen unter Sprödbruch fördernden Beanspruchungsbedingungen, wie tiefen Umgebungstemperaturen, schlagartiger Beanspruchung und Mehrachsigkeit des Spannungszustandes (Formzahl, Wanddicke, Eigenspannungen), durch lokale plastische Deformationen abzubauen, wird die erweiterte Aussagefähigkeit bruchmechanischer Kriterien deutlich. Die mögliche Korrelation von Riss beziehungsweise Defektgröße, Bauteilbeanspruchung und Bruchzähigkeit gestatten in Verbindung mit den konventionellen Kriterien zur Bewertung der Bruchsicherheit eine beanspruchungsgerechtere Bauteilbewertung und muss insbesondere beim Konstruktionsschweißen potentiell bruchgefährdeter Gussteile in die Sicherheitsbewertung integriert werden. Bestätigt wird dies auch im Ergebnis der bruchmechanischen Bewertung einer artgleichen Schweißverbindung aus EN GJS40015 bei statischer und dynamischer Beanspruchung [36], [54] bis [59]. Die Kennwerte des Zugversuchs sowie der Härtemessung sind in der Tabelle 13 zusammengestellt. Die Parameter der optimierten Schweiß und Wärmebehandlungstechnologie [36] zur Herstellung einer artgleichen Schweißverbindung sind in Tabelle 14 aufgeführt. Das Ergebnis der optimierten Insitu Wärmebehandlung wurde über die Messung der Härteprofile quer zur Schweißnaht in Verbindung mit metallographischen Gefügeaufnahmen aus den Bereichen Grundwerkstoff (GW), Wärmeeinflusszone (WEZ) und Schweissgut (SG) kontrolliert (Bild 19). Hieraus folgt, dass bei einem Perlitanteil unterhalb 10 % im Grundwerkstoff und einem perlitfreien Schweißgut das Auftreten spröder Gefügeanteile in allen Bereichen der Schweißverbindungen unterbunden wird. Deutlich erkennbar ist die unterschiedliche Teilchen und Ferritkorngröße für die Bereiche Grundwerkstoff und Schweißgut. Die über eine quantitative Gefügeanalyse bestimmten Gefügeparameter für diese Bereiche sind unter Einbeziehung des Ausgangszustandes in der Tabelle 15 zusammengestellt. Vergleicht man die mit der Teilchengröße d G korrelierenden Parameter S v, N A, λ und d F, so sind die Übereinstimmungen zwischen Ausgangszustand und Grundwerkstoff sowie die 11

11 deutliche Differenz zum Schweißgut erkennbar. Das gilt auch für den die Teilchenform beschreibenden Formfaktor f. Sowohl aus dem Verlauf der J R und δ R Kurven (Bild 20) als auch aus den in der Tabelle 16 aufgeführten bruchmechanischen Kennwerten sind der gefügebedingt übereinstimmende Rissinitiierungswiderstand von Ausgangszustand, Grundwerkstoff und Wärmeeinflusszone ersichtlich. Der deutliche Unterschied zum Schweißgut ist auf die deutlich geringere Graphitteilchengröße und den korrespondierenden kleineren Teilchenabstand zurückzuführen. Die partielle Bruchgefahr, die von einem derartigen zähigkeitsmindernden MismatchEffekt ausgeht, wird verstärkt, wenn die mögliche Stützwirkung duktiler Nachbarbereiche durch das Auftreten spröder Gefügeanteile in der Wärmeeinflusszone unterdrückt wird. Aus vorliegenden Ergebnissen folgt, dass mit dem abkühlungsbedingten Auftreten perlitischer, bainitischer und martensitischer Gefüge in der ferritischen Matrix der Rissausbreitungswiderstand bei unterschiedlichen Beanspruchungsarten deutlich verringert wird, so dass sowohl der Anteil dieser Gefüge als auch ihre mögliche Anordnung bei der Optimierung der Schweißtechnologie vordergründig zu beachten sind [36]. Tabelle 15: Gefügeparameter der artgleichen Schweißverbindung des ENGJS40015 Parameter Volumenanteil V V des Graphits Spezifische Grenzfläche S V des Graphits [mm 1 ] Mittlerer Graphitteilchenabstand λ Graphitteilchengröße d G Graphitteilchenanzahl N A [mm 2 ] Graphitformparameter f Ferritkorngröße d F Graphitanordnung Graphitform Graphitgröße Tabelle 16: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte der artgleichen Schweißverbindung eines ENGJS40015 Werkstoff EN GJS40015 AZ GJS40015 GW GJS40015 WEZ GJS40015 SG n. b. nicht bestimmt AZ Ausgangzustand GW Grundwerkstoff WEZ Wärmeeinflusszone SG Schweißgut 6 Temperguss 6.1 Schwarzer Temperguss Die experimentelle Bestimmung der mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte ferritischer, ferritischperlitischer und perlitischer nicht entkohlend geglühter Tempergusswerkstoffe war Gegenstand umfangreicher Untersuchun Ausgangszustand ,84 30 Grundwerkstoff ,80 28 Kennzeichnung der Graphitausbildung nach VDGMerkblatt P 441 R p0, n. b. 301 R m n. b. 441 A n. b. 23 A VI 6 J i [kjm 2 ] A VI 6 J 0,2 [kjm 2 ] δ i Schweißgut ,70 18 A VI 8 δ 0, gen [60], [61]. Die mechanischen Kennwerte sind in der Tabelle 17 zusammengestellt. Schlagbiege und Kerbschlagbiegeversuche an einem instrumentierten Pendelschlagwerk wurden zur konventionellen Bewertung der Zähigkeit durchgeführt. Neben der Schlagarbeit K und der Kerbschlagarbeit KV kann auch die Seitliche Breitung SB, das Maß für die Einschnürung der Probe vor dem Kerb, als Zähigkeitskennwert herangezogen werden. Die an Schlagbiegeproben und ISO VSpitzkerbproben der Abmessung 10 x 10 x 55 mm ermittelten KT und KVT Kurven (Mittelwertkurven, drei Proben je Temperatur) sind aus Bild 21 und 22 ersichtlich. Die abgeleiteten Kennwerte (Tabelle 18) charakterisieren die gefügeabhängige Zähigkeit bei Raumtemperatur und die Übergangstemperaturen bei T Ü 1/2 = 0,5 x (Hochlagenwert + Tieflagenwert). Tabelle 17: Mechanische Kennwerte Werkstoff EN GJMB35010 GJMB4506 GJMB6502 R p0, R m A 3 15,0 10,0 5,7 Z 13,0 9,7 5,0 Härte HBW2,5/187, Bild 20: J R und δ R Kurven für den Ausgangszustand und die artgleiche Schweißverbindung von ENGJS Tabelle 18: Kennwerte der Schlagbiege und Kerbschlagbiegeversuche bei Raumtemperatur und Übergangstemperaturen Werkstoff Kerbschlagbiegeversuch Schlagbiegeversuch EN KV SB Tü 1/2 K Tü 1/2 [J] [mm] [ C] [J] [ C] GJMB35010 GJMB4506 GJMB ,36 0,26 0,

12 Aus der vergleichenden Gegenüberstellung der Kennwerte folgt, in Übereinstimmung mit den in [62] hierzu mitgeteilten Ergebnissen, dass das Zähigkeitsniveau von schwarzem Temperguss deutlich abgesenkt wird, wenn die Spannungsversprödung der Kerbwirkung berücksichtigt wird. Aus Tabelle 18 wird weiter deutlich, dass die Kennwerte des Kerbschlagbiegeversuchs den Einfluss des Gefüges signifikanter differenzieren als die des Schlagbiegeversuchs. Die experimentelle Ermittlung bruchmechanischer Kennwerte bei statischer Beanspruchung erfolgte unter Zugrundelegung eines elastischplastischen Werkstoffverhaltens nach fließbruchmechanischen Konzepten. Aus dem Verlauf der Risswiderstandskurven (Bilder 23 und 24) wird deutlich, dass mit zunehmendem Perlitanteil der Risseinleitungs und Rissausbreitungswiderstand abnimmt (Tabellen 19 und 20). Beachtenswert ist hierbei, dass der perlitische ENGJMB6502 bei Raumtemperatur über eine stabile Rissausbreitung bis zum Bruch versagt. Die Ursache hierfür ist, wie aus dem Gefüge folgt, die Einformung des Perlits aufgrund der Wärmebehandlung. Das linearelastische Werkstoffverhalten des ENGJMB6502 bei 40 C bedingt eine Auswertung nach dem KKonzept (Tabelle 21), wobei der K Ic Wert von 25 MPa m ½ bei 40 C die Kriterien hinsichtlich Bauteilübertragbarkeit erfüllt. Der bei 0 C bestimmte Wert erfüllt diese Bedingung nicht und wird deshalb als probendickenabhängiger K Q Wert ausgewiesen. Die auch über das KKonzept darstellbare Temperaturabhängigkeit der bruchmechanischen Kennwerte für ENGJMB6502 ist über die Umrechnung des bei 20 C bestimmten Rissinitiierungswertes J i/bl in einen KWert nach Gleichung (1) möglich. Eine vergleichende Bewertung anderer ferritischer Gusseisenwerkstoffe mit EN GJMB35010 ist in den Bilder 25 bis 27 sowie Tabelle 22 dargestellt. Die vor der Bild 21: Einfluss der Temperatur auf die Schlagarbeit (Schlagenergie 300 J, Schlaggeschwindigkeit 5,5 m/s) (links) Bild 22: Einfluss der Temperatur auf die Kerbschlagarbeit (Schlagenergie 300 J, Schlaggeschwindigkeit 5,5 m/s) (rechts) Bild 23: Statische Risswiderstandskurven des JIntegralKonzeptes für verschiedene Sorten von Schwarzem Temperguss (links) Bild 24: Statische Risswiderstandskurven des CTODKonzeptes für verschiedene Sorten von Schwarzem Temperguss (rechts) Tabelle 19: Statische bruchmechanische Kennwerte für Schwarzen Temperguss bei Raumtemperatur Werkstoff JIntegralKonzept EN J i/bl J 0,2 T J 0,21 [kj/m 2 ] [kj/m 2 ] GJMB35010 GJMB4506 GJMB6502 GJMB35010 GJMB4506 GJMB CTODKonzept δ i/bl δ 0,2 T δ 0, Tabelle 20: Statische bruchmechanische Kennwerte für Schwarzen Temperguss bei 40 C Werkstoff JIntegralKonzept EN J i/bl J 0,2 T J 0,21 GJMB35010 GJMB4506 GJMB6502 GJMB35010 GJMB4506 GJMB6502 [kj/m 2 ] [kj/m 2 ] Keine gültige RKurve CTODKonzept δ i/bl δ 0,2 T δ 0, Keine gültige RKurve Bild 25: Mikrogefüge und GraphitmorphologieParameter verschiedener untersuchter Gusseisenwerkstoffe 13

13 Tabelle 21: Statische bruchmechanische Kennwerte für ENGJMB6502 in Abhängigkeit von der Temperatur Temperatur T = 40 C T = 0 C T = 20 C Kennwert K ic K Q K Ji/BL Rissspitze im Bereich der plastischen Zone ablaufenden Schädigungsprozesse, die sich durch rasterelektronenmikroskopische insitu Versuche darstellen lassen (Bild 28), bestimmen den unterschiedlichen Risseinleitungs und Rissausbreitungswiderstand duktiler Gusseisenwerkstoffe mit globularer, vermicularer und knötchenförmiger Graphitausbildung. Bei übereinstimmender Duktilität der Matrix bestimmen Form und Größe der Graphitteilchen die Bruchzähigkeit, wie der Vergleich zwischen EN GJS40018 mit unterschiedlicher Graphitteilchengröße und GJV300 zeigt. Bild 26: Statische Risswiderstandskurven des JIntegralKonzeptes für ferritische Gusseisenwerkstoffe (links) Bild 27: Statische Risswiderstandskurven des CTODKonzeptes für ferritische Gusseisenwerkstoffe (rechts) Bei globularer Graphitausbildung wird die Schädigung durch das Ablösen der Graphitteilchen von der duktilen ferritischen Matrix eingeleitet (Bild 28 links). Da diese das Risswiderstandverhalten primär bestimmt, nimmt mit kleiner werdender Teilchengröße d G beziehungsweise verringertem Teilchenabstand λ der Risseinleitungs und Rissausbreitungswiderstand ab (siehe Abschnitt 5). Bei vermicularer Graphitausbildung kommt es aufgrund der größeren inneren Kerbwirkung zum Bruch der Teilchen (Bild 28 Mitte), das heißt zu höheren Beträgen stabiler Rissausbreitung bei geringeren äußeren Beanspruchungen, als deren Ergebnis die Risswiderstandskurve deutlich flacher verläuft. Das höhere Risswiderstandsverhalten des ENGJMB beruht, trotz Brechen der Teilchen (Bild 28 rechts), auf der höheren Duktilität der Matrix, bedingt durch einen verringerten Graphitvolumenanteil und einem niedrigen Siliciumgehalt [60]. Werkstoff EN... GJS40018 (A) 1 GJMB35010 GJS40018 (B) 2 GJV300 GJS40018 (A) 1 GJMB35010 GJS40018 (B) 2 GJV300 J i/bl [kj/m 2 ] δ i/bl Graphitteilchengröße d G = 47 µm 2 Graphitteilchengröße d e = 22 µm Bild 28: Rasterelektronenmikroskopische Analyse von insitu Zugversuchen an ferritischen Gusseisenwerkstoffen zur Darstellung der Schädigungsvorgänge bei Risseinleitung und Rissausbreitung JIntegralKonzept Raumtemperatur J 0,2 [kj/m 2 ] T J 0, J i/bl [kj/m 2 ] CTODKonzept Raumtemperatur δ 0, C J 0,2 [kj/m 2 ] Keine gültige RKurve T δ 0, δ i/bl C δ 0, Keine gültige RKurve T J 0, T δ 0, Tabelle 22: Statische bruchmechanische Kennwerte für verschiedene ferritische Gusseisenwerkstoffe bei Raumtemperatur und 40 C (links) < 6.2 Weißer Temperguss Die Gefügeparameter der unterschiedlichen Werkstoffe sind in der Tabelle 23 aufgeführt. Dabei wurden im Vergleich zu vorausgegangenen Messungen an Gusseisengusswerkstoffen mit globularer und lamellarer Graphitausbildung vor allem bei Anwesenheit stark zerklüfteter Temperkohleteilchen große Streuungen bei den Parametern Teilchengröße und form registriert, so dass sich die zusätzliche Einbeziehung von Gefügerichtreihen [63], [64] erforderlich machte [65]. Nichtmetallische Einschlüsse traten in Form von Mangansulfiden mit und ohne eingelagerte Aluminiumoxiden auf, vereinzelt 14

14 wurden auch sehr kleine (etwa 1 µm) Titannitride oder carbonitride mit Hilfe des REMEDXSystems Kevex festgestellt. Die Kennwerte des Zugversuches (Tabelle 24) wurden an Proben nach DIN EN 1562 mit d 0 = 9, 12, 15 mm ermittelt. Für die exakte Bestimmung der R p0,2 Grenze und des Elastizitätsmoduls machte sich eine geringe mechanische Bearbeitung der Probenoberfläche erforderlich. Neben den Kennwerten der scheinbaren SpannungsDehnungskurve wurden auch die der wahren SpannungsDehnungskurve gemäß dem Ansatz nach Ramberg Osgood mit dem Koeffizienten K und dem Verfestigungsexponent n bestimmt. Tabelle 24: Mechanische Kennwerte von Weißem Temperguss Werkstoff EN Kennwert R p0,2 R m R p0,2/r m EModul [GPa] A 3 Z K n Härte HBW 2,5/30 GJMW36012 GJMW40005 GJMW45007 GJMW , , , , , , , , Probendurchmesser [mm] , , , , , , , , , , , , , , , , Die Härtewerte nach Brinell steigen mit zunehmendem Perlitanteil (Bild 29) und korrespondieren für die untersuchten Tempergusslegierungen mit der Zugfestigkeit gemäß R m = 2,7 HB [N/mm 2 ] (14) Zur Bewertung des Werkstoffverhaltens bei dynamischer Beanspruchung wurden Schlagbiegeversuche an unbearbeiteten Schlagbiegeproben und Kerbschlagbiegeversuche an bearbeiteten KSBVProben im Temperaturbereich von 196 bis 200 C mit Hilfe eines instrumentierten 300JPendelschlagwerkes durchgeführt. Aus dem Verlauf der KT beziehungsweise KVTKurven (Bilder 30 und 31) Bild 29: Kennwerte des Zugversuches und Härte in Abhängigkeit vom Perlitanteil Bild 30: Verlauf der TKKurven und Gefüge der Werkstoffe aus der Versuchsreihe (links) Bild 31: Verlauf der KVTKurven und Gefüge der Werkstoffe aus der Versuchsreihe (rechts) Tabelle 23: Gefügeparameter von Weißem Temperguss (BruchmechanikProben, Querschnitt 10 x 20 mm) Werkstoff EN GJMW36012 GJMW4005 GJMW4507 GJMW5504 V G d G ,66 0,52 0,46 0,45 1 Pertit lamellar 2 Pertit eingeformt 3 Pertit nur teilweise eingeformt λ N G [mm 2 ] f V F V p Tabelle 25: Kennwerte der Schlagbiege und Kerbschlagbiegeversuche an Weißem Temperguss bei Raumtemperatur und Übergangstemperaturen Werkstoff EN GJMW36012 GJMW4005 GJMW4507 GJMW5504 K [J] Schlagbiegeversuch SB [mm] 2,06 0,78 1,60 1,33 T ü 1/2K [ C] T ü 1/2SB [ C] Kerbschlagbiegeversuch ,35 0,12 0,19 0,08 1/2KV 1/2SB T Ü T ü T ü 1/2K Übergangstemperatur bei 0,5 (K max + K min ) in der KTKurve T ü 1/2KV Übergangstemperatur bei 0,5 (KV max, + KV min ) in der KVTKurve T ü 1/2SB Übergangstemperatur bei 0,5 (SB max + SB min ) in der SBTKurve KV [J] SB [mm] [ C] [ C]

15 dem Verlauf der bei RT aufgenommenen J R und δ R Kurven für die untersuchten GJMWWerkstoffe folgt, dass der Bruch duktil über eine stabile Rissausbreitung eingeleitet wird (Bild 32). Wie aus Tabelle 26 ersichtlich, weisen die bei RT bestimmten physikalischen und technischen JIntegralwerte den Einfluss des Gefüges auf den Risseinleitungswiderstand nur tendenziell aus. Die CTODWerte differenzieren die Gefügeabhängigkeit deutlicher, weil zum einen die Rissspitzenöffnung direkt mit dem Gefüge vor der Rissspitze korreliert und zum anderen die technische Fließgrenze σ F in die Berechnung des CTODWertes eingeht. Bild 32: Statische Risswiderstandskurven des JIntegral und CTODKonzeptes sowie Gefügebilder der Versuchswerkstoffe und den hieraus abgeleiteten Kennwerten (Tabelle 25) folgt unter Einbeziehung der Seitlichen Breitung SB, dass die Kennwerte des Schlagbiegeversuchs das gefügeabhängige Werkstoffverhalten übereinstimmend beschreiben. Mit dem Übergang der lamellaren Perlitausbildung in die eingeformte körnige Struktur tritt eine deutliche Verbesserung der Zähigkeit ein. Die Kennwerte des Kerbschlagbiegeversuchs liegen auf einem deutlich niedrigeren Niveau. Durch den eingebrachten VKerb kommt es infolge des mehrachsigen Spannungszustandes zur Zähigkeit absenkenden Spannungsversprödung. Außerdem erfolgt die Risseinleitung bei der dynamischen Beanspruchung nicht wie bei den Schlagbiegeproben im zähen ferritischen Randbereich, sondern im perlitischen Gefüge der Probe. Das Versuchsprogramm zur Ermittlung der gefügeabhängigen mechanischen Kennwerte wurde durch umfassende bruchmechanische Untersuchungen ergänzt [65], [66]. Die Aufnahme der statischen Risswiderstandskurven des J Integral und CTODKonzeptes bei RT und 40 C wurde an 20%seitengekerbten SENBProben (10 x 20 x 120 mm) nach ESIS P292 vorgenommen. Aus Der Werkstoffwiderstand gegen stabile Rissausbreitung, charakterisiert durch die T J und T δ Werte, nimmt gefügeabhängig mit steigender Festigkeit ab. Bei 40 C wird in Abhängigkeit vom Perlitanteil beziehungsweise der Perlitform (Bild 32) das Werkstoffversagen entweder durch eine stabile Rissausbreitung bis zum Bruch oder durch eine überwiegend spaltflächige stabile Rissausbreitung bis zu einem deutlichen popineffekt eingeleitet, dem eine instabile Rissausbreitung folgt. Während die erste Form des Werkstoffversagens auf die höheren Ferritanteile (ENGJMW4005) oder den eingeformten Perlit (ENGJMW4507) zurückgeführt werden kann, ist das Auftreten einer lokal begrenzten Rissinstabilität auf höhere Perlitanteile beziehungsweise lamellare Perlitausbildung zurückzuführen, wobei das Werkstoffverhalten durch J Ic bzw. δ Ic Werte charakterisiert wird. Diese deutlich unterschiedliche Art des Werkstoffversagens ist bei einer vergleichenden Bewertung der Absolutwerte in Tabelle 26 unbedingt zu beachten, wobei der Einfluss der tieferen Temperatur sich vor allem in dem angeführten Wechsel des Werkstoffversagens bemerkbar macht. Der Verlauf der mit der Mehrprobenmethode bei Anwendung der lowblow Technik aufgenommenen dynamischen Risswiderstandskurven (JIntegralkonzept) sowie die dazugehörigen Gefüge sind aus Bild 33 ersichtlich. Die dyna Tabelle 26. Bruchmechanische Kennwerte von Weißem Temperguss bei statischer Beanspruchung Werkstoff EN Jlntegralkonzept RT 40 C CTODKonzept RT 40 C J i/bl [kj/m z ] J 0,2 [kj/m 2 ] T J 0,21 J i/bl [kj/m 2 ] J 0,2 [kj/m 2 ] J IC [kj/m 2 ] T J 0,21 δ ibl δ 0,2 T δ 0,21 δ i/bl δ 0,2 δ IC T δ 0,21 GJMW36012 GJMW4005 GJMW4507 GJMW

16 mischen Kennwerte zur Bewertung des Risseinleitungs und Rissausbreitungswiderstandes bei schlagartiger Beanspruchung zeigen in Analogie zu den statischen Kennwerten den positiven Einfluss des Ferritanteils und der Ausbildungsform des Perlits. So führt der in den kleineren, nicht seitengekerbten SENB Proben vorliegende hohe Ferritanteil des ENGJMW36012 im Vergleich zu den an größeren, seitengekerbten Proben ermittelten Kennwerten bei statischer Beanspruchung vor allem zu einer deutlichen Erhöhung des dynamischen Rissausbreitungswiderstandes, ausgedrückt im T dj Modul. Dabei muss generell einschränkend bemerkt werden, dass das vorliegende unterschiedliche Gradientengefüge die unmittelbare Vergleichbarkeit aufgrund der Komplexität der Einflussgrößen sehr erschwert. Das ist auch bei der vergleichenden Bewertung mit anderen Gusseisenwerkstoffen zu beachten. Der höhere Rissausbreitungswiderstand von nicht entkohlend geglühtem Temperguss ist mit dem höheren Ferritanteil von rund 20 % erklärbar. Die an glatten SENBProben mit einem 3 mm tiefen Startkerb über die Messung der Resonanzfrequenz bei Spannungsverhältnissen R = 0,1 bis 0,5 aufgenommenen zyklischen Risswachstumskurven sind die Basis für die in der Tabelle 27 dargestellten Kennwerte. Die RAbhängigkeit des Schwellenwertes ΔK th und des den Restbruch einleitenden ΔK fc Wertes sowie die tendenzielle Abnahme des ΔK th Wertes mit zunehmender Festigkeit sind erkennbar. Aus dem Vergleich der zyklischen Risswachstumskurven folgt auch für die hier untersuchten GJMW Werkstoffe die Gefügeunabhängigkeit des Verlaufs der da/dnδkkurven im Bereich II (Bild 34). Die diesen Bereich beschreibende ParisErdoganGleichung als Grundlage für die Berechnung der Restlebensdauer zyklisch beanspruchter Bauteile lautet Bild 33: Dynamische Risswiderstandskurven des JIntegralkonzeptes und Gefügebilder der Versuchswerkstoffe Tabelle 27: Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurven von Weißem Temperguss GJMW ,1 0,3 0,5 GJMW ,1 0,3 0,5 GJMW ,1 0,3 0,5 GJMW ,1 0,3 0,5 da dn Werkstoff EN = 1 R Wert 8 x [ ] 3, ΔK ΔK th 5,5 4,6 3,5 7,5 6,0 4,4 5,4 5,1 4,6 4,1 3,7 3,2 (15) Wird das Werkstoffverhalten im Bereich II der da/dnδkkurve über die in [67] für ΔK fc m 3,50 2,92 2,44 3,59 4,28 3,13 3,27 3,05 3,68 2,15 2,62 2,55 C für da/dn in [mm/zyklus] und ΔK in 7 x x x x ,5 x x x x x ,5 x x x 10 8 spröde und zähe Stähle bestimmte Korrelation zwischen den Parametern C und m der ParisErdoganGleichung bewertet (Bild 35), so ordnen sich die Gusseisenwerkstoffe in die Kategorie der spröden Stähle ein. Bild 34: Zyklische Risswachstumskurven (R = 0,1) Bild 35: Korrelation zwischen den Parametern C und m der Paris ErdoganGleichung für Gusseisenwerkstoffe und Stähle 17

17 Bild 36: Gegenüberstellung der statischen Bruchzähigkeit und des relativen Verschleißbeitrages verschiedener verschleißbeständiger Gusswerkstoffe im Backenbrechertest [69] 7 Verschleißbeständige weiße Gusseisenwerkstoffe Bestimmende Auswahlkriterien für diese Werkstoffgruppe sind neben der Verschleißbeständigkeit vor allem die Kosten und die Bruchsicherheit [68]. Im Rahmen der Optimierung von Wärmebehandlungstechnologien zur Einstellung hoher Standzeiten verschleißbeanspruchter Gussteile wird die Zähigkeit über die Einbeziehung statischer und dynamischer Bruchzähigkeitswerte bewertet. Die Bild 37: Zusammenhang zwischen statischer Bruchzähigkeit und Volumenanteil der M 7 C 3 Carbide eines CrMoGusseisens mit austenitischem oder martensitischem Grundgefüge [69, 71] (oben links), Zusammensetzungsbereich: 1,4 3,9 % C, 11,6 25,7 % Cr, 2,4 % Mo und 1,0 % Cu Bild 38: Dynamische Bruchzähigkeit austenitischer oder martensitischer weißer Gusseisen in Abhängigkeit vom Volumenanteil der M 7 C 3 Carbide [69, 71] (oben rechts) Bild 39: Statische (unten links) und dynamische (unten rechts) Bruchzähigkeit eines ChromMolbydänGusseisens mit 2,9 % C, 19 % Cr, 2,5 % Mo und 1,0 % Cu in Abhängigkeit vom Grundgefüge und der Härte (Der Carbidanteil beträgt in allen Fällen rund 28 Vol.%) [69, 71] alle Bilder: Wärmebehandlung: 200 C/2 h, o 900 C/5 h/luft + 2x78 C C/2h Tabelle 28: Chemische Zusammensetzung, Wärmebehandlung und Eigenschaften von übereutektischem Chromgusseisen im Vergleich zu drei anderen vergüteten Chromgusseisen Dicke der Probeplatten 5 mm bei 35 Cr (A) und (B), 12 mm bei 35 Cr (C), 5 oder 12 mm bei den Vergleichswerkstoffen [74] Werkstoff Chemische Zusammensetzung [Masse%] C Cr Mn Si Mo Ni Wärmebehandlung Widerstandsziffer 1 Härte HV20 Gummirad SiC (100 bis 150 µm) Schleifteller AI (80 µm) Bruchzähigkeit K ic 35CrA 5,24 35,5 3,30 1,15 Gusszustand 1000 C 40 min/luft 1000 C 40 min/luft auf 670 C, 2 min/luft 1000 C 60 min/luft C, 100 h 35CrB 4,42 33,2 0,40 0,35 Gusszustand Rand Mitte 35CrC 4,35 32,5 2,95 0,70 Gusszustand 1000 C 1 h/luft C, 2 h 1 Verschleißwiderstandsziffern bezogen auf einen Vergütungsstahl ähnlich StE 500 mit 270 HB 2,14 2,21 2,21 2,29 233/ /211 3,43 694/ /694 3, GX 300CrNiSi952 3,0 9,0 2,0 5,0 2, ,2 GX300CrMo153 3,4 15,0 3,0 2, ,2 GX 260Cr27 2,6 27,0 2, , ,1 21,4 22,2 20,4 18

18 Tabelle 29: Eigenschaften von gehärtetem NiHard 4 (GX300CrNiSi952) [74], [75] Eigenschaften Wert Zugfestigkeit Biegefestigkeit Durchbiegung 1 [mm] Druckfestigkeit Härte HB Härte HRC EModul [GPa] Bruchzähigkeit Dichte [g/cm 3 ] Wärmeleitfähigkeit [W/(m K)] Spez. Wärmekapazität [J/(kg K)] Spez. elektrische Widerstand bei 20 C [(Ω mm 2 )/m] Linearer Wärmeausdehnungskoeffizient [µm/(m K)] zwischen 20 C und 100 C 200 C 300 C 400 C 500 C 1 30 mm Dmr., 300 mm Auflagerentfernung bis , ,85 14,8 15,2 15,8 15,9 15,3 8 Anwendungsbeispiele 8. 1 Regelwerk Eine zusammenfassende Übersicht zu den fachspezifischen bruchmechanischen Bewertungsvorschriften in unterschiedlichen Industriezweigen wird in [76] gegeben. Der bruchmechanische Festigkeitsnachweis für Bauteile aus GusseisenWerkstoffen ist Bestandteil der FKMRichtlinie [77], [78] und ermöglicht die Lösung folgender Aufgabenstellungen: In der Konstruktionsphase können angenommene Fehler bewertet werden, um Geometrie, Werkstoff und Herstellungsverfahren zu spezifizieren. Während der Herstellung und im Betrieb sind geeignete zerstörungsfreie Prüfverfahren zur Qualitätskontrolle auszuwählen und gegebenenfalls Inspektionsintervalle festzulegen. Während des Betriebes müssen Bauteile mit Fehlern hinsichtlich ihrer gegenwärtigen und zukünftigen Gebrauchseignung bewertet werden. Im Schadensfall sind die Schadensursachen zu ermitteln. Die Struktur der Richtlinie zum bruchmechanischen Festigkeitsnachweis bei statischer und zyklischer Beanspruchung ist aus Bild 40 ersichtlich. Die prinzipielle Vorgehensweise ist dabei trotz unterschiedlicher Aufgabenstellungen und Ergebnisse gleich und bildet den Kern der Richtlinie. Der bruchmechanische Festigkeitsnachweis des fehlerbehafteten Bauteils ersetzt nicht den konventionellen Festigkeitsnachweis des nicht fehlerbehafteten Bauteils. Beide Nachweise verstehen sich als komplementäre Bausteine. So folgt aus umfangreichen Untersuchungen zum schwingfesten Bemessen Bruchsicherheit, definiert über die statischen Bruchzähigkeitswerte K Ic, in Korrelation zur Verschleißbeständigkeit wird im Bild 36 gezeigt. Für den ledeburitischmartensitischen ENGJNHV550 (GX330NiCr4 2. Ni Hard 1, W.Nr. JN2039) werden in [70] K Ic Werte von 19 bis 26 MPam 1/2 (Sandguss) angegeben. Die Abhängigkeit statischer und dynamischer Bruchzähigkeitswerte der Chromgusseisen vom Grundgefüge (austenitisch oder martensitisch) geht aus den Bilder 37 bis 39 hervor. Umfangreiche Untersuchungen zur Optimierung der Wärmebehandlung verschleißbeständiger Chromgusseisen für Mahlkugeln machen auf die erfolgreiche Kombination von Stossverschleißversuchen und dynamischer Bruchzähigkeit aufmerksam [72], [73]. Weitere bruchmechanische Kennwerte für die verschleißfesten Gusswerkstoffe sind aus den Tabellen 28 und 29 ersichtlich. K IC Werte nach DIN 1695 (Anhaltswerte) betragen für GX300CrMo15 3, vergütet (entspricht dem EUgenormten ENGJN HV600(Cr14), W.Nr. JN3029) 20 bis 28 MPam 1/2, GX300CrMoNi15 2 1, vergütet (entspricht nach EUNormung ebenfalls dem GJNHV600(XCr14), W.Nr. JN3029) 18 bis 28 MPam 1/2 und austenitisch 20 bis 33 MPam 1/2 sowie für GX260 CrMo Ni20 2 1, vergütet (entspricht dem GJN HV600(XCr18), W.Nr. JN3039 der EU Normung) 25 bis 31 MPam 1/2 und austenitisch 25 bis 33 MPam 1/2. Bild 40: Struktur der Richtlinie zum bruchmechanischen Festigkeitsnachweis [77] 19

19 dickwandiger Bauteile aus ENGJS unter Berücksichtigung gießtechnisch bedingter Gefügeentartungen und Gussfehlern, dass diese unter Beachtung vorgegebener Bemessungskriterien nicht zum Ausschuss erklärt werden müssen [79], [80]. Über die Einbeziehung bruchmechanischer Kriterien zum Anriss und Rissfortschrittsverhalten ist es weiter möglich, für einen frühzeitig bemerkten Riss die Restlebensdauer des Bauteils abzuschätzen. Restlebensdauerberechnungen als Bestandteil bruchmechanischer Sicherheitskonzepte haben das Ziel, Aussagen zur Bauteilintegrität bei zyklischer Beanspruchung zu gewinnen. Aus dem Zusammenhang zwischen der stabilen Rissausbreitung und der Schwingspielzahl werden, wenn genügend Zeit zur unterkritischen Rissausbreitung bleibt, Inspektionsintervalle abgeleitet (Bild 41). Das Auffinden eines Anrisses kann je nach Bewertungsphilosophie entweder zu einer sofortigen Stillsetzung oder zu einem kontrollierten Weiterbetrieb des Bauteils führen. Die Inspektionsintervalle sind in jedem Fall so zu wählen, dass Instabilität und damit katastrophales Versagen zwischen den Inspektionen ausgeschlossen wird. Meist wird auch ein einmaliges Übersehen eines Anrisses in die Rechnung einbezogen. Für eine Restlebensdauerberechnung sind neben den notwendigen Angaben zur Risskonfiguration und Beanspruchung belastbare Informationen zum Risswachstumsverhalten notwendig. Wichtig ist, dass bei einem Ermüdungsproblem an die Präzision der Eingangsdaten wesentlich höhere Anforderungen gestellt werden müssen als im statischen Lastfall, weil die Lebensdauer exponentiell vom zyklischen Spannungsintensitätsfaktor abhängt. Dabei ist zu beachten, dass für eine Restlebensdauerberechnung belastbare Informationen zum Risswachstumsverhalten notwendig sind. In der Designphase werden für derartige bruchmechanische Sicherheitsanalysen häufig konservative Referenzkurven verwendet, die als obere Hüllkurven über eine Vielzahl von Messergebnissen einer Werkstoffgruppe abgeleitet wurden. Dabei ist nicht immer ersichtlich, wie groß die Sicherheitsmarge im Einzelfall ausfällt. Eine statistische Auswertung ist über die Ableitung von QuantilRisswachstums Kurven auf der Basis des NASGROComputercodes möglich, der als ESACRACK 4.0 [81] bis [83] verfügbar ist. Die Grundlagen dieser statistischen Auswertung und ihre Anwendung auf Gusseisenwerkstoffe werden in [84] und [85] erläutert. Das Risswachstumsmodell des Programms ESACRACK beruht auf einer erweiterten ParisErdoganGleichung, die alle drei Bereiche der zyklischen Risswachstumskurve (Bild 42) in Abhängigkeit vom Spannungsverhältnis R gemäß Bereich II da 1 f = C2 K dn Δ R 1 Rissschließen RAbhängigkeit n Schwellenwert Bereich I p ΔK th 1 ΔK K max 1 K c Restbruch Bereich III q (16) beschreibt. Die Fitkonstanten p und q passen den Übergang in den Bereich I (ΔK th Schwellenwert des zyklischen Spannungsintensitätsfaktors) beziehungsweise Bereich III an, wobei hier der kritische Spannungsintensitätsfaktor K c und die maximale Spannungsintensität während eines Schwingspiels K max = ΔK/(1R) zu bestimmen sind. Der Bereich II wird durch die werkstoffspezifischen Parameter C 2 und n (C 2 und n unter Hinweis auf Gleichung (4) modifiziert), die von einander abhängig sind, charakterisiert. Die Abhängigkeit der zyklischen Risswachstumskurve vom Spannungsverhältnis R wird über die Rissöffnungsfunktion f beschrieben, die über das Verhältnis K op /K max (K op RissöffnungsspannungsIntensitätsfaktor) definiert wird. K f = K op max = (17) Die Konstanten A 0 bis A 3 hängen vom Verhältnis der maximalen Zugspannung S max zur technischen Fließgrenze σ 0 und der Mehrachsigkeitszahl α ab. A 0 = (0,825 0,34 α α 2 ) π cos S max / σ 0 2 A 1 = (0,415 0,071 α)s max /σ 0 A 2 = 1 A 0 A 1 A 3 A 3 = 2A 0 + A / α (18) Der Wert α kann Werte zwischen 1 (ebener Spannungszustand) und 3 (ebener Dehnungszustand) annehmen und ist eine Funktion der Bauteildicke. Bei Gültigkeit der Fließbedingung nach von Mises Bild 41: Bruchmechanische Sicherheitsbewertung rissbehafteter Bauteile unter zyklischer Beanspruchung 20 Bild 42: Zyklische Risswachstumskurve und Definition der statistischen Variablen

20 Bild 43: Rissöffnungsfunktion f in Abhängigkeit von R nimmt der Quotient S max /σ 0 den Wert 0,3 an. Bei Stählen führen die Werte für α = 2,5 und S max /σ 0 = 0,3 zu einer guten Anpassung experimenteller Daten. In einigen wenigen Fällen, in denen kein plastizitätsinduziertes Rissschließen auftritt, kann durch eine so genannte Bypassoption die Rissöffnungsfunktion f umgangen werden, weil in diesem Fall f = R gesetzt wird und daher der Quotient in Gl. (16) (1 f)/ ( 1 R) = 1 wird. Für die Bypassoption sind die Werte α = 5,845 und S max /σ 0 = 1 vorzugeben (Bild 43). Die Rissöffnungsfunktion f beschreibt nur das plastizitätsinduzierte Rissschließen. Andere Mechanismen, wie zum Beispiel Rissschließen durch Korrosionsprodukte oder rauhigkeitsinduziertes Rissschließen können zu einer abweichenden RAbhängigkeit der da/dnδkkurve führen. Dies kann durch Risswachstumsmessungen bei verschiedenen RWerten ermittelt werden. Die Konstanten α und S max /σ 0 werden dann als Fitparameter genutzt. Bei der Anpassung der Risswachstumskurven der untersuchten Gusseisenwerkstoffe (Tabelle 30) wurden folgende Werte konstant gehalten: S max /σ 0 = 0,3; α = 2,5; a = 10; a 0 = 0,0381; C th = 0,25; R cl =0,7; R p = 1 Am Beispiel der Gusseisenwerkstoffe mit globularer Graphitausbildung ist erkennbar, dass die bei unterschiedlichen R Werten experimentell aufgenommenen da/dnδkkurven durch das ESACRACK Modell mit ausreichender Genauigkeit beschrieben werden (Bild 44). ESACRACK gestattet auch die Beschreibung des Schwellenwertbereiches sowohl bei positiven als auch bei negativen RWerten in Abhängigkeit von der Risstiefe gemäß ΔK th a =ΔK 0 a a + 0 1/2 1 f (1 A 0)(1 R) (1+ CthR) (19) mit ΔK 0 als Schwellenwert bei R = 0, a = aktueller Risstiefe, a 0 einer Mikrostrukturkonstante und C th, einem Fitparameter, der für positive und negative RWerte unterschiedlich sein kann (C th+ beziehungsweise C th ). Der erste Teil von Gleichung (19) beschreibt den Einfluss der Risslänge auf den Schwellenwert und berücksichtigt damit die Erniedrigung des Schwellenwertes bei Risstiefen < a 0 (Bild 41). Der zweite Teil der Gleichung (19) beschreibt den Anteil des Rissschließens bezüglich des Schwellenwerts mit Hilfe der Rissöffnungsfunktion f, der Konstanten A 0 und C th. Für die in der Tabelle 30 aufgeführten Gusseisenwerkstoffe erfolgte eine für die drei Bereiche der zyklischen Risswachstumskurve getrennt durchgeführte statistische Auswertung, in deren Ergebnis die 5% und 95%QuantilRisswachstumsKurve im Bild 45 angegeben werden [86]. Tabelle 30: Kennwerte und Konstanten des Risswachstumsmodell ESACRACK für Gusseisenwerkstoffe Werkstoff EN GJS40018LT GJS6003 GJS8008 GJS80010 GJS10005 GJV300 GJMB35010 GJMB4506 GJMB6502 GJMW36012 GJMW4005 GJMW4507 GJMW5504 ΔK o 7,8 7,8 6,5 5,0 7,8 8,8 8,4 5,7 6,5 8,4 6,5 5,3 K c Anmerkungen: Die Parameter gelten für das Maßeinheitensystem mm/zyklus; MPa m 1/2. Um in das Maßeinheitensystem von ESACRACK mm/zyklus; Nmm 3/2 zu gelangen, müssen folgende Transformationen durchgeführt werden: ΔK 0 [Nmm 3/2 ] = 31,6* ΔK 0 K C [Nmm 3/2 ] = 31,6* K C C 2 C 1 [mm/zyklus; MPa mm 1/2 ] = 1000 n C 2 n p q C th+ 3, , , , , , , , , , , , Bild 44: Analytische Beschreibung zyklischer Risswachstumskurven nach dem ESA CRACKModell für die Werkstoffe a) ENGJS40018LT, b) ENGJS6003, c) ENGJS8008, d) ENGJS ,8 3,5 2,7 2,7 5,5 3,0 3,0 2,7 3,3 3,3 3,3 2,7 0,20 0,30 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,40 0,30 0,50 0,20 0,10 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,50 0,40 0,30 0,30 2,6 1,9 1,0 1,0 4,0 1,0 2,0 1,0 1,3 1,8 0,1 0,5 21

21 Hieraus ist ableitbar, dass die als Sicherheitsbauteile zu klassifizierenden Verbundschweißungen hohe Anforderungen an die Bruchsicherheit erfüllen müssen. Ausgehend von den Belastungen im Fahrzeugbau steht die Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen aus entkohlend geglühtem Temperguss im Vordergrund [93] bis [95]. Daneben ist auch eine hohe Zähigkeit erforderlich, um bei tiefen Temperaturen in Verbindung mit stoßartigen Beanspruchungen die Bauteilintegrität zu gewährleisten. Bild 45: Messpunkte und QuantilRisswachstumsKurven a) ENGJS40018LT, b) ENGJS6003, c) ENGJS8008, d) ENGJS Schweißverbindungen Diesem Aspekt wurde bei der bruchmechanischen Festigkeitsbewertung der Verbundschweißung TempergussStahl Rechnung getragen [96], [97]. Das Festlegen der Schweißtechnologie erfolgte unter Beachtung des VDGMerkblattes N 70 sowie Hinweisen aus der Praxis (Bild 48). Aus der Tabelle 31 sind die Werkstoffe der Verbundschweißung Schweißverbindungen bilden seit der Einführung des BruchmechanikKonzeptes in die Bauteilbewertung einen Schwerpunkt, da das Versagen häufig von Fehlern in der Schweißnaht ausgeht. Bei der bruchmechanischen Bewertung von Schweißverbindungen sind einige Besonderheiten zu beachten, die schwerpunktmäßig in dem möglichen Ausbilden von Schweißeigenspannungen sowie dem Auftreten von Gefüge und damit Eigenschaftsgradienten begründet sind. Das gilt auch für die zunehmend an Bedeutung gewinnenden artgleichen und artfremden Konstruktionsschweißung sowie Gussverbundschweißungen. Der gegenwärtige Erkenntnisstand zur bruchmechanischen Bewertung von Schweißverbindungen wird in dem überarbeiteten DVSMerkblatt 2401 [87] berücksichtigt. Die zu beachtenden Arbeitsschritte beim Ermitteln bruchmechanischer Kennwerte aus einer Schweißverbindung sind im Bild 46 aufgeführt. Als Beispiele für Verbundschweißungen StahlTemperguss werden Achslenker und Schräglenker mit radführenden Gussteilen genannt (Bild 47). Weiterentwicklungen der Schräglenker führten zu einer verstärkten Integration aller Funktionen in Radnähe in das anzuschweißende Tempergussteil [88], [89] und die Ausführung der Lenkeraufhängung in Guss und deren Verschweißen mit Blechteilen [90]. Weitere Beispiele für Konstruktionsschweißungen sind Abgassammler für Dieselmotoren, PKWHinterachsschräglenker, Regelstangen für NKWLenkungen und Bauteile für Wendeltreppen [91], [92]. 22 Bild 46: Arbeitsschritte zur Ermittlung bruchmechanischer Kennwerte einer Schweißverbindung (nach [87])

22 Bild 47: HinterachsSchräglenker für einen PKW der oberen Leistungsklasse, bei dem die Lenkeraugen (links) und der Radträger (rechts), beide aus schweißbarem Temperguss ENGJMW360 12, mit der Mittelschale aus Stahlblech verschweißt wurden Bild 48: Daten zur Schweißtechnologie der Verbundschweißung und ihre chemische Zusammensetzung ersichtlich. Die Wärmebehandlung der 7 und 14 mm dicken Gussplatten wurde über Gastempern bei 1065 C/120 h mit anschließender Abkühlung auf 690 C (11 K/h) durchgeführt. Für das Schweißen unter Schutzgas (InarcMischgas, K18, 82 % Ar, 18 % CO 2, 10 Liter/min) war gussseitig keine Bearbeitung erforderlich, das heißt, die Gusshaut wurde nicht entfernt. Stahlseitig wurde die Kante angefast und die Schweißnaht als HVNaht ausgeführt, wobei die Steilflanke auf der Gussseite lag. Damit war in Verbindung mit einer Makroätzung (10%ige HNO 3 ) eine definierte Kerbpositionierung für die Bereiche Schweißgut (SG) und Wärmeeinflusszone (WEZ) möglich. Um ein Verfälschen der Messungen durch Poren und Bindefehler weitestgehend auszuschließen, wurden die Verbundschweißungen vor der Probennahme geröntgt. Im Ergebnis metallographischer Untersuchungen (Bild 49) und Kleinlasthärtemessungen HV0,1 wurde festgestellt, dass im Bereich der Fusionslinie keine ausgeprägte Grobkornzone auftritt. Die Kennwerte des Zugversuchs, der Härtemessung und des Kerbschlagbiegeversuchs enthält Tabelle 32. Während die Festigkeitswerte der 14 mm dicken Verbundschweißung für den Grundwerkstoff an zylindrischen Zugproben (d 0 = 12 mm) bestimmt wurden, erfolgte die Aufnahme der σεkurven für das Schweißgut mit hourglas Proben (d 0 = 4 mm), wobei die örtliche Querdehnung ε quer gemessen und nach ε längs σ 1 = E ν pl ε quer σ + ν el E (20) mit ν el = 0,3 beziehungsweise ν pl = 0,5 unter Zugrundelegung der Volumenkonstanz in die Längsdehnung ε längs umgerechnet wird. Ein Vergleich der Festigkeitswerte vom Grundwerkstoff und Schweißgut zeigt ein deutliches overmatching, das beim bruchmechanischen Bewerten der Verbundschweißung zu beachten ist. Die konventionelle Bewertung der Zähigkeit der Verbundschweißung erfolgte an den 7 mm dicken Schweißverbindungen mit Hilfe von ISOVProben der Abmessung 5 x 10 x 55 mm. Ermittelt wurden die Kerbschlagzähigkeit KV und die Seitliche Breitung SB für die Bereiche SG und WEZ der Verbundschweißung. Aus Tabelle 32 ist das erwartungsgemäß deutlich höhere Zähigkeitsniveau des Schweißgutes erkennbar. Die Aufnahme der statischen Risswiderstandskurven erfolgte an 20%seitengekerbten SENBProben der Abmessung 10 x 20 x 120 mm für die Bereiche Grundwerkstoff, Wärmeeinflusszone und Schweiß Bild 49: Gefügeausbildung in den einzelnen Bereichen der Verbundschweißung SG Schweißgut, WEZ Wärmeeinflusszone, FL Fusionslinie Tabelle 31: Chemische Zusammensetzung der untersuchten Werkstoffe Chemisches Element C Si Mn P S Cr Mo Ni Grundwerkstoff ENGJMW36012 [Masse%] 3,090 0,730 0,420 0,031 0,086 0,049 0,009 0,030 Schweißgut 10MnSi8 [Masse%] 0,060 0,740 1,180 0,015 0,045 0,119 0,045 0,160 Stahlblech S235JRG2 [Masse%] 0,100 0,190 0,840 0,027 0,044 0,096 0,025 0,130 Tabelle 32: Mechanische Kennwerte für Grundwerkstoff (GW) und Schweißgut (SG) Bereich/ Kennwert GW SG E [GPa] ν 0,28 0,30 R p0, R m R p02 /R m 0,48 0,65 A 3 21 n. b. A g 18 n. b. Z HV KV [J] SB [mm] 0,6 2,0 SG Schweißgut, GW Gusswerkstoff, n. b. nicht bestimmbar, A g Gleichmaßdehnung 23

23 Bild 50: Risswiderstandskurven des JIntegrals (J R Kurven) SG Schweißgut, WEZ Wärmeinflusszone, GW Grundwerkstoff Bild 51: Physikalische und technische RissinitiierungsKennwerte SG Schweißgut, WEZ Wärmeeinflusszone, GW Grundwerkstoff gut der 14 mm dicken Verbundschweißung nach ESISP2. Aus den über die ComplianceMethode bestimmten Risswiderstandskurven (Bild 50) des JIntegral Konzeptes (J R Kurven) wurden die physikalischen Rissinitiierungswerte J i bei der kritischen Stretchzonenbreite und die technischen Rissinitiierungswerte J 0,2 bei einem Betrag des stabilen Rissfortschritts von 0,2 mm für die einzelnen Bereiche der Verbundschweißung bestimmt (Bild 51). Im Vergleich zum Grundwerkstoff folgt für den Bereich der WEZ, dass kein Zähigkeitsabfall auftritt, wobei die höheren Werte auf die Stützwirkung des duktilen Schweißgutes zurückgeführt werden können. Die Bruchsicherheitsbewertung erfolgte über die Berechnung kritischer Rissabmessungen auf der Basis der vereinheitlichten europäischen Fehlerbewertungsprozedur SINTAP [98], der Vorläuferin der FKMRichtlinie. Der Bewertung nach dieser Prozedur liegt das Prinzip der abgestuften Konservativität zugrunde, das heißt, mit zunehmenden Ansprüchen an die Eingangsgrößen nimmt die Konservativität ab (Bild 52). Grundwerkstoff und Schweißgut unterschiedlich in Längs und Querrichtung. Hieraus resultieren im Bereich der Schmelzlinie zusätzliche Spannungen (Druckspannungen im Schweißgut und Zugspannungen im Grundwerkstoff). Weiter zu berücksichtigen in Bezug auf die mögliche Größe der Gesamtbelastung ist die Höhe möglicher Eigenspannungen in Schweißverbindungen. Für unbekannte Eigenspannungen stellt die SINTAP Prozedur konservativ angepasste Eigenspannungsprofile über die Bauteilwand bereit. Der konservativste Fall sieht einen konstanten Verlauf der Eigenspannungen über den Querschnitt in Höhe der größeren Fließgrenze von Schweißgut und Grundwerkstoff vor. Die Grundlage der Berechnung kritischer Fehlergrößen, bildet das im Bild 53 dargestellte Modell der Verbundschweißung mit einem durchgehenden Mittelriss 2a im Bereich des Schweißgutes und des Interface beziehungsweise Grundwerkstoffs, wobei für den Bereich Interface die Werkstoffkennwerte des Grundwerkstoffs zur Anwendung kommen [96]. Die Berechnung der kritischen Rissgrößen erfolgte unter Zugrundelegung des FAD (Failure AssessmentDiagram). Bei der FADRoute wird die Bewertung auf der Grundlage einer Versagensgrenzkurve vorgenommen, die für die StandardBewertungsebenen von SINTAP unabhängig von der konkreten Bauteilgeometrie (Bild 54) und die Versagenskurve durch K r = f (L r ) (21) gegeben ist. K r ergibt sich aus dem geometrie und lastabhängigen linearelastischen Spannungsintensitätsfaktor K I und dem Risswiderstand K mat des Materials: K r = K I / K mat (22) Bei der Bewertung von Schweißverbindungen ist der MismatchFaktor M zu beachten, der sich als Quotient aus der R p0,2 Grenzen von Schweißgut und Grundwerkstoff ergibt. Da Schweißnähte in der Praxis immer als potenziell fehlerbehaftet betrachtet werden, wird in der Regel Overmatching angestrebt (der Grundwerkstoff hat eine geringere Festigkeit als das Schweißgut), um dadurch das Schweißgut abzuschirmen. Dabei kommt es im rissbehafteten Schweißgut lediglich zur elastischen Verformung, während sich im Grundwerkstoff bereits eine plastische Zone bildet. Neben dem hier vorliegenden FestigkeitsOvermatching muss bei der Verbundschweißung TempergussStahl auch ein Mismatch im EModul beachtet werden, das heißt, bei elastischer Bauteilbelastung verformen sich die Bereiche 24 Bild 52: Prinzip der abgestuften Konservativität in der SINTAPProzedur hinsichtlich der Verfügbarkeit verschiedener Eingangsparameter (nach [98])

24 Bild 53: Modell und Eingangsdaten für die Berechnung der kritischen Rissgröße Der Materialkennwert wird hier aus dem Kennwert des JIntegralKonzeptes berechnet: E K mat = 2 1 ν J i (23) Der Plastifizierungsgrad L r ist durch den Quotienten aus wirkender Last F und Grenzlast F Y gegeben: L r = F/F Y (24) Die für den ebenen Spannungszustand geltenden Gleichungen zur Berechnung der plastischen Grenzlast können der ETMRoutine [99] entnommen werden. Als Belastungsgrößen wurden σ = 167 MPa, das heißt Spannungen in Höhe der R p0,2 Grenze des Grundwerkstoffs beziehungsweise bei 1,5facher Sicherheit gegen Fließen σ = 111 MPa angenommen. Die Bruchsicherheit eines Bauteiles mit einem vorhanden oder fiktiv angenommenen Fehler ist gegeben, wenn die Koordinaten K r oder L r einen Lastpunkt charakterisieren, der unterhalb der Versagensgrenzkurve des FAD (Bild 54) liegt. Wird das gleiche Bauteil unter Berücksichtigung der Eigenspannungen bewertet, ändert sich das FAD nicht. Die Eigenspannungen gehen lediglich in die Berechnung des Lastpunktes ein. Sie werden für dieses Beispiel konservativ als konstant über den Querschnitt in Höhe der R p0,2 Grenze des Schweißgutes angenommen. Die im Ergebnis der Rechnung ermittelten kritischen Risslängen für das gewählte Beispiel enthält Bild 55. Aus dem Vergleich der kritischen Risslängen für Grundwerkstoff und Schweißgut folgt, dass infolge des overmatching und der damit verbundenen Abschirmung des Schweißgutes die Verbundschweißung zuerst im Grundwerkstoff versagt, wobei die kritischen Rissgrößen zerstörungsfrei diagnostizierbar sind. Weiterhin zeigt sich, dass die Eigenspannungen eine erhebliche zusätzliche Lastkomponente darstellen. Werden diese mit in die Bewertung einbezogen, ergeben sich durch die sehr konservativen Vorgaben für Größe und Verteilung der Eigenspannungen wesentlich kleinere ertragbare Risslängen. Hier könnte die Berechnung nach SINTAP genutzt werden, um mit verschiedenen Annahmen für die Höhe der Eigenspannungen und deren Verteilung über die Bauteilwand den Effekt einer Wärmebehandlung zum Abbau der Eigenspannungen zu prüfen und damit die Herstellungstechnologie für das Bauteil zu optimieren. In diesem Zusammenhang muss aber auch beachtet werden, dass die hier zur Anwendung kommenden bruchmechanischen Kennwerte für den Grundwerkstoff als worst case zu bewerten sind. Die Wärmebehandlung der 14 mm dicken Gussplatte zeigt im Bereich der Schweißnaht ein überwiegend ferritischperlitisches Gefüge im Gegensatz zu den üblichen Konstruktionsschweißungen des Werkstoffs ENGJMW36012, bei dem normalerweise der Schweißquerschnitt eine Wanddicke von 8 mm nicht überschrei Bild 54: Schematische Darstellung der Versagensgrenzkurve des FAD Bild 55: Berechnete kritische Risslängen in Abhängigkeit von der Höhe der Belastung und von der Lage des Risses in der Verbundschweißung 25

25 Bild 56: Statische Risswiderstandskurve des ENGJS8008 (ADI) ten und im Ergebnis der oxidierenden Glühung der CGehalt in der Schweißzone maximal 0,3 % betragen soll [100]. Setzt man ein ferritisches Gefüge im Bereich des Interface voraus, bei einem orientierenden Wert für J i = 22 kj/m², wie in [61] für nicht entkohlend geglühten Temperguss ENGJMB35010 angegeben, so erhöht sich der Wert für die kritische Rissgröße um den Faktor Eisenbahnräder Im Rahmen der Entwicklung und Erprobung alternativer Radwerkstoffe mit höherer Langlebigkeit wurde der Einsatz von ADI (Austempered Ductile Iron)Werkstoffen untersucht [101], die sich bekanntlich durch eine Kombination von hohem Verschleißwiderstand und hoher Dauerfestigkeit bei gleichzeitig für Gusseisensorten dieser Festigkeitsklasse untypisch hoher Duktilität auszeichnen [102]. Wichtigster Nebeneffekt ist, dass die im Matrixgefüge eingeschlossenen Graphitkugeln in der Kontaktfläche zweier aufeinander abwälzender Reibpartner als Schmiermittel wirken und so deren Verschleiß herabsetzen [103]. Gleichzeitig bewirken die Graphiteinschlüsse eine um den Faktor 3 höhere Dämpfungsfähigkeit gegenüber Stahl, so dass bei ADIRädern mit einer verringerten Schallabstrahlung zu rechnen ist. Da das Eisenbahnrad hohen statischen und zyklischen Belastungen ausgesetzt ist, hat der Betriebsfestigkeitsnachweis unter Einbeziehung bruchmechanischer Konzepte einen sehr hohen Stellenwert. Voraussetzung für den Einsatz von ADI als Radwerkstoff ist der Nachweis einer ausreichenden Sicherheit gegen Ermüdungs und Sprödbruch zur Festlegung geeigneter Überwachungskonzepte. Dieser Problematik über den experimentellen Festigkeitsnachweis hinaus Rechnung tragend, erfolgte zusätzlich die numerische Berechnung des Beanspruchungszustandes in einem ADIRad mit Bild 57: Zyklische Risswachstumskurven des ENGJS8008 (ADI) bei R = 0,1 und 0,5 Tabelle 33: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte von ADI Kenngröße Elastizitätsmodul E Querkontrationszahl ν 0,2 %Dehngrenze R p0,2 Zugfestigkeit R m Streckgrenzenverhältnis R p0,2/r m Bruchzähigkeit J i/bl bzw. K IC(Ji) Ermüdungsrisswachstum bei R = 0,1: Schwellenwert ΔK th C m Ermüdungsrisswachstum bei R = 0,5: Schwellenwert ΔK th C m hypothetischen Rissen zur Bewertung der Bruchsicherheit und der Betriebsfestigkeit bei statischen und zyklischen Belastungen. Ziel dieser Untersuchungen war die Ableitung kritischer Rissgrößen beziehungsweise zulässiger Grenzmaße der Belastung bereits in der Entwicklungsphase [104]. Die mechanischen und bruchmechanischen Kennwerte sind in der Tabelle 33 zusammengestellt. Die bei statischer Belastung aufgenommene Risswiderstandskurve charakterisiert das duktile Versagen des ADIWerkstoffs nach stabiler Rissausbreitung, wobei der bruchmechanische Rissinitiierungswert im Schnittpunkt der BluntingLine BL mit der Risswiderstandskurve bestimmt wurde (Bild 56). Die Berechnung der Restlebensdauer bei zyklischer Beanspruchung erfolgt über die Schwellenwerte ΔK th und die Parameter C und m der ParisErdoganGleichung, die mit Hilfe der zyklischen Risswachstumskurve (Bild 57) für die Spannungsverhältnisse R = 0,1 und 0,5 bestimmt wurden (Tabelle 33). Für die numerische Beanspruchungsanalyse wurden die Belastungen und Lastfälle entsprechend dem Regelwerk für den experimentellen Betriebsfestig Kennwert 170GPa 0,3 637 MPa 893 MPa 0,71 11 kj/m 2 bzw. 45,33 MPa m 1/2 5,4 MPa m 1/2 0,94 E08 2,9 4,3 MPa m 1/2 1,0 E08 3,2 keitsnachweis von Eisenbahnrädern der Deutschen Bahn AG angesetzt [105]. Betrachtet wurde ein EisenbahnVollrad mit gekrümmter Radscheibe entsprechend Bild 58. Das Profil des Radkranzes entspricht der DIN 5573 E Der Raddurchmesser verringert sich im Laufe der Betriebszeit durch Verschleiß und Überarbeitung des Profils von anfangs 920 mm auf minimal 854 mm (Betriebsgrenzmaß). Bei der Festlegung der zu betrachtenden Risse im ADIRad fanden sowohl die Ergebnisse der Festigkeitsanalyse in Bezug auf die maximal auftretenden Spannungen als auch mögliche Fehlerlagen resultierend aus der gießtechnischen Herstellung des Rades Berücksichtigung. Die Lagen der Risse sind im Bild 59 dargestellt. Bei der bruchmechanischen Beanspruchungsanalyse zur Berechnung der Spannungsintensitätsfaktoren wurde für die postulierten Risskonfigurationen ein vereinfachtes Ersatzmodell ausgewählt, für das KFaktorLösungen und Geometriefunktionen Y(a) in [106] vorlagen. K I = σ πay(a) (25) 26

26 Bild 58: Geometrie, Belastung und Vernetzung des ADIEisenbahnrades Bild 59: Postulierte Risskonfiguration Durch Einsetzen der Spannungsverteilung σ, die sich aus der FEMRechnung am Ort des Risses ergab, konnten die Spannungsintensitätsfaktoren berechnet werden. Diese entkoppelte Methode stellt eine gute Näherung dar, solange die angenommenen Risse ausreichend klein gegenüber dem tragenden Querschnitt sind, so dass ihre Rückwirkung auf den globalen Spannungszustand im Rad vernachlässigt werden darf. Die Bewertung der Bruchgefährdung des ADIRades gegenüber Gewaltbruch und Ermüdungrisswachstum wurde mit einer linearelastischen bruchmechanischen Analyse für hypothetische rissartige Fehler durchgeführt. Für diese postulierten Risse wurden die Spannungsintensitätsfaktoren K I anhand der zuvor mit FEM berechneten Spannungsverteilungen am Rissort bestimmt, wobei von bekannten Lösungen aus der Literatur für vergleichbare Risskonfigurationen ausgegangen wurde. In analoger Weise wurde die Schwingbreite des Spannungsintensitätsfakors ΔK berechnet. Weiterhin wurde die Geschwindigkeit des Ermüdungsrisswachstums und die Zahl der ertragbaren Lastzyklen bis zum Bruch abgeschätzt. Als weitere Sicherheitsreserven können die plastische Verformung des ADIWerkstoffs und seine duktilen Brucheigenschaften, repräsentiert durch die statische Risswiderstandskurve, betrachtet werden. Aus den berechneten bruchmechanisch relevanten Risslängen kann im Zusammenhang mit wiederkehrenden betrieblichen Überwachungsmaßnahmen und Sicherheitskonzepten eine zulässige Rissgröße abgeleitet werden. Die hier ermittelten kritischen Rissgrößen können mittels zerstörungsfreier Prüfverfahren sicher und zuverlässig diagnostiziert werden. Details der am Institut für Mechanik und Fluiddynamik der TU Bergakademie Freiberg durchgeführten Beanspruchungsanalyse sind in [104] dargestellt. 8.4 Turbinenrohrleitung Als ein weiteres Beispiel für das Anwenden bruchmechanischer Bemessungsverfahren kann die Planung und der Bau einer Turbinenrohrleitung aus duktilen Gussrohren angeführt werden [107]. Beim Bau eines 16 MWLaufkraftwerks im Vorarlberg (Bild 60) führten besonders hohe Sicherheitsanforderungen und schwierige Einbaubedingungen in alpinem Gelände zu der Entscheidung, die Turbinenleitung im Nennweitenbereich bis DN 1600 bei Betriebsdrücken über 30 bar nicht mit geschweißten Stahlrohren, sondern mit duktilen Schleudergussrohren aus optimiertem ENGJS zu bauen. Die bruchmechanische Bewertung erfolgte auf Basis des Leckvor Bruch Kriteriums, wobei die bruchmechanischen Kennwerte am IWT bestimmt wurden [108]. Im Ergebnis der durchgeführten bruchmechanischen Sicherheitsbewertungen, gestützt durch Berstversuche an rissbehafteten Rohrsegmenten (Bild 61) an der Technischen Versuchs und Forschungsanstalt der TU Wien, erfolgte die Verwendung von Schleudergussrohren. Bild 60: Neben der Trasse ausgelegte duktile Gussrohre mit einer Nennweite von 1600 mm (DN 1600) (nach [107]) Bild 61: Rissverlauf an der Rohraußenseite nach dem Berstversuch [107] 27

27 8.5 Windenergieanlagen Die Erhöhung der Leistung und Baugröße von Komponenten für die Energieerzeugung mit Windenergieanlagen (WEA) führt zu einem vermehrten Einsatz des duktilen Gusseisens ENGJS40018LT (Bild 62). Mit dem nicht auszuschließenden Auftreten von Ermüdungsrissen im Hinblick auf das Ende der projektierten Lebensdauer von Windenergieanlagen beziehungsweise bei Schadensfällen [109] wird für Betreiber und Genehmigungsbehörden die Frage nach der Restlebensdauer zunehmend aktueller [110]. Auf die dann erforderliche Einbindung bruchmechanischer Festigkeitsbewertungen in die umfassende Betriebsfestigkeitsanalyse wird auch im Vorschriftenwerk [111] hingewiesen beziehungsweise gezielt untersucht [112]. Beachtenswert ist in diesem Zusammenhang weiter, dass mit dem Einsatz höherfester Gusseisenwerkstoffe, wie zum Beispiel des ENGJS7002 im Planetenträger von WEAGetrieben [113], die Frage nach einer in die Bauteilbewertung integrierbaren Zähigkeit unter Beachtung sowohl herstellungsbedingter Gussfehler (Dross, Lunker, Gasblasen, Graphitentartungen, Risse) als auch tiefer Umgebungstemperaturen einen aktuellen Stellenwert besitzt. Bruchmechanische Kennwerte für ENGJS40018LT bei statischer und zyklischer Beanspruchung werden in [114] und [115] mitgeteilt. Die mechanischen Kennwerte der untersuchten Werkstoffsorten des ENGJS400 18LT sind in der Tabelle 34 enthalten. Hierbei bedeuten WKN die Probenahme direkt aus der Rotornabe und WK1 beziehungsweise WK2 Angussproben, die durch Anlegen von Kühlkokillen beschleunigt abgekühlt wurden und zu einer Variation der Graphitteilchengröße d G von 23 bis 60 μm führten. Bild 62: Schnitt durch eine Windanlagengondel mit den typischen Gussteilen aus EN GJS40018LT 1 Maschinenständer, 2 Stratorstern, 3 Achszapfen, 4 Rotornabe, 5 Blattadapter Die über die Aufnahme der Risswiderstandskurven bestimmten statischen Rissinitiierungswerte bei RT und 40 C sind in der Tabelle 34 zusammengefasst. Im Ergebnis rasterelektronenmikroskopischer Bruchflächenanalysen folgt, dass der Bruch bei RT und 40 C über eine duktile stabile Rissausbreitung eingeleitet wird. Bestätigt wird, wie in Abschnitt 5 ausgeführt, dass die J i Werte mit größerer Graphitteilchengröße d G beziehungsweise dem korrespondierenden Graphitteilchenabstand λ zunehmen, das heißt, der Risseinleitungswiderstand steigt. Die bruchmechanischen Kennwerte der zyklischen Risswachstumskurve sind in Abhängigkeit von der Mittelspannung (R Wert) in der Tabelle 35 zusammenge stellt. Die Abhängigkeit des Schwellenwertes ΔK th von der Mittelspannung kann gemäß Gleichung (26) beschrieben werden, wobei der Wert für γ = 0,82 mit dem in [116] für ENGJS40015 bestimmten Wert übereinstimmt. Die Abhängigkeit der ΔK th Werte von der Graphitteilchengröße d G (Bild 63) kann über den Ansatz ΔK th = 0,0454 d G + 5,9 MPam 1/2 (26) beschrieben werden. Die Parameter zum analytischen Beschreiben der zyklischen Risswachstumskurve des ENGJS400 18LT auf der Basis des Risswachstumsmodells ESACRACK sind in der Tabelle 30 aufgeführt. Bei der Festlegung tolerierbarer Gussfehler beziehungsweise Inspektionsinter Tabelle 34: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte sowie Gefügeparameter des ENGJS40018 LT [114] Werkstoffgüte 1 R p0,2 WK1 WK2 WKN R m A 5 23,0 18,5 22,5 Z 21,0 23,0 16,2 EModul [GPa] d G λ f 0,83 0,74 0,76 RT J i [kjm 2 ] 40 C interne Bezeichnung Tabelle 35: Bruchmechanische Kennwerte und Parameter der zyklischen Risswachstumskurve für ENGJS40018LT in Abhängigkeit vom RWert [114] R Wert 0,1 0,3 0,5 ΔK th m C ΔK fc WKN WK2 WK1 WKN WK2 WK1 WKN WK2 WK1 WKN WK2 WK1 8,5 7,3 5,3 7,7 6,5 4,9 7,0 6,0 4,5 4,6 4,5 4,2 4,6 4,4 4,5 4,2 4,4 4,3 7,8 E11 1,9 E10 4,8 E10 1,8 E10 3,0 E10 3,3 E10 8,2 E10 6,1 E10 7,3 E10 37,5 32,8 30,4 23,7 17,8 28

28 Bild 63: Abhängigkeit des ΔK th Wertes von der Graphitteilchengröße d G (R = 0,1) valle im Rahmen der bruchmechanischen Sicherheitsbewertung von zyklisch beanspruchten Komponenten in WEA können Lastfolgeeinflüsse nicht unberücksichtigt bleiben. Zur Qualifizierung unregelmäßiger Lastfolgen werden zurzeit Versuche zur Charakterisierung des Rissausbreitungsverhaltens von ENGJS40018LT unter regelloser Beanspruchung mit der Lastfolge WISPER [117] durchgeführt. Lowhigh und HighlowFolgen sowie einzelne Über und Unterlasten werden genutzt, um die Lastfolgeeffekte zu charakterisieren [118]. Erste Ergebnisse zeigen, dass Lasteffekte zu einer deutlichen Rissbeschleunigung führen können [115]. Der in der nahen Zukunft zu erwartende Übergang zu WEA im OffshoreEinsatz mit einer Leistung von 8 bis 10 MW wird, sowohl in Hinblick auf eine erforderliche Massereduzierung als auch höhere Beanspruchbarkeit, die festigkeits und zähigkeitsoptimierte Weiterentwicklung der jetzt eingesetzten Gusseisenwerkstoffe erforderlich machen. Gegenwärtige Untersuchungen im Rahmen eines BMU Projektes [119] beinhalten die Entwicklung eines GJSWerkstoffes mit einer deutlich erhöhten Schwingfestigkeit und die hierauf basierende Bauteilauslegung unter Berücksichtigung bruchmechanischer Aspekte. Bei den sich hierbei anbietenden legierungstechnischen Varianten ist zu beachten, dass die bekannte Festigkeitssteigerung über erhöhte Si Anteile im Ergebnis der Mischkristallverfestigung mit einem deutlichen Abfall der Bruchzähigkeit verbunden ist. So folgt aus Untersuchungen an ENGJS40015 mit SiGehalten von 1,19 bis 3,12 % eine Zunahme der R p0,2 Grenze von 193 auf 369 MPa bei gleichzeitiger Abnahme der Bruchzähigkeit von 106 auf 72 MPa m 1/2, das heißt eine mittlere lineare Abnahme von etwa 14 MPa m 1/2 je 1% Si [120]. Bei SiGehalten von 3,5 % wird in [121] eine signifikante Abnahme der Bruchzähigkeit auf 41 MPa m 1/2 mitgeteilt. Bruchmechanische Beanspruchungsanalysen sowie im Kontext ermittelte Bruchzähigkeitskennwerte wurden für WEAKomponenten aus GJL und GJS Werkstoffen am Institut für Mechanik und Fluiddynamik und am Institut für Werkstofftechnik der TU Bergakademie Freiberg durchgeführt. Aus ihnen folgt, dass mit der Einbeziehung des Bruchmechanikkonzeptes hinsichtlich der Entscheidung, ob ein fehlerbehaftetes Gussteil eingesetzt beziehungsweise weiterbetrieben werden kann, die konventionelle Festigkeitsbewertung sinnvoll ergänzt oder erweitert wird. 8.6 Transportbehälter Die Bauartprüfung von Transportbehältern für radioaktive Stoffe beinhaltet den Nachweis über die Integrität von potentiell sprödbruchgefährdeten Behälterkomponenten, wobei die Anforderungen hierzu in den IAEARegulations [122] zur sicheren Beförderung niedergelegt sind. Hinweise zur Vermeidung des Bauteilversagens durch Sprödbruch sind im Appendix VI der Erläuterungen zu den IAEARegulations zusammengefasst [123]. Für Transportbehälter aus Gusseisen mit Kugelgraphit (Bild 64) wird der bruchmechanische Sicherheitsnachweis empfohlen, das heißt Ausschluss einer stabilen oder instabilen Rissausbreitung bei Vorhandensein eines rissartigen Fehlers. Dieser wurde 1985 in Form eines sicherheitstechnischen Konzeptes im Ergebnis umfangreicher Werkstoffuntersuchungen und Fallversuche an Prüfmustern und Großbehältern für Trans Tabelle 36: Mechanische Kennwerte bei Raumtemperatur R p0,2 R m Bild 64: Transport und Lagerbehälter Typ CASTOR V/19 (Bild: Siempelkamp, Kefeld) portbehälter aus Gusseisen mit Kugelgraphit veröffentlicht [124], [125]. Die Überprüfung dieses Konzeptes führte, ausgehend von einer angestrebten höheren Werkstoffauslastung, im Jahre 2002 zur Veröffentlichung der BAMLeitlinie GGR007 [126], die auch im Schrifttum vorgestellt und erläutert wurde [127], [128]. Da diese auch die Berücksichtigung stoßartiger Beanspruchungen für die Behälterbewertung vorsieht, stehen gegenwärtig sowohl numerische Beanspruchungsanalysen unter Einbeziehung hypothetischer Gussfehler [129] als auch die experimentelle Bestimmung dynamischer Bruchzähigkeitskennwerte im Mittelpunkt der Untersuchungen. Gegenstand umfangreicher Untersuchungen war die Ermittlung dynamischer Bruchzähigkeitskennwerte bei 40 C in Abhängigkeit von der Probengröße [130], [131]. Nach dem Abguss von drei Blöcken (Blockmaß 780 x 250 x 1660 mm) konnten sechs Probenrohlinge in den Abmessungen Länge: 1360 mm, Breite: 150 mm, Höhe: 290 mm bereitgestellt werden, aus denen Großproben (Dicke: 140 mm, Breite: 280 mm, Länge: 1350 mm), im weiteren SE(B)140Proben genannt, gefertigt wurden. Die Kleinproben (Dicke: 10 mm, Breite: 10 mm, Länge: 55 mm), nachfolgend als SE(B)10Proben bezeichnet, wurden aus den Großproben im Bereich der Bruchflächen gefertigt (Bild 65). Die Untersuchungen erfolgten an einem ferritischen Gusseisenwerkstoff mit globularer Graphitausbildung (Bild 66). Die mechanischen Eigenschaften sind in der Tabelle 36 enthalten. 29 A 5 Z E [GPa] ν HBW2,5/187, ,28 138

29 Bild 65: Probenahme der SE(B)10Proben Bild 67: Spaltflächige stabile Rissausbreitung auf der Bruchfläche der SE(B)10 Proben bei 40 C Die Beanspruchung der SE(B)140Proben mit Ermüdungsriss wurde bei 40 C mit Hilfe eines Impulsprüfstandes mit einer. Beanspruchungsgeschwindigkeit von K = MPa m 1/2 s 1 realisiert [132]. Versuchsdurchführung und auswertung basieren auf ASTM E Die experimentelle Ermittlung dynamischer Risswiderstandskurven des JIntegralKonzeptes (J d ΔaKurven) erfolgte an den 20 %seitengekerbten SE(B)10 Proben mit Ermüdungsriss nach der lowblow Technik unter Verwendung eines instrumentierten Pendelschlagwerkes. Dabei wurden 6 bis 8 Proben im Bereich 2, K 5, MPa m 1/2 s 1 beansprucht, die J d Werte über die berechneten dynamischen KraftWegDiagramme ermittelt und die ΔaWerte auf den Bruchflächen der Proben bestimmt. Versuchsdurchführung und auswertung erfolgten in Anlehnung an ESIS P292. Dabei muss jedoch beachtet werden, dass keine stabile duktile Rissausbreitung auftritt. Im Ergebnis rasterelektronenmikroskopischer Bruchflächenanalysen folgt (Bild 67), dass die ΔaWerte für den gesamten Bereich der J d ΔaKurve im Ergebnis einer stabilen spaltflächigen Rissausbreitung gebildet werden. Dabei kann davon ausgegangen werden, dass eine globale instabile Rissausbreitung durch Rissabstumpfung (Rissradius < Graphitteilchendurchmesser) und Rissauffang energiedissipativ verhindert wird (Bild 68). Da bei dieser werkstoffspezifischen Rissausbreitung keine Stretchzone auftritt, ist die Definition physikalischer Rissinitiierungswerte gemäß ESIS P292 in Analogie zur statischen Belastung nicht möglich. Die praktizierte Verfahrensweise zur Aufnahme und Auswertung dynamischer Risswiderstandskurven von ferritischen Gusseisenwerkstoffen lässt sich wie folgt darstellen (Bild 69): 1. Berechnung bzw. Bestimmung der Datenpunkte J d und Δa gemäß ESIS P2 92, 2. Bestimmung des dynamischen Rissinitiierungswertes J di/δa=0 bei Δa = 0 mm im Schnittpunkt der im Bereich 0,1 mm Δa 0,5 mm linear extrapolierten J d ΔaWerte, Δa max 0,5 mm folgt aus der Forderung in ESIS P292 gemäß Δa max 0,1 (Wa) mit W Probenbreite und a Risslänge, Bild 66: Gefüge des Versuchswerkstoffes Gefügeparameter: Graphitteilchendurchmesser 63 μm, Ferritkorngröße 62 μm, Teilchenabstand 88 μm, Formfaktor 0,71; Teilchenanzahl 47 mm 2 30 Bild 68: Rissauffang an einer Graphitbarriere

30 Bild 69: J d ΔaKurve bei 40 C und Definition der dynamischen Rissinitiierungswerte Bild 70: Einordnung des Mittelwertes J d (K Id ) der SE(B)140Proben in die gemittelte Stichprobe der J d ΔaKurve der SE(B)10Proben (40 C) 3. Bestimmung eines dynamischen Rissinitiierungswertes J d0,2 gemäß ESIS P292 bei Δa = 0,2 mm, 4. Umrechnung der J d Werte in K Id (J) Werte gemäß 1/ 2 Jd E (27) KId ( J) = 2 1 ν Aus Bild 69 folgt weiter, dass eventuelle mikrostrukturelle Schädigungsprozesse, wie zum Beispiel Ablösen der Graphitteilchen von der ferritischen Matrix oder Rissausbreitung zwischen den Teilchen in der Größenordnung der entsprechenden Gefügeparameter liegen. Die an Kleinund Großproben ermittelten dynamischen Bruchzähigkeitswerte des K und JIntegralKonzeptes beziehungsweise die Umrechnung gemäß Gleichung (27) gehen aus Tabelle 37 hervor. Die dynamische 0,2 %Dehngrenze wurde in Anlehnung an BS [133] über die entsprechende Dehnrate für 40 C mit R dp0,2 = 378 MPa bestimmt. Damit erfüllen die mit den SE(B)140Proben bestimmten K Id Werte das Dickenkriterium 2 5 K B, R Id dp0, 2 (28) und sind somit auf das Bauteil übertragbar. Die erweiterte kombinierte Messunsicherheit (Prüf und Messtechnik) kann am Beispiel der Probe 3 mit 75 +/ 4,5 MPa m 1/2 angegeben werden. Die Streuung der K Id Werte im Bereich von 64 bis 79 MPa m 1/2 sind werkstoffspezifisch aus der Heterogenität des Gussgefüges erklärbar. Das gilt auch für die an den SE(B)10Proben bestimmten dynamischen Bruchzähigkeitskennwerte mit charakteristischen J d Δa Kurven gemäß Bild 69. Der Gefügeeinfluss wird hier über die gemittelte Stichprobe der sechs J d ΔaKurven deutlich (Bild 70). 2 Tabelle 37: Dynamische Bruchzähigkeitskennwerte bei 40 C [1] Pusch, G.: Das BruchmechanikKonzept und seine Anwendung auf Gusseisenwerkstoffe. Teil 1: Grundlagen. konstruieren + gießen 17 (1992) H. 3, S Teil 2: Experimentelle Ermittlung bruchmechanischer Kennwerte. konstruieren + gießen 17 (1992) H. 4, S Teil 3: Bruchmechanische Kennwerte. konstruieren + gießen 18 (1993) H. 1, S Teil 4: Bruchmechanische Sicherheitskonzepte, konstruieren + gießen 18 (1993) H. 2, S [2] Pusch, G.: Beanspruchungsgerechte Bauteilbewertung mit Hilfe bruchmechanischer Methoden. konstruieren + giessen 23 (1998) H. 2, S [3] Kußmaul, K., u. a.: Die Anwendung der Bruchmechanik auf Sphäroguss. BAMSeminar Behälter aus Sphäroguss für radioaktive Stoffe, Berlin 1987, in: DVMBerichtsband S [4] Berger, C.: Eigenschaften in dickwandigen Gussstücken aus Sphäroguss Ergebnisse aus Gemeinschaftsversuchen. In: BAM Seminar Behälter aus Sphäroguss für radioaktive Stoffe, DVMBerichtsband, Berlin Juni 1987, S [5] DIN EN ISO 12737: Metallische Werkstoffe, Bestimmung der Bruchzähigkeit (ebener Dehnungszustand), Ausgabe April [6] ESIS P292: Procedure for determining the fracture behaviour of metallic mate Proben Nr SE(B)140Proben K Id J d(k Id) [kjm 2 ] Für den Mittelwert der SE(B)140Proben von K ld = 71 MPa m 1/2 beziehungsweise J d (K Id ) = 27 kjm 2 folgt bei Einordnung in die gemittelte Stichprobe der J d ΔaKurven eine korrespondierende stabile Rissausbreitung bei Δa = 0,13 mm (Bild 70). Das erklärt die weitestgehende Übereinstimmung der J d (K Id )Werte beziehungsweise K Id Werte der SE(B)140Probe mit den in Übereinstimmung mit ESIS P292 bei Δa = 0,2 mm bestimmten J d0,2 oder K Id (J d0,2 ) Werten. Die außerhalb von ESIS P292 definierten dynamischen Rissinitiierungswerte bei Δa = 0 mm sind erwartungsgemäß konservativer. Im Ergebnis der Untersuchungen folgt, dass die experimentelle Ermittlung dynamischer Bruchzähigkeitswerte an Kleinproben über die Aufnahme dynamischer Risswiderstandskurven die Beachtung werkstoffspezifischer Besonderheiten erforderlich macht. Die bisherige Nichtverfügbarkeit einer vereinheitlichen Prüfvorschrift für den dynamischen Belastungsfall ist die Ursache dafür, dass die in den Standards für den statischen Belastungsfall aufgeführten Kriterien übertragen werden. Für die dynamische Beanspruchung wurde durch die ESIS (European Structural Integrity Society) ein Vorschlag für die Ermittlung bruchmechanischer Kennwerte unter Verwendung des instrumentierten Schlagbiegeversuchs an SE(B)Proben mit Ermüdungsriss erarbeitet. Die aktuelle Fassung ESIS TC5 [10] bezieht sich allerdings ausdrücklich auf Stahl. Für weitere, bereits konzipierte J di/a=0 [kjm 2 ] Aufgaben leitet sich hieraus die Ermittlung dynamischer Bruchzähigkeitswerte für ferritische Gusseisenwerkstoffe auf der Basis einer zu erarbeitenden Prüfvorschrift ab, die den werkstoffspezifischen Besonderheiten Rechnung trägt. Schrifttum SE(B)10Proben K Id (J di/δa=0) J d0,2 [kjm 2 ] K Id (J d0,2)