Stahl und Eisen, Jg. 51, Heft 52

STAHL UND EISEN

Z E I T S C H R I F T F Ü R D A S D E U T S C H E E I S E N H Ü T T E N W E S E N

H e r a u s g e g e b e n v om V e rein d eu tsch er E ise n h ü tte n leu te G e le it e t v o n D r.-In g . D r. m ont. E .h . O . P e t e r s e n

unter verantwortlicher Mitarbeit von Dr.J.W. Reichert und Dr. M. Schlenker für den wirtschaftlichen Teil

HEFT 52 24. D E Z E M B E R 1931 51. J A H R G A N G

D ie N ot der technisch-wissenschaftlichen Zeitschriften.»

D

einen und vor den von ihnen herausgegebenen Zeitschriften haltgemacht. Die Schwierigkeiten, die für die Herausgabe der Zeitschriften erforderlichen Mittel aufzubringen, haben die Schriftleitungen gezwungen, den Textteil schon jetzt in mehr oder weniger großem Umfange einzuschränken.

Diese Einschränkung läßt befürchten, daß wertvolle Arbeiten nicht mehr oder nur sehr verspätet veröffentlicht werden können. Dabei wachsen ständig die von Technik und Forschung gestellten Ansprüche, und man kann mit Sicherheit annehmen, daß die Zahl der literarischen Arbeiten weiter zunehmen wird. Diese Schwierigkeiten bedrücken die Schriftleitungen wie die Verfasser in gleicher Weise.

Beide müssen daher vertrauensvoller und enger als je Zu­

sammenarbeiten, um die bestehende Notlage zu mildern.

In diesem Sinne wenden sich die technisch-wissenschaft­

lichen Vereine und die von ihnen herausgegebenen Zeit­

schriften an ihre Mitarbeiter. Um den verfügbaren Raum möglichst gut auszunutzen und möglichst vielen Mitarbeitern dienstbar zu machen, richten sie an die Verfasser d ie

Verein deutscher Ingenieure

Gesellschaft Deutscher Metallhütten- und Bergleute Verein Deutscher Eisengießereien

Verein deutscher Chemiker

d r in g e n d e B i t t e , sic h in ih re n H a n d s c h r ifte n auf das u n b e d in g t N o tw e n d ig e und das W e r tv o lls te zu b esc h r ä n k e n . Die früher wohl berechtigte Vollständigkeit und Ausführlichkeit muß heute der k ü r z e s te n F a ssu n g der G e d a n k e n und E r g e b n is s e weichen, was den Wert der Aufsätze nicht zu beeinträchtigen braucht.

Der Mangel an Raum zwingt ferner die Schriftleitungen, den Platz in ihren Zeitschriften insbesondere den Beiträgen aus ihrem Arbeitsgebiet vorzubehalten. Bei Zweifeln über die Eignung eines Aufsatzes für eine Zeitschrift empfiehlt sich eine Anfrage bei der Schriftleitung. Doppelveröffent­

lichungen über denselben Gegenstand sind, heute mehr denn je, zu vermeiden.

Die im Deutschen Verband Technisch-Wissenschaftlicher Vereine zusammengeschlossenen Körperschaften und die Schriftleitungen der von ihnen herausgegebenen Zeit­

schriften bitten somit ihre Mitarbeiter dringend, diesen Gesichtspunkten Rechnung zu tragen; denn nur durch diese Notmaßnahmen wird es gelingen, die für die Technik unent­

behrlichen Fachzeitschriften über die heutige Wirtschafts­

krise hinaus lebensfähig zu erhalten.

Verein deutscher Eisenhüttenleute Deutsche Gesellschaft für Metallkunde

Verein Deutscher Gießereifachleute Deutsche Bunsen-Gesellschaft für angewandte

physikalische Chemie sowie die übrigen 32 M itglieder des Deutschen Verbandes Technisch-Wissenschaftlicher Vereine.

D er Einfluß des B eizen s und V erzinkens auf die Festigkeits­

eigenschaften von gezogenem Stahldraht.

Von H e in r ic h v a n de L o o , W ilh e lm P ü n g e l und E r n s t H e rm a n n S ch u lz in Dortmund.

[Mitteilung aus dem Forschungsinstitut der Vereinigten Stahlwerke, A.-Gt., Dortmund1).]

(E in flu ß des Beizens in Salzsäure und Schwefelsäure verschiedener Konzentration und Temperatur, des Anlassens sowie des Verzinkens a u f Zugfestigkeit, D ehnung, Biege- und Verwindezahlen von Stahldrähten m it verschiedenem Kohlenstoffgehalt

un d unterschiedlicher Kaltreckung. Folgerungen f ü r den Betrieb.)

D

schaften von Stahldrähten bekanntlich wesentlich beeinflußt, und zwar im allgemeinen im ungünstigen Sinne.

Durch das Beizen, das der Verzinkung vorausgeht, wird der Stahl spröde, durch die Wärmebehandlung, die mit der Feuerverzinkung notwendig verbunden ist, nimmt die Zug­

festigkeit ab, während schließlich durch die Bildung der Haxtzinkschicht die Biege- und Verwindezahlen verschlech­

i) Dem experimentellen Teil liegt die von der Technischen Hochschule in Braunschweig genehmigte S r.^ n g.-D issertation von H. v a n d e L o o zugrunde.

212 52..

tert werden. In dem vorliegenden Bericht sollten die Ein­

wirkungen der einzelnen Arbeitsstufen untersucht werden.

Um den Einfluß der Zusammensetzung des Stahles und der Kaltreckung beim Ziehen zu berücksichtigen, wurden die V e r su c h s p r o b e n mit 0,43%, 0,63% und 0,73% C bei gleichem Mangan- und Siliziumgehalt mit 50, 65 und 80%

Kaltreckung vom Härtedraht mit 3,5, 4,2 und 5,3 mm Dmr.

auf Fertigdraht von 2,5 mm Dmr. gezogen. Die Härtung erfolgte in üblicher Weise nach dem Patentierungsverfahren, und zwar wurden die Drähte mit 0,43 % C mit einer Paten­

tierung, die höhergekohlten mit zwei Patentierungen her- 1585

1586 Stahl und Eisen. H . van de Leo, W. P ü n g d u. E . H. Schulz: E in flu ß des Beizen-s und Verzinkens. 51, Jahrg, N r. 52.

Zahlentafel 1. Z u s a m m e n s e tz u n g , V e r a r b e it u n g u n d

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142,0 181,5

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19.0 19.0

46 34 gestellt. Zusammensetzung, Herstellung und die im Fertig­

draht erzielten Festigkeitseigenschaften gehen aus Zahlen­

tafel 1 hervor2). Die Beizversuche wurden außer mit Salz­

säure auch mit Schwefelsäure verschiedener Konzentration und Temperatur durchgeführt.

Bei der B eizun g in Sch w efelsäu re trat eine Beein­

flussung der Zugfestigkeit und der Dehnung nicht ein. Die B ieg ezah l (A b i. 1) nahm dagegen mit steigender Bad-

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Ge0a/7 0e rß e /ze anSc0n/e/e/sa'i/re ra r 33 °ße Abbildung 1. Einfluß des Beizens mit Schwefelsäure

auf die Biegezahlen von Stahl 7/50 und 7/80.

temperatur ab, und zwar um so stärker, je schwächer die Konzentration der Säure war. Bei hoher Konzentration

(40%) und hoher Badtemperatur (80°) stiegen die Biege­

zahlen des gebeizten Drahtes wieder an und erreichten fast die des Ausgangsdrahtes. Für die im allgemeinen im Betriebe

2) Die vollständigen zahlenmäßigen Unterlagen sind veröffent­

licht in Mitt. Forsch.-Inst. Ver. Stahlw. 2 (1931) Lfg. 7, S. 113/48

angewendete Badtemperatur von 60° lagen die Werte zwischen den Kurven für 40 und 80°. Bei den Drähten mit 0,43 und 0,63% C ergaben sich etwa die gleichen Kurven, ein wesentlicher Einfluß des Kohlenstoffgehaltes war nicht festzustellen. Beim Reckgrad scheint eine gewisse Abhängig­

keit insofern zu bestehen, als der stärker gereckte Draht auch eine geringere Einbuße an Biegefähigkeit erleidet.

Bei der S a lzs ä u re b e iz u n g (Abb. 2) trat bei 30%

Badkonzentration und 30 min Beizdauer im allgemeinen die stärkste Abnahme der B ie g e za h le n ein. Mit höherer Konzentration stieg die Biegezahl wieder. Der Einfluß von Kohlenstoffgehalt und Reckgrad ist offenbar gering.

In Abb. 3 ist der E in flu ß der S c h w efelsäu reb ei­

zung auf die V e rw in d e za h l wiedergegeben. Sieht man von dem tiefen Wert bei 5 % Konzentration und 60 min Beizdauer des Drahtes 7/80 ab, so ist offenbar die Abnahme der Verwindezahl um so geringer, je stärker der Draht kalt­

gezogen ist; die gleichen Verhältnisse ergeben sich bei den Drähten mit anderem Kohlenstoffgehalt. Mit zunehmender

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ffeO a// d e r ß e /ze arScO /re/e/säare ra r 00°ße Abbildung 3. Einfluß des Beizens m it Schwefelsäure auf

die Verwindezahlen.

Badtemperatur und -konzentration stieg die Verwindezahl zum Teil sogar sehr erheblich über die Ausgangsverwinde- zahl. Hier treten offenbar ähnliche Verhältnisse auf, wie sie H. K a n d ie r und E. H. S c h u lz3) bei Dauerfestigkeits­

prüfungen fanden; bei diesen Versuchen wurden schwache spitze Riefen oder Kerbe, die frühzeitig zu Dauerbrüchen führten, durch Aetzen zu Rundkerben ausgebildet, wodurch naturgemäß die Dauerschlagzahl nicht unerheblich stieg.

Bei der S a lzs ä u re b e izu n g (Abb. 4) ist die Einwirkung ebenfalls um so geringer, je höher gekohlt der Werkstoff ist und je größer die Kaltreckung war. Eine Verbesserung der Verwindezahl über die des nicht behandelten Drahtes hinaus ist aber im Gegensatz zur Schwefelsäurebeizung nicht zu beobachten.

Es erscheint nach diesen Versuchen also zweckmäßig, bei der Schwefelsäurebeizung mit mindestens 20pro- zentiger Säure und hoher Temperatur (60 bis 80°) zu arbeiten. Bei Salzsäure ist hohe Konzentration ebenfalls von Vorteil.

Um d en E in flu ß d er m it der V e rz in k u n g ve rb u n d e­

nen W ärm eb eh an d lu n g herauszuschälen, wurden zu­

nächst mit den Drähten A n la ß v e rs u c h e vorgenommen.

Bei den in Schwefelsäure gebeizten Drähten wurde die Beiz­

sprödigkeit um so stärker beseitigt, je stärker der Draht 3) St. u. E. 45 (1925) S. 1589/96 (Werkstoffausach. 48).

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ffe0a/7 c/er ß e /ze c /r S a /zsö a re ra r 33°ß e Abbildung 2. Einfluß des Beizens m it Salzsäure

auf die Biegezahlen.

24. Dezember 1931. H . van de Loo, W. Püngel u. E . H. Schulz: E in flu ß des Beizens und Verzinkens. Stahl und Eisen. 1587

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ffeb a /7 d e r ß e /z e a/7 S a /zsä c/re zo /7 2 0 °ß e Abbildung 4. E influß des Beizens m it Salzsäure auf die

V erw indezahlen.

30%

gereckt war; bei 80% Kaltreckung wiesen die Proben aus allen drei Werkstoffen fast die gleichen Festigkeitswerte auf, wie sie auch durch das Anlassen im nicht gebeizten Draht erzielt werden. Wie aus Abh. 5 hervorgeht, wird der Einfluß des Beizens mit Salzsäure durch Anlassen ganz beseitigt. Zugfestigkeit und Dehnung zeigten nach Anlassen auf 100, 200 und 450° im gebeizten und nicht gebeizten Draht etwa die gleichen Werte; das gleiche gilt, abgesehen

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von geringen Schwankungen, für die Biegungen und Ver­

windungen. Für die Werkstoffe mit 0,43 und 0,63% C ergaben sich etwas geringere Abnahmen der Zugfestigkeit, im übrigen war aber der Verlauf der gleiche.

Danach ist der Schluß berechtigt, daß die beim Beizen mit Schwefel- und Salzsäure entstehende Sprödigkeit durch die beim Verzinken auftretende Anlaßwirkung beseitigt wird. Dabei ist die Anlaßwirkung auf die Festigkeitseigen­

schaften des Drahtes anscheinend um so stärker, je höher gekohlt der Draht ist, das heißt mit steigender Ausgangs­

härte wird die Abnahme der Biege- und Verwindezahl etwas stärker.

D ieB eseitigu n g d e rB e izsp rö d ig k e itd u rch L a g e rn wurde bis zu einer Dauer von 48 h geprüft. Während Festigkeit und Dehnung in diesem Zeitraum kaum eine wesentliche Veränderung aufwiesen, trat nur bei denDrähten mit hohem Reckgrad eine wesentliche Besserung der Biege- und Verwindezahlen ein. Offenbar ist die angewendete Lagerzeit von 48 h für die Drähte mit niedrigem Reckgrad noch zu kurz gewesen.

Um den E in flu ß des V erzin ken s festzustellen, wurden weiter die gebeizten Probedrähte bei 450, 475, 500 und 525° sowohl nur angelassen als auch verzinkt. Die Dauer des Anlassens und Verzinkens betrug 2% und 10 s.

Durch Anlassen in Blei sank die Z u g fe s tig k e it gleich­

mäßig mit steigender Temperatur (vgl. Abb. 6), wobei mit

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- omge/asserrer, -rerz/bb/erßrab/; faocM aoer 270 s 70 s A bbildung 6. E influß der B adtem peratur auf die Eestig- keitseigenschaften von angelassenen un d verzinkten

D rähten.

1588 Stahl und Eisen. H. van de Loo, W. Püngel u .E . H . Schulz: des Beizens u n d Verzinkens. 51. Jahrg. Nr. 52.

zunehmender Anlaßdauer die Festigkeit weiter abnahm.

Mit steigendem Kohlenstoffgehalt und steigender Kalt­

reckung nahm diese Anlaßwirkung zu. Auf die Dehnung wirkte das Anlassen stark erhöhend, wobei die Dehnung im allgemeinen der Festigkeit vorauseilte, das heißt bevor die Festigkeit merklich sank, war die Dehnung schon stark angewachsen. So beträgt z. B. bei dem Draht mit 0,43% C und 80% Kaltreckung (Draht 4/80) bei 450° und 10 s Anlaß­

dauer die Festigkeit 95% der Ausgangsfestigkeit, die Deh­

nung ist aber bereits auf rund das Anderthalbfache der Aus­

gangsdehnung gestiegen. Noch erheblicher war der Unter­

schied bei dem Draht 7/80; hier betrugen bei der gleichen Behandlung die Werte für die Zugfestigkeit 90%, für die Dehnung fast das Doppelte. Bei den verzinkten Drähten, bei denen also die Wärmebehandlung und der Zinküberzug zusammen die Festigkeitseigenschaften beeinflussen, ist die Aenderung der Zugfestigkeit etwa die gleiche wie beim Anlassen. Dagegen ist die Dehnungszunahme bei der kurzen Tauchzeit erheblich größer als beim Anlassen in Blei bei der gleichen Zeitdauer. Da die Zeitdauer in beiden Fällen gleich war, kann angenommen werden, daß die höhere Deh­

nung zum Teil auf die durch die Zinkschicht als Schutzschicht hervorgerufene langsamere Abkühlung zurückzuführen ist.

Die durch das Anlassen hervorgerufene Veränderung der Biege- und V erw in d ezah len war bei den Drähten mit 0,43% C um so stärker, je höher der Kaltreckgrad war (vgl. A l l . 6). Mit der Anlaßdauer nahm die Abnahme weiterhin zu. Während die Zugfestigkeit und die Dehnung durch das Verzinken in gleichem Sinne beeinflußt wurden wie beim Anlassen allein, wurden sowohl die Biege- als auch die Verwindezahlen durch das Verzinken erheblich verändert.

Offenbar spielt dabei die Vorbehandlung des Drahtes eine besonders wichtige Rolle; bei dem Draht 4/50 mit dem geringen Kaltreckgrad von 50% nahm die Sprödigkeit ganz erheblich zu, dagegen deckten sich bei dem Draht 4/80 mit 80% Kaltreckung bei den niedrigen Zinkbadtemperaturen von 450 und 475° beide Gütewerte mit denen der nur an­

gelassenen Drähte. Mit steigender Badtemperatur (500 und 525°) nahmen Biege- und Verwindezahlen durch das Ver­

zinken weiter ab, während die angelassenen Drähte steigende Tendenz aufwiesen. Bei dem Draht mit 0,43% C und 50%

Kaltreckung nimmt also die Biegezahl durch das Verzinken um etwa 30 bis 50%, die Verwindezahl um 70 bis 80% ab.

Bei dem mit 80% Kaltreckung gezogenen Draht 4/80 liegen dagegen die Biegezahlen um 20 bis 30%, die Verwindezahlen um 40 bis 60% niedriger als im nicht behandelten Draht.

Etwa die gleichen Verhältnisse lagen vor bei dem kohlen­

stoffreicheren Draht 7/50; auch hier nahm die Verwindezahl durch das Verzinken um 70 bis 80% ab. Dagegen war bei dem aus diesem Werkstoff mit 80% Querschnittsabnahme gezogenen Draht die Abnahme der Verwindezahl im ange­

lassenen Zustand erheblich geringer, die Werte nach der Verzinkung fielen praktisch mit denen des Anlaßzustandes zusammen. Lediglich bei 500 und 525° Badtemperatur nahmen die Verwindezahlen wieder etwas ab. Bei den im Betrieb vorherrschenden Badtemperaturen muß bei den Biegezahlen mit etwa 20%, bei den Verwindezahlen mit 10% Abnahme gerechnet werden, dabei scheint die Verzink­

dauer von weniger großem Einfluß zu sein. Die Drähte mit 0,63% C entsprachen in ihrem Verhalten etwa denen mit 0,73 % C.

Es wurde versucht, die erhaltenen Ergebnisse noch auf einem besonderen Wege nachzuprüfen. Eine Entfernung der Zinkschicht von den verzinkten Drähten mußte, wenn die oben mitgeteilten Ueberlegungen richtig waren, wieder eine Aenderung der Biege- und Verwindezahlen ergeben. In der

Tat wurde nach einem A b b e iz e n der Z in k sch ich t von den Drähten die gleichen B ieg e- und V erw in d e zah len wieder erhalten, die durch Anlassen des Drahtes allein bei der gleichen Temperatur erzielt worden sind. Bei dem Draht 7/50 z. B. betrug die Abnahme der Verwindezahl gegenüber dem Ausgangszustand nur noch 20 bis 30% gegen 80% im verzinkten Zustand. Diese Ergebnisse bestätigen, daß neben der Anlaßwirkung die Zinkschicht selbst von starkem Ein-

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Veränderung der Festigkeitseigenschaften durch V erzinken (B ad tem p era tu r 475°).

fluß ist. Da aber anderseits die Einwirkung dieser Zink­

schicht bei den verschieden gezogenen Drähten unterschied­

lich ist, muß der Aufbau dieser Zinkschicht offenbar durch den Kaltreckgrad maßgebend beeinflußt werden. Hierüber soll weiter unten noch gesprochen werden.

In A ll. 7 ist eine Zusammenstellung über die Aenderung der Festigkeitseigenschaften gegeben bei einer Zinkbad­

temperatur von 475°, die im Betrieb hauptsächlich in Frage kommt. Bei den niedrigen Kaltreckgraden von 50% ist bei

24. Dezember 1931. H . van de Loo, W. Püngel u .E . H. Schulz: E influß des Beizens und Verzinkens. Stahl und Eisen. 1589 allen Drähten die Zugfestigkeit im Anlieferungszustand die

gleiche wie im verzinkten Zustand. Bei den mit 80% Reck­

grad gezogenen Drähten ist dagegen die Abnahme der Zug­

festigkeit um so stärker, je höher gekohlt der Draht ist. Die Dehnung weist bei allen Drähten eine starke Zunahme auf,

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Abbildung 8. Ergebnis der Prüfung verzinkter Drähte (nach C. F. Burgess: Electroehem. Met. Ind. 1905,

S. 332/84). Draht 7/80; Verzinkungsdauer 5 s.

und zwar ist sie um so größer, je stärker der Werkstoff gezogen ist. Bei den Biegungen und Verwindungen ist die Abnahme um so geringer, je höher gekohlt der Draht und je stärker die Kaltreckung ist. Trotz der geringen Ausgangs- verwindezahl weist der Draht 7/80 wegen der prozentual geringen Abnahme eine hohe Ver­

windezahl im verzinkten Zustand auf. Ebenso liegt die Verwindezahl des Drahtes 6/80 sehr hoch.

Die früher von Speer4) und A.

T. Adam*) aufgestellte Forderung, die auch der allgemeinen Betriebs­

erfahrung entspricht, nämlich schnell und bei niedrigen Temperaturen zu verzinken, wird durch die vorliegen­

den Versuche bestätigt.

Auf Grund der Feststellungen war eine Ueberprüfung einer von Speer gemachten Beobachtung von Wert. Er hatte gefunden, daß von fünf untersuchten Stahldrähten, die von verschiedenen Herstellern be­

zogenwaren, ein Draht mit 0,84% C die besten Biege- und Verwindungs­

zahlen aufwies. H. W in te r 6), der die Drähte metallographisch unter­

suchte, führte die guten Ergebnisse lediglich auf die gute Behandlung beim Verzinken zurück. Deshalb wurden alle fünf Drähte dem Her­

stellerwerk des guten Drahtes zum Nachverzinken übersandt. Trotz

der gleichen Behandlung ergaben sich aber wieder große Unterschiede; der hochgekohlte Draht zeigte wieder gute, die übrigen Drähte fast sämtlich schlechte Er­

gebnisse. Es konnte nun aus der angegebenen Zusammen­

setzung und der ermittelten Zugfestigkeit mit guter Annähe­

rung eine Nachrechnung des Kaltreckgrades der von Speer besprochenen Drähte vorgenommen werden. Diese ergab, daß der Draht mit gutem Verhalten eine Kaltreckung von schätzungsweise 80 bis 85%, die weniger guten Drähte da­

gegen nur eine solche von etwa 50 bis 60% erfahren hatten, wodurch sich das verschiedene Verhalten auf Grund der eigenen Feststellungen erklären läßt.

Die Ergebnisse fanden ferner ihre Bestätigung durch eine Untersuchung zweier verzinkter Förderseile, die nach Angabe auf der gleichen Scheibe unter den gleichen Verhältnissen gelaufen waren. Während das eine Seil die übliche Zeit hielt, mußte das zweite bereits nach einem Drittel der Laufzeit des guten Seiles infolge zahlreicher Drahtbrüche, die im wesentlichen an der Einbandstelle, aber auch im übrigen Teil auftraten, abgelegt werden. Zusammensetzung und Durch­

messer der Drähte sowie der Aufbau waren bei beiden Seilen gleich, jedoch hatten die Drähte des guten Seils eine Reckung von 80 %, die des schlechten Seils eine solche von 60 bis 65% erfahren. Ob im vorliegenden Fall das Versagen des zweiten Seils lediglich auf diese Verhältnisse zurückzu­

führen ist, kann natürlich nicht mit Sicherheit gesagt werden.

Immerhin stimmt das betriebstechnische Verhalten mit dem Ergebnis der vorliegenden Untersuchungen gut überein.

Zur Prüfung des A u fb au es der Z in k ü b erzü ge wurden einige Drähte, die bei 450 und 525° verzinkt worden waren, näher untersucht. Die Löslichkeit der einzelnen Legierungs­

schichten wurde derart ermittelt, daß in dem von R. Sten k- h o ff7) entwickelten Gerät in Zeitabständen von etwa 30 s die beim Lösen in Salzsäure entwickelte Wasserstoffmenge gemessen wurde. Die größte Löslichkeit zeigte die oberste

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4) Glückauf 46 (1910) S. 785.

5) Carnegie Schol. Mem. 10 (1920) S. 78; vgl.

(1921) S. 1197/99.

6) Glückauf 46 (1910) S. 901.

Abbildung 9. Einfluß des Anlassens auf die Ausbildung der Zinkschicht.

Reinzinkschicht, die bei niedriger Badtemperatur langsamer in Lösung geht als bei hoher Temperatur /vgl. Abb. 8). Der Verlauf beider Kurven zeigt im mittleren Teil bei 90 bis 180 s Lösungsdauer eine ausgeprägte Unveränderlichkeit, die mit zunehmender Badtemperatur stärker ausgebildet ist. Die den Eisengehalt der Zinkschicht wiedergebende Kurve weist St. u. E. 41

’ ) Chem. Fabr. 13 (1931) S. 147/48; vgl. St. u. E. 51 (1931) S. 1399.

1590 Stahl und Eisen. H . van de Loo, W. Püngel u. E. H. Schulz: E in flu ß des Beizer* v n d Verzinkens. 51. Jahrg. Nr. 52.

X 1 Z in k b a d te m p e ra tu r:

N ic h t an g e lassen . 2 h b ei 400° a n g e lasse n . Abbildung 10. Korrosionsversuche mit verzinktem Draht.

(Draht 7/80; Verzinkungsdauer 5 s.) in diesem Zeitabschnitt den gleichen

Verlauf auf. Der bei 525° Badtempe- ratur festgestellte Eisengehalt von etwa 10% entspricht der Verbindung FeZn7; anscheinend nimmt mit steigen­

der Badtemperatur diese Verbindung in der Zinkschicht erheblich zu. Dies stimmt mit den Ergebnissen anderer Forscher überein, die ebenfalls von 500°

an ein ganz bedeutendes Anwachsen der Hartzinkbildung feststellten.

In Abb. 9 sind Längsschliffe durch einen bei 475° und 525° verzinkten Draht wiedergegeben. Die Hartzink­

schicht, die in den vorher gezeigten Kur­

ven eine geringere Löslichkeit besitzt, wächst mit höherer Badtemperatur.

Eine A nlaß b eh an d lu n g nach dem V erzin ken , wie es z. B. beim „Gal- vannealing - Verfahren“ vorgenommen wird, macht sich in der Weise bemerk­

bar, daß die mittlere Hartzinkschicht erheblich wächst und der Zinkbelag von

starken Rissen durchzogen wird. Dies deutet einmal darauf hin, daß diese Schicht außerordentlich spröde geworden ist, zum anderen wird durch die Rißbildung der Widerstand gegen Korrosion erheblich herabgesetzt. Korrosionsversuche bestä­

tigten diese Vermutung, wie Abb. 10 erkennen läßt. Die Behandlung erfolgte abwechselnd 10 h in wassergesättigter Luft von 35 bis 40 °, worauf auf Zimmertemperatur abgekühlt wurde. Bei den nicht angelassenen Drähten trat weißer Zinkrost nach 14 h in feinen Punkten, nach zwei bis drei Tagen als zusammenhängende Schicht auf. Die angelassenen Drähte wiesen auch weißen Rost auf, aber in größeren Flecken, die nach dem ersten Tag nicht weiter Zunahmen und keine Schicht bildeten. Rote Rostpünktchen traten bei den unbehandelten Drähten nach 12 bis 17 Tagen auf; sie waren sehr fein ausgebildet und zeigten sich bei den Drähten, die bei höherer Temperatur verzinkt worden waren, später.

Dagegen war der angelassene Draht schon nach drei bis vier Tagen mit vielen Rostpünktchen übersät. Nach dem Ver­

zinken angelassener Draht neigt also erheblich mehr zur Korrosion als üblich verzinkter Draht.

Drähte sollten daher bei möglichst niedriger Badtempe­

ratur und kurzer Tauchdauer verzinkt werden, da nicht nur die Festigkeitseigenschaften hierdurch günstig beeinflußt werden, sondern auch infolge geringer Hartzinkschicht die Drähte geringe Sprödigkeit und besseren Korrosionswider­

stand aufweisen. Ein nachträgliches Anlassen erscheint eher schädlich als nützlich.

Es wurde schon weiter oben darauf hingewiesen, daß bei üblich verzinkten Drähten die Z in k sch ich t infolge ihrer verschiedenartigen Ausbildung einen erh eblich en E in flu ß auf die S p rö d ig k eitszu n ah m e, also auf die Abnahme der Verwindezahl, ausübt. Es wurde vermutet, daß durch stär­

kere Kaltreckung eine andere Zusammensetzung der Zink­

schicht entsteht. Ein bestimmter Nachweis ließ sich noch nicht erbringen. Es hat allerdings den Anschein, als wenn mit steigendem Reckgrad die Hartzinkschicht geringer

würde; hierdurch dürfte dann zwangläufig eine Erklärung gegeben sein. Die spröde Hartzinkschicht neigt bei geringen Verformungen bereits zu Rissen, die sich naturgemäß im Draht leicht fortsetzen und die Ursache geringer Verwinde­

zahlen sind. Wird jedoch die Zinkschicht durch Abbeizen entfernt, so wird damit die Ursache der Rißbildung beseitigt.

Z usam m enfassung.

Um gute Festigkeitseigenschaften an Stahldrähten zu erreichen, sollen sie, wie es bisher allgemein üblich war, in Salzsäure gebeizt werden. Die dadurch entstehende geringe Beizsprödigkeit wird durch die beim Verzinken liervorgeru- fene Anlaßwirkung vollständig wieder aufgehoben. Wird mit Schwefelsäure gebeizt, so soll das Bad möglichst über 20% Schwefelsäure = etwa 18° B6 haben und möglichst warm sein; ferner müssen in diesen Fällen schwache Kaltreckgrade vermieden werden.

Um nach dem Verzinken günstige Biege- und Verwinde­

zahlen zu erhalten, ist es zweckmäßig, den zu verzinkenden Draht mit möglichst hoher Kaltreckung — etwa um 80 bis 85% — zu ziehen. Ein hoher Kohlenstoffgehalt wirkt auf die Verwindezahl günstig. Die höhere Einbuße an Zug­

festigkeitgegenüber dem schwach gezogenenDraht wird durch die guten technischen Eigenschaften, die in den Biege- und Verwindezahlen zum Ausdruck kommen, ausgeglichen. Bei dieser Behandlung kann mit einem Abfall der Biegezahl von 20% und etwa 10 bis 20% der Verwindezahlen des Aus­

gangsdrahtes gerechnet wurden. Bei schwachen Verfor­

mungsgraden geht dagegen die Biegezahl unabhängig vom Kohlenstoffgehalt um 40 bis 50%, die Verwindezahl um 60 bis 80% zurück.

Aus den gleichen Gründen und wegen des besseren Korrosionswiderstandes ist es günstig, bei niedriger Zink­

badtemperatur und mit hoher Durchziehgeschwindigkeit zu arbeiten.

24. Dezember 1931. M . Fischer: Elektrorollen f ü r Arbeite- und Scherenrollgänge. Stahl und Eisen. 1591

Elektrorollen für Arbeits- und Scherenrollgänge.

Von S t y l i n g . M ax F isch er in Neunkirchen (Saar).

(Beziehungen zwischen Um fangskraft der Rollen und Fördergut. Kürzeste Zeit zur Beschleunigung eines Stabes durch einen Rollgang. Unterschied des Drehmoments bei Gruppenantrieb und Einzelantrieb der Rollen. Drehmomentenkenrdinie von gewöhnlichen Kurzschlußankermotoren und von Doppelkäfigankermotoren. Fingerzeige fü r die Wahl der Motoren und

Nachteile der Elektrorollen bei wechselndem Walzgutgewicht.)

N

antriebes von Rollgängen erörtert wurden, sollen nachstehend die Betriebsbedingungen von Arbeits- und Scherenrollgängen und die sich daraus für den Antrieb ergebenden Forderungen erläutert werden.

An Arbeits- und Scherenrollgänge ist zur Vermeidung unnötig langer Steck- und Handzeiten die Forderung zu stellen, das Walzgut mit einem Mindestaufwand an Zeit zu beschleunigen und zu befördern. Bei Scheren- und Sägen- rollgängen sind dabei, wenn auf Anschlag gefahren werden muß, noch bestimmte Förderwege einzuhalten.

Diese Bedingungen können von einzelnangetriebenen Rollen nicht in der Weise erfüllt werden wie von Rollgängen mit Sammelantrieb, die Arbeitszeiten sind bei Elektrorollen länger als bei Rollgängen mit Gruppenantrieb. Aus wirt­

schaftlichen Gründen wird man deshalb vielfach die Nach­

teile des Gruppenantriebes, teilweise höhere Anschaffungs­

kosten, höheren Kraftbedarf und größeren Verschleiß, in Kauf nehmen, wenn sich durch Verkürzung der Handzeiten die Stundenleistung einer Walzenstraße erhöht und durch verminderten Lohn-, Arbeits- und Wärmeaufwand eine Senkung der Selbstkosten erzielen läßt.

Zwischen dem Rollgang und dem Fördergut besteht keine starre Verbindung, die dieses zwingt, Aenderungen der Um­

fangskraft oder der Umfangsgeschwindigkeit der Rollen selbsttätig anzunehmen, sondern die Kraft wird vom Rollen­

mantel auf das Walzgut nur durch die zwischen beiden auf­

tretende Reibung übertragen und ist deshalb in ihrem Höchstwert durch die Reibkraft beschränkt. Kleinstmög­

liche Förderzeiten können nur erreicht werden, wenn die Umfangskraft am Rollenmantel immer gleich ist dem Höchst­

wert der Reibung zwischen Stab und Rolle. Ist die Um­

fangskraft größer als das Produkt aus dem Reibungs­

koeffizienten und dem Normaldruck des Stabes auf die Rolle, so wird eine gleitende Reibung eintreten und die Rolle unter dem Walzstab schleudern; ist die Umfangskraft kleiner als die Reibkraft, so steht nicht die größtmögliche Beschleuni­

gungskraft zur Verfügung. In beiden Fällen tritt eine Ver­

längerung der Förderzeit ein, mit der bei einem Schleudern der Rolle noch ein höherer Verschleiß am Rollenmantel ver­

bunden ist.

Die kürzeste Zeit, in der ein Stab durch einen Rollgang beschleunigt werden kann, läßt sich aus der Gleichgewichts­

bedingung am Ende des Anlaufvorganges rechnerisch er­

mitteln. Die dem auf volle Geschwindigkeit beschleunigten Stab innewohnende kinetische Energie muß gleich sein der ihm während des Anlaufvorganges erteilten Arbeit. Unter der Voraussetzung, daß die Umfangsgeschwindigkeit am Rollenmantel während der Anfahrzeit linear mit der Zeit zunimmt, ist:

A Z l = z ( n . m . | . t , ) i ,

wobei G = Gewicht des Stabes in kg,

v = volle Fördergeschwindigkeit in m/s,

N = Normaldruck des Stabes auf eine Rolle in kg, m = Reibungskoeffizient zwischen Stab und Rolle,

Aus der Gleichung ^{G v 2} 2 g

2) Vgl. St. u. E. 51 (1931) S. 929/36.

ta = Anfahrzeit in s,

i = Anzahl der durch den Stab belasteten Rollen ist.

Verteilt sich das Gewicht des Stabes gleichmäßig auf Q

i Rollen, ist also N = — , dann wird ta = — —— .

1 g - m

N • m • • taj i läßt sich der grundlegende Unterschied zwischen der Beschleuni­

gung des Fördergutes durch einen Rollgang mit Gruppen­

antrieb und einen Rollgang mit Einzelantrieb ableiten.

Beim Gruppenantrieb hat aer Antriebsmotor während des ganzen Walzvorganges ein und dasselbe Drehmoment zur Beschleunigung des Walzstabes aufzubringen. Beim Aus­

walzen eines Blockes oder Knüppels ändert sich nach jedem Stich mit der länger werdenden Walzader der Normaldruck auf die einzelnen Rollen, da sich das Gewicht des Stabes auf immer mehr Rollen verteilt. Mit der Anzahl der belasteten Rollen nimmt deshalb die Beschleunigungskraft ab, die von dem einzelnen Rollenmantel an das Walzgut übertragen werden kann, ohne daß die Schleudergrenze überschritten wird. Da aber beim Gruppenantrieb sämtliche von den einzelnen Rollen zu leistenden Beschleunigungskräfte durch die Antriebswelle auf den Antriebsmotor übertragen werden und sich somit zusammenzählen, wird bei einer gegebenen Fördergeschwindigkeit und einem bestimmten Blockgewicht der Antrieb während des ganzen Walzvorganges mit einem gleichbleibenden Beschleunigungsmoment belastet. Für den Antrieb werden in der Regel nur Schleifringanker- oder Gleichstrommotoren verwendet, deren Drehmoment beim Anlassen regelbar ist. Man kann also mit einer entsprechen­

den Steuerung und entsprechenden Anlaßwiderständen die Größe der Umfangskraft am Rollenmantel so wählen, daß sie immer dem Höchstwert der Reibung zwischen Stab und Rolle entspricht, daß sie einerseits also voll zur Beschleuni­

gung ausgenutzt werden kann, anderseits aber keine glei­

tende Reibung und damit kein Schleudern der Rolle unter dem Walzstab eintritt.

Damit ist die Forderung nach kleinstmöglicher Be­

schleunigungszeit des Fördergutes erfüllt. Da bei den für Arbeitsrollgänge in Frage kommenden Geschwindigkeiten wahrscheinlich mit gleichbleibenden Reibungskoeffizienten gerechnet werden kann, ist die Steuerung für Anlassen mit gleichbleibendem Drehmoment zu entwerfen, um eine gleich­

förmige Beschleunigung zu erreichen.

Ungünstiger liegen die Verhältnisse beim Elektrorollgang.

Da die mechanische Kupplung zwischen den einzelnen Rollen nicht vorhanden ist, fehlt der Ausgleich der Teilbeschleuni­

gungskräfte für den Antrieb. Der von der einzelnen Rolle zu leistende Anteil an Beschleunigungsarbeit für den Walzstab nimmt mit der Länge der Walzader und der Anzahl der belasteten Rollen ab. Beim Gruppenantrieb wurde schon erwähnt, daß auch die bis zum Eintritt der Schleudergrenze zulässige Umfangskraft am Rollenmantel mit dem Normal­

druck des Stabes auf die Rolle sinkt. Wenn also mit Elektro- rollgängen kleinstmögliche Beschleunigungszeiten erreicht werden sollen, muß das Anlaßdrehmoment bei länger werdender Walzader vermindert werden. Die für Elektro-

1592 Stahl und Eisen. M . Fischer: Elektrorollen fü r Arbeits- und Scherenrollgängc. I mschn »._________ 51. Jahrg. Nr. 52.

rollen zur Verwendung kommenden Kurzschlußanker-Mo­

toren gestatten aber keine Regelung des Anlaßdrehmoments.

Der Verlauf der Drehmomentenkennlinie während des An­

laufes ist sowohl bei gewöhnlichen Kurzschlußankermotoren als auch bei Motoren mit Stromverdrängungs- oder Doppel­

käfigankern vom Lastmoment vollständig unabhängig und nur durch die Bauart des Motors oder sein Kreisdiagramm gegeben. Abb. 1 zeigt die Drehmomentenkurve eines gewöhn­

lichen Kurzsehlußankermotors in Abhängigkeit von der Motordrehzahl, Abb. 2 die eines Motors mit Stromverdrän­

gungsanker. Der Gleichgewichtszustand tritt ein, wenn der Motor sein Kippmoment durchlaufen und das Motormoment

dengleichenWert wie das Lastmoment erreicht hat. Mit Kurz­

schlußankermotoren ist also weder ein Anlassen mit gleich­

bleibendem noch mit vermindertem Drehmoment möglich.

Ihrer Größe nach können die Motoren nach zwei Gesichts­

punkten bemessen werden. Man wählt ihr mittleres Anlaß­

drehmoment so, daß die Umfangskraft am Rollenmantel entweder gleich ist der Reibkraft, die sich aus dem Reibungs­

koeffizienten und dem Normaldruck eines kurzen Blockes oder der Reibkraft, die sich aus dem Normaldruck der langen Walzader ergibt. Im ersten Falle kann der kurze Block rasch beschleunigt werden, bei späteren Stichen tritt aber dann eine gleitende Reibung und damit eine Verlängerung der Beschleunigungszeit ein, im zweiten Falle verzögert sich die Beschleunigung der kurzen Walzader bei den ersten Stichen, da das Motormoment für die bei hohem Normal­

druck mögliche Beschleunigungskraft nicht ausreicht.

Die Förderzeiten werden unter sonst gleichen Bedin­

gungen beim Elektrorollgang immer größer als bei einem

Rollgang mit Gruppenantrieb und richtig gewählter Steue­

rung. Der Unterschied zwischen den Beschleunigungszeiten beider Antriebsarten wird um so beträchtlicher werden, je größer der Anteil der Beschleunigungsarbeit für den Walz­

stab an der Gesamtbeschleunigung wird. Bei gleichem Blockgewicht werden daher die oben erwähnten Nachteile für leichte Rollen mit kleinem Durchmesser und geringer Ballenlänge mehr hervortreten als bei langen Rollen mit großem Durchmesser und hohem Schwungmoment. Die Verwendung von Elektrorollen führt aber zwangläufig zur Anwendung leichter Rollen mit kleinem Durchmesser, da erst dann ihre Hauptvorteile, geringe Anschaffungskosten und niedriger Arbeitsaufwand, voll zur Geltung kommen.

Konstruktiv wird die Anwendung kleiner Rollendurchmesser in all den Fällen erleichtert, wo beim Gruppenantrieb der Rollendurchmesser durch die Höhe eines Querschleppers bestimmt wird.

Die Verwendung von Elektrorollen für Scheren- und Sägenrollgänge hat gegenüber der Verwendung von Roll- gängen mit Gruppenantrieb ebenfalls Nachteile, wenn auf einer Straße Profile mit verschiedenem Gewicht gewalzt werden und der Rollgang beim Schnitt nicht durchlaufen kann, sondern stillgesetzt werden muß. Da vielfach die Schere oder Säge der engste Querschnitt einer Walzenstraße ist, fällt dem Rollgang die Aufgabe zu, den Walzstab mit einem Mindestaufwand an Zeit zur Schere oder Säge zu be­

fördern, genau am Anschlag abzubremsen und das ge­

schnittene Stück möglichst rasch wieder zu beschleunigen.

Wenn die Länge der geschnittenen Stäbe der Rollen­

teilung gleich oder ein Vielfaches von ihr ist, lassen sich mit einem Elektrorollgang die gleichen Beschleunigungs- und Bremszeiten erreichen wie mit einem Rollgang mit Gruppen­

antrieb, da sich der Normaldruck auf die einzelnen Rollen nicht ändert. Größere Beschleunigungs- und Bremszeiten ergeben sich aber, wenn leichte und schwere Profile ge­

schnitten werden sollen. Beim Gruppenantrieb kann der durch die verschiedenen Gewichte bedingte Unterschied des Beschleunigungsmomentes durch die Steuerung ausge­

glichen werden, was beim Elektrorollgang mit seinen Kurzschlußankermotoren nicht möglich ist.

Zusam m enfassung.

Die Betriebsbedingungen von Arbeits- und Scherenroll- gängen bei Gruppen- und Einzelantrieb der Rollen werden erläutert und die sich hieraus für den Antrieb ergebenden Forderungen besprochen.

Umschau.

Die Bildung und Abscheidung der nichtmetallischen Einschlüsse im Stahl.

Durch analytische Verfolgung mehrerer saurer 20-t-Siemens- Martin-Schmelzungen versuchten C. H. H e r ty jr. und J. E.

J a k o b s 1) die Arbeitsbedingungen für das Erschmelzen eines reinen Stahles näher zu erfassen. Die Untersuchungen erstreckten sich auf die Feststellung des Gehaltes der Schmelzungen an sicht­

baren Einschlüssen mit Hilfe der Einschluß-Zählmethode2) sowie auf die Bestimmung des gelösten Eisenoxyduls, die nach dem Aluminiumverfahren3) vorgenommen wurde. Außerdem wurde die Zähflüssigkeit der Schlacken mit Hilfe der geneigten Platte beobachtet.

Nach dem Einschmelzen enthielt das Metall noch etwa 0,15 bis 0,25% Si und 0,15 bis 0,3% Mn. Der Kohlenstoffgehalt lag um 0,5 bis 0,7% über dem Endgehalt. Die Einschmelzschlacken hatten etwa folgende Zusammensetzung:

Die Untersuchungen über den Gehalt des Stahles an sicht­

baren Einschlüssen führten zu den in Abb. 1 gezeigten Ergeb­

nissen. Etwa 1 h nach beendigtem Einschmelzen haben sich die von der Oxydation des Siliziums herrührenden Silikateinschlüsse unter dem Einfluß des in Gang kommenden Kochvorganges zu­

sammengeballt und sind in die Schlacke aufgestiegen. Dieser Vorgang wird besonders durch Anwesenheit von Mangan im Metall beschleunigt, dessen Oxydation zur Verflüssigung und Zu­

sammenballung der Einzelteilchen beiträgt. Aus diesen Gründen wurde dem Metall nach dem Einschmelzen unmittelbar vor dem Erzzusatz Spiegeleisen, etwa in der H älfte des Erzgewichtes, zu­

gesetzt. Die Wirkung dieser Maßnahme wird m it folgenden Zahlen belegt:

E n d g e h alt

% c ^FeO°/_/o ^MnO% ^SiO,0//o

8*

0,55 19,72 23,60 64,88 0,74

0,30 26,44 19,63 51,40 0,46

| N ich tm etallisch e Einschlüsse m it E rz allein

1 0//o

m it E rz und Spiegeleisen

°//o

Vor der Erzzugabe . . . . o 008

Eine Stunde s p ä t e r ... ( 0 003 0,006 u n te r 0,001

, ~ --- * u. UOO/OO. -1 V Q

St. u. E. 50 (1930) S. 1433. — 3) St. u. E. 50 (1930) S. 1230.

* u uaon aem Jtinsonmelzen nimmt die Verunremigui wieder stark zu. Da der Stahl Silizium praktisch nicht enthäl können diese hochkieselsäurehaltigen, außerordentlich klein«

Abbildung 1.

Drehmoment eines gewöhn­

lichen Kurzschlußanker- Motors, abhängig von der

Motordrehzahl.

Abbildung 2.

Drehmoment eines Kurz- schlußanker-Motors mit Doppelkäfiganker, abhängig

von der Motordrehzahl.

24. Dezember 1931. Umschau. Stahl und Eisen. 1593 Einschlüsse nicht auf Oxydation von Silizium zurückgeführt

werden. Ihre Ursache ist in der Auflösung des Herdes zu suchen und würde nahelegen, daß die Natur des Sandes und das Ver­

fahren, ihn in den Herd einzubrennen, für die Reinheit des Stahles von erheblicher Tragweite ist. Die aus dem Herd stammenden Silikateinschlüsse erreichten Beträge zwischen 0,001 und 0,016% .

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Jerf/7t7cAcfe/nfm säl7/77e/zer7//T/77//7 A bbildung 1. S ilik a tg e h a lt ein e r sa u re n S iem ens-M artin-S chm eizung.

In Abb. 2 sind zum ersten Male Angaben über den Eisen­

oxydulgehalt des Stahles aus dem s a u r e n Siemens-Martin-Ofen mitgeteilt. Wie zu erwarten, steigt der Eisenoxydulgehalt mit fallendem Kohlenstoffgehalt an, ein Vorgang, der um so aus­

geprägter in Erscheinung tritt, je weicher der Stahl ist. Der Eisen­

oxydulgehalt vor der D esoxydation belief sich für neun Schmel-

werden, und teilen mit, daß der Stahl in solchen Fällen nach der Desoxydation gewöhnlich einen höheren Gehalt an nichtmetaUi- schen Einschlüssen aufwies als vor der Schlußdesoxydation. Um derartige Erscheinungen zu verhindern, empfehlen sie, einen ge­

eigneten Flüssigkeitsgrad durch Ueberstreuen von Erz-, Mangan- oder Kalkstaub aufrecht zu erhalten, wenn die Schlacke Neigung zur Dickflüssigkeit hat. Sollte dagegen die Schlacke zu dünn­

flüssig sein und den Herd stark anfressen, so wäre dem durch Sandzugabe entgegenzuwirken. Als mittlere Analysen, die bei diesen Arbeitsverfahren unmittelbar vor der Schlußdesoxydation gefallen sind, werden angegeben:

0 Si Mn FeO H nO SiO. CaO

% % °/Jo % % % %

0,49 0,10 0,17 15,66 20,79 55,00 4,88

0,17 0,08 0,10 18,88 18,14 55,10 4,12

In weiteren Ausführungen setzten sich die Verfasser kurz mit den im Schrifttum ausgesprochenen Ansichten über die so­

genannte „selbsttätige Desoxydation“ im sauren Ofen ausein­

ander; sie schließen, daß die Zunahme des Siliziumgehaltes im Stahl auf die g l e i c h z e i t ig e Einwirkung von Kohlenstoff und Eisen auf Kieselsäure zurückzuführen ist. Nähere Untersuchungen über diesen Gegenstand sollen noch veröffentlicht werden.

Die Schlußdesoxydation mit Silizium und Mangan führte zu sehr verschiedenen Ergebnissen, je nachdem, ob diese Elemente einzeln oder miteinander legiert zum Stahl gegeben wurden. Bei dem ersten Verfahren enthielt der Stahl etwa 0,01% silikatisehe Einschlüsse. Durch Verwendung von Legierungen mit 31% Mn, 4,9% Si und 2,4% C wurden die Verunreinigungen auf etwa 0,001% gedrückt. Wegen der näheren Ueberlegungen, die an

A b bildung 3. A enderung des S ilikatgehaltes einer sau ren Siemens- M artin-Schm eizung in d er P fanne.

diese Ergebnisse zu knüpfen sind, sei auf eine früher besprochene Arbeit1) hingewiesen.

Der bereits erwähnte Einfluß des Zähflüssigkeitsgrades der Endschlacke auf den Silikatgehalt des Stahles wird mit folgenden Zahlen belegt, wobei die Angaben über den Flüssigkeitsgrad in M ill im e t e r dem Hertyschen Verfahren der geneigten Platte ent­

sprechen. Die positive Aenderung des Einschlußgehaltes bedeutet eine Zunahme der Silikate zwischen den Proben vor und nach dem Abstich, die negative eine Abnahme.

Schlackenflüssigkeitsgrad

mm 6,0 5,0 4,5 4,0 3,5

A enderung des S ilikatgehalts

°/Jo + 0,007 + 0,001 — 0,012 — 0,002 — 0,001!

Zungen m it 0,55% C im M ittel auf 0,054% , für drei Schmelzungen mit 0,3% C durchschnittlich auf 0,076% , während er bei einer weichen Schmelzung mit 0,12% C bei 0,17% lag. Wie auch theo­

retisch zu erwarten ist, ist die Zunahme des Eisenoxydulgehaltes beim Uebergang von hartem zu mittelhartem Stahl bei weitem nicht so erheblich wie beim Uebergang von mittelhartem auf weichen Stahl.

Besonders stark betonen die Verfasser den Wert einer ver­

schärften Ueberwachung des Flüssigkeitsgrades der Schlacken, wenn der Stahl für die Desoxydation bereit ist. E nthält die Schlacke nur Kieselsäure, Mangan- und Eisenoxydul, so tritt bei 56 bis 58% Kieselsäure eine starke Erhöhung der Zähflüssigkeit auf; bei Anwesenheit von Kalk wird dagegen eine derartige deut­

liche Aenderung des Flüssigkeitsgrades nicht bemerkbar. Aus diesem Grunde wurden etwa 90 bis 180 kg K alkstein aufgeworfen, wenn das Erz sich durchgearbeitet hatte. D ie Verfasser glauben, daß die nichtm etallischen Suspensionen und die Desoxydations­

produkte von einer zähflüssigen Schlacke nicht gut aufgenommen 52 .„

Danach wäre als geeignetste Schlacke die mit einem Flüssig­

keitsgrad von 4,5 mm anzusprechen.

Abb. 3 enthält die Ergebnisse der Einschlußuntersuchung (nach dem D i c k e n s o n -Verfahren) während des Gießens aus der Pfanne.

Der Vorteil eines längeren Abstehens der Pfanne geht daraus deutlich hervor, ebenso aber auch die Gefahr einer stärkeren \ er- unreinigung des Restgusses. H erm ann Schenck.

Untersuchung der Wirtschaftlichkeit eines Walzprogramms.

Die Bedeutung der Vorrechnung (Vorkalkulation) liegt nicht nur in der Preisrechnung für Erzeugnisse, die dem Wettbewerb des freien Marktes unterliegen, sondern es ist ebenso wichtig, nach den Regeln der technischen Vorrechnung auch die üblichen Selbstkosten aller preisgebundenen Erzeugnisse festzustellen.

Durch sie läßt sich eine Bewertung des gesamten Fertigungspro­

gramms vornehmen, sei es im Stahlwerk zur Festlegung innerer Verrechnungspreise, sei es im Walzwerk zum V irtschaftlichkeits-

1) St. u. E. 51 (1931) S. 1174/77.

213 A b b ild u n g 2. K o h len sto ff- u n d E ise n o x y d alg eh a lt von drei

sa u re n Siem ens-M artin-S chm elzungen.

1594 Stahl und Eisen. Umschau. 51. Jahrg. Nr. 52.

nach weis verschiedenartiger Sorten und Profile. Abb. 1 gibt einen Ueberblick über das Erzeugungsprogramm einer Walzenstraße, wobei die einzelnen Sorten nach steigender Gewinnspanne geord­

net sind, d. h. nach dem Unterschied zwischen vorgerechneten Selbstkosten und dem jeweiligen Erlös (angenommene Zahlen­

werte!). Ergänzt man diese Darstellung noch durch die Häufig­

keitskurve der einzelnen Profile oder Abmessungen, so läßt sich mit einem Blick die für Kaufmann und Techniker gleich wesentliche Frage beantworten: Wo liegen die schwachen Stellen des Absatz- und Fertigungsplans ? Noch einen Schritt weiter, und die Vorrechnung entwickelt sich auf Grund gesetzmäßiger

2 7727 7 232V 2 3 ff 3 7ß 73 7277732070 ff 3 3 2 3 3 7 V 2 7V2 3 3 7 2 3

Sorten

A bbildung 1. W irtsch aftlich k eit eines F ertig u n g sp ro g ram m s.

(A ngenom m ene Zahlenw erte U

Kostenunterlagen zur allgemeingültigen Form jeder Wirtschaft­

lichkeitsrechnung; denn gesetzmäßige Ueberblicke — und das sollen ja Wirtschaftliehkeitsbetrachtungen darstellen — lassen sich nicht auf Grund von schwankenden und vielfach zufälligen Werten gewinnen, sondern allein von planmäßig ermittelten und nach gleichen Gesichtspunkten aufgebauten Rieht- oder Normal- werten.

Solche Kostenrichtwerte lassen sich ähnlich den bekannten und gebräuchlichen Zeitrichtwerten auf Grund richtiger Kosten­

analysen unter Zuhilfenahme bestimmter Kenn- oder Schlüssel­

zahlen schaffen. Setzt man nun mit einer kleinen Umbenennung für „Kostenrichtwerte“ den Ausdruck „ P la n k o s te n “ ein, so eröffnet sich damit unmittelbar das Gebiet des heute so zeit­

gemäßen „ B u d g e tw e s e n s “. S)r.*Qrtg. V. P o la k . Untersuchung von Stählen auf ihre Eignung für Flugzeug­

ventilfedern.

A. S w a n , H. S u t t o n und W. D o u g la s 1) untersuchten Schwingungserscheinungen an Ventilfedern. Sie prüften eine Anzahl verschieden legierter Stähle durch Festlegung der mecha­

nischen Eigenschaften und Dauer

Als Grundlage für die Versuche wurden Abmessungen, Einspannungsbelastung, normale und schwingende Beanspru­

chung sowie Stahlanalysen aus bestehenden Werten zusammen­

gestellt. Diesen konnte entnommen werden, daß der Spannungs­

bereich einschließlich des Zuwachses infolge Federschwingung für verschiedene Federarten zwischen zwei Grenzverhältnissen hegt, in denen die Mindestspannung zur Höchstspannung den Wert 0,75 bis 0,25 ausmacht. Den von den Verfassern vorgenom­

menen Versuchen wird das Verhältnis von 0,25 als das der schwie­

rigsten Beanspruchung zugrunde gelegt. Die untersuchten Stahl­

legierungen sind in Zahlentafel 1 wiedergegeben.

Die Drähte lagen in einer Abmessung von 4,1 mm Dmr. vor, bis auf den Chrom-Vanadin-Stahl und den schwedischen Stahl mit 3,3 mm Dmr. Der erste ist im besonderen Verfahren her- gestellt und wurde auf 14,3 mm warmgewalzt, auf 11,1 mm Dmr.

abgeschliffen und auf das Endmaß gezogen. Der schwedische Stahldraht war aus roh bearbeiteten Blöcken hergestellt und ist weder in Knüppel- noch in Drahtform einer Oberflächenbearbei­

tung unterzogen. Die Wärmebehandlung wurde nach Richten der aus Drahtringen entnommenen Stücke in einer Länge von 46 mm vorgenommen. Nach der Wärmebehandlung erfolgte eine sorgfältige Prüfung auf Risse.

Die mechanischen Prüfungen des Drahtes erstreckten sich auf Festlegung der statischen Zerreißeigenschaften, der Pro­

portionalitätsgrenze und des Elastizitätsmoduls. Weiterhin wurden statische Verdrehungsversuche ausgeführt und Ver­

drehungsfestigkeit sowie Proportionalitätsgrenze und Ver­

drehungsmodul ermittelt. Die höchste Oberflächenspannung wurde aus der Verdrehungsfestigkeit errechnet, einmal unter der Annahme, daß sich die Spannung m it dem Abstand von der Verdrehungsachse ändert, weiterhin unter der Annahme einer gleichen Spannung vom Kern bis zur Oberfläche. Bei den stati­

schen Versuchen war die Elastizitätsgrenze insbesondere bei den nicht wärmebehandelten Stählen zu klein, um bestimmt zu werden, und vielfach konnte der Elastizitäts- und Verdrehungs­

modul nicht ermittelt werden. Es wurden weiterhin Dauer­

verdrehungsversuche ausgeführt in einer ähnlich gebauten Vor­

richtung, wie sie für die statischen Verdrehungsversuche zur An­

wendung kam. Die Maschine hatte eine besondere Vorrichtung zur Erzeugung einer rotierenden Schwingung des einen Probe­

halters mit 2000 U /m in. Die Spannungen wurden bestimmt aus den Dehnungen unter der Annahme eines gleichen Verhältnisses von Spannung zu Dehnung, wie es bei den statischen Verdrehungs­

versuchen bei Verdrehung im elastischen Bereich aufgefunden wurde. Die wichtigsten Versuchsergebnisse wurden aus den Zahlenangaben der Verfasser ausgezogen und sind in Zahlentafel 2 zusammengestellt.

Beim niedriggekohlten Kohlenstoffstahl wurden außer dem angegebenen Wert für die Dauerverdrehungsfestigkeit noch einige

Bezeich­

nung

>) 0 ,18% V. - 2) ! ,4 i % N i.

Verdrehungsfestigkeit auf ihre Eignung als Ventilfederstähle.

Federbrüche treten meistens in einer Entfernung von einer Windung vom Ende der Feder ein. Es wurde geprüft, ob das Schwingen der Feder für diese Erscheinung verantwortlich ge­

macht werden kann. Die Ver­

fasser verfolgen in einer beson­

ders für diesen Zweck gebauten Vorrichtung die genauen Win­

dungsbewegungen beim Auf- und Abgehen des Stößels und die

Wirkung des Schwingens auf die Windungsstellungen. Durch das Schwingen der Feder tritt ein ganz erheblicher Zuwachs der Höchstspannung ein, der bis zu 45 % betragen kann. Diese Spannungserhöhung erklärt in vielen Fällen das Auftreten früh­

zeitiger Brüche infolge Ueberschreitung der bei Berechnung der Federabmessungen zugrunde gelegten Belastung. Die Lage der häufigsten Bruchstelle könnte darauf zurückgeführt werden, daß der Oeffnungsstoß der Nockenwelle auf den Ventilstoßei ein besonders starkes Schließen der ersten Federwindung ver­

ursacht. Durch Messungen konnte nachgewiesen werden, daß die Bodenwindung zusammengedrückt wurde, bevor die Kraft auf die anderen Windungen übertragen war. Die Zusammen­

drückung war also nicht in allen Teilen der Feder gleich­

mäßig. Der Schließeffekt dagegen wurde gleichmäßig auf die Feder übertragen.

1) Bericht vor einer Versammlung der „Institution of Mechanical Engineers“ am 20. Februar 1931.

Zahlentafel 1. C h em isc h e Z u s a m m e n s e tz u n g d er u n t e r s u c h t e n S tä h le .

S ta h la rt Chem ische Z usam m ensetzung

C

%

°/Si_/o N iedriggekohlter K ohlenstoff sta h l, H andels­

g ü te ...

H ochgekohlter K ohlenstoff stah l, H andelsgute M an g an -S iliziu m -S tah l...

K altgezogener K o h le n s to ffs ta h l...

O h ro m -V a n a d in -S ta h l...

Schwedischer S tah ld rah t . . . .

0,51 0,89 0,54 0,71 0,53 0,49

0,11 0,075 1,90 0,12 0,28 0,18

Mn

% o/^P_/o %^S 0,67

0,43 0,99 0,59 0,77 0,79

0,054 0,038 0,032 0,040 0,020 0,032

0,033 0,034 0,026 0,010 0,020 0,013

Cro/_Jo

0,07 0,09 0,06 0,11 1, 22') 1,38*)

Proben erhalten, die einen geringeren Spannungsbereich von 10,2 bis 41 kg/mm2 erwarten ließen. Der Stahl führte zu ziemlich gleichmäßigen Versuchsergebnissen. Die Wärmebehandlung konnte zwar die statischen Eigenschaften verbessern, jedoch nicht die Dauerverdrehungseigenschaften. Die bei den Dauerverdrehungs­

versuchen erhaltenen Brüche zeigten eine ausgesprochene Neigung zur Längsrißbildung. Bei der Härteprüfung an den abgeschräg­

ten Querschnitten der Drähte wurde ein Weichwerden an der Oberfläche festgestellt. Die mikroskopische Prüfung ergab einen ziemlich beträchtlichen Schlackengehalt dieses Stahles. Die ungenügenden Ergebnisse dieses Stahles nach der Wärme­

behandlung sind nach Auffassung der Verfasser darauf zurück­

zuführen, daß die nichtmetallischen Einschlüsse zur Bildung feiner Risse beim Abschrecken Veranlassung gegeben haben, so daß sich vorteilhafter eine Verwendung im Anlieferungszustand empfiehlt.

Der höhergekohlte Kohlenstoffstahl hatte eine niedrige Belastungsgrenze. Die Bruchstellen standen in Verbindung mit