Stahl und Eisen, Jg. 54, Heft 50

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

Herausgegeben vom \ erein deutscher Eisenhüttenleute G eleitet von Dr.-Ing. Dr. mont. E h . O . P e t e r s e n

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

HEFT 50 13. D E Z E M B E R 1934 54. JA H R G A N G

G efü g e und Festigkeitseigenschaften großer Schm iedestücke.

Von E d u a r d M a u re r in Freiberg (Sachsen) und H e in r ic h G lim m e r t in Essen*).

[B ericht X r. 287 des Stablw erksausschusses u n d X r. 288 des W erkstoffausschusses des Vereins deutscher E isenhüttenleute.]

(Untersuch)!ngen an 45-t-Blöcken aus weichem unlegiertem Stahl, niedriglegiertem Manganstahl, aus Xickelstahl und Chrom-Xickel-Molybdän-Stahl über den E influß der Terschmiedung und Wärmebehandlung auf das Gefüge und die mechanischen Eigenschaften der Längs- und Querproben. Vergleich mit den Feststellungen von E . Maurer und H. Korschan

an 100-t-Blöcken aus denselben Stählen.)

Z

ur K enntnis der Festigkeitseigensehaften größter S chm iedestückehabenE. M a u r e r u n d H . K o r s c h a n 1) bisher wohl allein einen Beitrag im Schrifttum geliefert.

Sie untersuchten an 100-t-Blöcken aus vier für die H er­

stellung größter Schmiedestücke üblichen Stählen, und zwar aus einem unlegierten, einem Mangan-, einem Kiekel­

und einem Chrom-Kickel-Molybdän-Stahl. wie sich Ver- schmiedung und W ärm ebehandlung in den verschiedenen Querschnitten solch großer W erkstücke auswirken. Zur Ergänzung der hierbei gem achten Feststellungen wurden

D urchführung der Versuche.

Von den für die Versuche verwendeten vier Stahlsorten w ar der unlegierte Stahl A. der M anganstahl B sowie der Kickeistahl C im basischen Siemens-Martin-Ofen her­

gestellt worden, w ährend der Chrom-Kickel-Molybdän-Stahl im basischen Ofen vorgeschmolzen und im sauren Siemens- Martin-Ofen fertiggem acht worden w ar ( vgl. Zahlentafel 1).

Die Stähle w urden m it Zwischenpfannen in die in Zahlen­

tafel 2 angeführten A chtkantform en vergossen; für W erk­

stoff D konnte nicht die gleiche Blockform wie für die Z ahlentafel 1. A n g a b e n ü b e r d a s E r s c h m e l z e n u n d V e r g i e ß e n d e r v i e r W e r k s t o f f a r t e n .

W erk- Stoff

E rschm olzen

im C hem ische 7n8am m en>et7nnd d er Schmelze E in satz

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min

12 5 __ 0,35 0,25 0,76 0,017 0,022 0,02 0,12 — — 28,9 68,7 2,1 104) 1170 91.5

1 35 — 0,32 0,20 0,69 0,029 0,021 0,03 0,13 — — 26,9 70,9 2 9 1170 91,8 ^{l b / l}

B 50 ^— 0,38 0,25 1,25 0,021 0,017 0,02 0,08 — — 21,7 71,5 3.8 TU, 1180 96,1 9 % 26

C 50 ^— 0,28 0,26 0,17 0,013 0,017 0,10 2,0 0,01 — 30,0 67,3 2,7 io

y.

1180 85,1 11*4 33

( 50 — 37,6 61,2 1,2 l i 1180 98,8 o —

60 0,37 0,23 0,38 0,019 0,017 1,15 2,96 0,12 0.15 11,0 79,7 6,3 1170 81,6 gleichzeitig nach demselben

Versuchsplan Blöcke von 45 t Gewicht geprüft, worüber im folgenden berichtet sei. Keben dem Einfluß von Legierung, W ärmebehandlung und Ver- sehnnedung auf Gefüge und Festigkeitseigenschaften dieser Werkstücke sollte durch einen Vergleich m it den Ergebnis­

sen an den 100-t-Blöcken klar- gestellt werden, ob die Eigen­

schaften großer Schmiede­

stücke von der Ausgangsguß­

größe wesentlich abhängen.

Z ahlentafel 2. A u s z u g a u s d e n S c h m i e d e b e r i c h t e n .

W erk sto ff G ußgew icht

t

G a ß fo rm u n d

A bm essungen A n w arm zeit h

T e m p e ra tu r des G ußblockes heim E in - y. .: Ziehen legen in d en beim Ziehen

Schm iede- Schm ieden- ,z - , ofen

°C *C

G esam t­

schm iede­

zeit min

A ⁰⁰ 21 650 1200 91

B 13,9 □ 1a 21 650 1200 60

c H .O W-,2800 21V4 650 1200 62

1. H itze 22 2. H itze 11

650 870

1200

D 52,0 i 4 —1 fet 950 178

3. H itze 64« 750 900

*) A uszug aus der von der Bergakadem ie in Freiberg (Sa.) genehm igten v2r.= 3 ltg .-D issertatio n von H . G um m ert (1933). — E rs ta tte t auf d er gem einsam en 1 ollsitzung des Stahlw erks- und W erkstoffausschusses am 26. J u li 1931. — Sonderabdrucke des B erichtes sind vom V erlag Stahleisen m . b. H ., D üsseldorf, Postschließfach 661, zu beziehen.

i) s ta h l u. Eisen 53 (1933) S. 209/15, 213/51 u. 271/81 (W erkstoffaussch. 206).

anderen Stähle verwendet werden, da diese unterdessen im brauchbar geworden war. Aus wirtschaftlichen Gründen m achte man die Untersuchungen nur an den unteren Enden der Blöcke, die auf die Maße nach Abb. 1 auf einer gewöhn­

lichen 5000-t-Presse ausgeschmiedet w urden; bei S tahl D ergab sich dadurch wegen der anderen Ausgangsblock­

größe eine 2.15-, 3.22- und 5.4fache Verschmieduns. s ta tt

167 50.M 1281

1282 S tah l u n d Eisen. E . M aurer und H. Oummert: Eigenschaften großer Schmiedestücke. 54. Ja h rg . N r. 50.

von zwei-, drei- und fünffach wie bei den anderen W erk­

stoffen. Die Blöcke, die m it einer Außentem peratur von 650° etwa im Schmiedepreßwerk eintrafen, wurden in einem kohlegefeuerten Ofen in etwa 12 h auf eine Oberflächen­

tem peratur von 1200° gebracht und blieben dann weitere 12 h zum Temperaturausgleich im Ofen; bei Block D mit dem höheren Ver­

formungswiderstand wurde dazu noch zweimal nachge­

wärmt. Nach dem Schmieden, das in einem V-förmigen U ntersattel m it 90°

Oeffnung und mit flachem Obersattel geschah, kühlten die Versuchsstücke in einer unbeheizten Grube ab, wobei durch verschieden starke Isolierung des Deckels oder durch Einlegen von ande­

ren warmen Schmiedestücken die Abkühlungsgeschwindig­

keit je nach der Empfindlichkeit der Stähle geändert wurde;

bei Werkstoff A wurde eine Grubentemperatur von 100°

nach 40 h, bei Stahl B nach 42 h, bei Werkstoff C nach

A bbildung 1. Zerteilung der V ersuchs-Schm iedestücke, E n tn ah m e der Probescheiben un d B ohrkerne sowie deren Bezeichnung.

wurden die in Abb. 1 eingezeichneten Probescheiben II, I I I und IV von den Blöcken abgetrennt.

Zur L u f t v e r g ü t u n g wurden darauf sämtliche Ver­

suchsblöcke aus den vier Werkstoffen in einem gas­

gefeuerten Herdofen in 22 h auf eine Tem peratur von 860° erwärmt, die zum vollen Temperaturausgleich 9 h S/rfauße/rde eingehalten wurde.

Die Stücke nahm man von dem aus­

gezogenen Herdwa­

gen herunter und legte sie auf hohe Unterlagen, so daß die L uft sie frei umspülen konnte.

Nach etwa 24 h kamen die Stücke in einen Tiefofen, in dem sie in 42 h auf die Anlaßtempera­

tu r — 630° bei den Stählen A, B und C, 650 bis 660° bei Werkstoff D — ge­

wärm t und für 47 h bei ihr ausgeglichen wurden, worauf sie langsam m it dem Ofen erkalteten. Es wurden dann die Probescheiben V, V I und V II, nach Abb. 1, entnommen.

F ür die Beurteilung der Luftvergütung wäre es günstig

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S /U 00e0 S /0 0 ä e 0

A bbildung 2. O elvergütung der Versuchsblöcke aus W erkstoff D.

83 h und bei D erst nach 145 h erreicht. Nach der voll­

ständigen Erkaltung, die etwa weitere 100 h dauerte, wurden die verschieden stark verschmiedeten Teile von­

einander getrennt und die in Abb. 1 gekennzeichneten Scheiben I entnommen.

Die Versuchsblöcke glühte man dann in einem Tiefofen für 10 h bei 650 bis 660°; die Erhitzung dauerte bei Stahl A und B 85 h, die Abkühlung über 300 h, bei den Werkstoffen C und D wurde die Glühtemperatur in 55 h erreicht, die Abkühlung auf 20° in 250 h. Anschließend

gewesen, wenn man die Scheiben etwas weiter vom Rande entfernt h ätte nehmen können; in diesem Falle wären aber die Blöcke für die weitere Untersuchung der Oelvergütung zu klein und der Einfluß der verschiedenen Querschnitte verwischt worden. Um für die Oelvergütung dem Betriebs­

gebrauch entsprechende Bedingungen zu schaffen, wurden die nach der E ntnahm e der Scheiben V bis V II ver­

bleibenden Reststücke der vier Versuchsblöcke m it einer Längsbohrung von etwa 10 % des Blockdurchmessers ver­

sehen; die hierbei anfallenden Bohrkerne K I , K I I und I

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13. D ezem ber 1934. E. M aurer und H . Gvmmert: Eigenschaften großer Schmiedestücke. S tahl un d Eisen. 1283

K I I I nach Abb. 1 ermöglichen eine Untersuchung der luft­

vergüteten Stücke durch Längsproben.

Zur O e lv e r g ü t u n g wurden die gebohrten Blöcke in einem Tiefofen auf rd. 860° erw ärm t, in einem Oelkessel abgelöscht, die Stähle A, B und C bei 620 bis 630°, Stahl D bei 650 bis 660° 12 h angelassen. Der Tem peratur­

verlauf bei der Oelvergütung w ar in allen Fällen ungefähr

780

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— > -e 00 0 0 A bbildung 3. A bm essungen der V ersuchsblöcke D.

so, wie ihn Abb. 2 für die Probestücke D wiedergibt, die an drei Stellen, nach Abb. 3, für den Einbau von Thermo­

elementen angebohrt waren. Nach dem Oelvergüten wurden die in Abb. 1 bezeichneten Scheiben V III bis X für Quer­

proben und X I bis X I I I für Längsproben entnommen.

Die H älfte der Bohrkerne K I , K I I und K I I I vergütete man in gleicher Weise wie die Blöcke selbst. W enn dieser Versuch auch keinen Aufschluß über die Eigenschaften großer Querschnitte geben kann, so w ar es doch auf­

schlußreich, festzustellen, wie sich diese kleinen Quer­

schnitte, die aus verhältnism äßig großen Blöcken und dazu noch aus der M itte des Gußblocks entnommen waren, nach der W ärm ebehandlung verhalten würden.

Vor der E ntnahm e der Proben wurden die Scheiben I bis V H geschlichtet und von ihnen Baumann-Abdrucke und Kupferammoniumchlorid-Aetzungen gemacht. Danach teilte m an alle Probescheiben I bis X III, nach Abb. 4, für Zerreiß- und Kerbschlagproben in Längs- bzw. Querrichtung auf; bei den ölvergüteten Scheiben fehlt wegen der Bohrung in der Mitte jedesmal die Probe Nr. 1. Die

Zerreißproben h atten eine Meßlänge von 60 mm bei einem Durchmesser von 12 mm, die Kerbschlagproben entsprachen der großen Charpy-Form (30 X 30 x 160 m m 3, 15 mm tiefer Bundkerb). Um einen Aufschluß über die Seigerung der Legierungsbestand- teile zu bekommen, wurden die K erb­

schlagproben der Scheiben V, V I und VII chemisch geprüft. Von verschiede­

nen Kerbschlagproben w urden außer­

dem die Brüche aufgenommen und da­

nach das Prim är- und Sekundärgefüge sowie die Korngröße untersucht. Aus den Bohrkem en entnahm m an nach Abb. 5 je eine große Charpy-Probe zur Bestimmung der Kerbzähigkeit in der Längsrichtung, dazu je nach der ver­

fügbaren W erkstoff menge eine Quer- kerbschlagprobe nach Frem ont (8 X 10 X 30 m m 3, 1 mm tiefe und 1 mm breite Nut) oder nach Mesnager (10 X 10 X 55 mm

Rundkerb), Längszerreißproben m it einer Meßlänge von 30 mm bei 6 mm Dmr. oder von 60 mm bei 12 mm Dmr., sowie Querzerreißproben von 25 oder 40 mm Meßlänge bei 5 bzw. 8 mm Dmr.

Ergebnisse für den unlegierten Stahl.

Die c h e m is c h e U n t e r s u c h u n g der Scheiben V, VI und V n ergab ausgesprochene um gekehrte Blockseigerung (vgl. Abb. 6JZ), wie dies für Proben, die aus dem unteren Teilvon Gußblöcken

entnommen sind, zu erwarten war. Die Seigerung ist in der fünffach verschmie- deten Scheibe V, die aus dem unter­

sten Ende des Guß­

blocks stam m t, am größten. Der m itt­

lere Gehalt an Koh­

lenstoff, Phosphor und Schwefel nimmt von der unteren Scheibe V zu der oberen V III etwas zu.

Bei der F e s t i g ­ k e i t s p r ü f u n g e r­

gaben die Querzer­

reiß- und Kerb­

schlagproben der fünffach ver-

sclimiedeten Scheibe A I im

S c h m ie d e z u ­ s t a n d die W erte nachZahlentafelS.

Die Zugfestigkeit fällt stetig von außen nach innen ab. Der verhält­

nismäßig hohe W ert der R and­

probe ist verm ut-

780

A bbildung 4. E n tn a h m e der Längs- un d Q uer-Zerreiß- u n d K erbschlagproben

aus den Probescheiben.

V//07A A i/s 0 e0 /a ffr e r ffff/e /e a 8 /ä e0 e0

2 mm tiefer

A bbildung 5. A ufteilung der B ohrkerne.

lieh auf Kaltschmiedung zuriiekzuführen. Die Zugfestigkeit der Proben Nr. 6 bis 1 entspricht etwa dem von außen nach abnehmenden Kohlenstoffgehalt. Die Kurve der innen

*) F.

(1925).

R a p a t z : Ber. W erkstoffaussch. V. d. E isenh. X r. 64

1284 Stahl und Eisen. E. Maurer und H. Oummert: Eigenschaften großer Schmiedestücke. 54. Ja h rg . N r. 50.

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7 0 f f f f / 8 Abbildung 6. Chemische Zusammensetzung u nd Festigkeitsw erte der V ersuchsstücke aus W erkstoff A.

Streckgrenze läuft ähnlich wie die der Festigkeit. Dehnung und Einschnürung verhalten sich umgekehrt wie Festigkeit und Streckgrenze. Die Kerb­

zähigkeit steigt fortlaufend von außen nach innen an. Im allgemeinen kann man sagen,

daß die mechanischen Werte gleichmäßig sind.

Die Prüfergebnisse der Scheiben A II, A I I I und A IV mit fünf-, drei- und zweifacher Verschmiedung sind in Abb. 6 eingetragen. Aus dem Vergleich der Mittel ersieht man, daß das G lü h e n b e i 650° kaum eine Aenderung der Eigenschaften hervorgerufen hat. Die m ittlere Zug­

festigkeit der fünffach verschmiedeten Scheibe ist durch das Glühen gegenüber dem Schmiedezustand um etwa 2,5 kg/m m 2 gesunken, die Streckgrenze um 2,5 kg/m m 2 gestiegen; die Dehnung ist 1 % , die Kerbzähigkeit 1 m kg/cin2 höher. Die Scheiben A II (fünffach) und A I I I (dreifach) zeigen verhältnismäßig gute Werte, während bei Scheibe A IV (zweifach) stark streuende Werte für die Dehnung und besonders für die Einschnürung vorhanden sind.

Den Einfluß der L u f t v e r g ü t u n g ergeben die Scheiben A V, A VI und A V II nach Abb. 6. Die mechanischen Werte der Scheibe A V zeigen gegenüber den Werten der nur geglühten Scheibe A II keine wesentlichen Verbesserungen.

Die Einschnürung ist im Mittel von 42 auf 49 % gestiegen, die Kerbzähigkeit jedoch von 7,9 auf 5,4 mkg/cm2 gesunken.

Ganz ähnliche Ergebnisse bringt ein Vergleich der Werte der Scheiben I I I und VI. Es ist aber dabei zu beachten, daß der Mittelwert für Dehnung und Einschnürung bei

Z ah len tafel 3. F e s t i g k e i t s w e r t e d e r f ü n f f a o h v e r s c h m i e d e t e n S c h e i b e a u s S t a h l A im S c h m i e d e z u s t a n d .

Probe N r ... 1 2 3 4 5 6 7 M ittel

Z u g festig k eit . . k g /m m 2 48 48 48 49 50 50 56 50

S treckgrenze . k g /m m 2 21 18 18 18 20 20 23 20

D ehnung . . . • % 29 31 28 30 27 27 26 28

E in sch n ü ru n g . • % 45 44 44 44 41 44 41 43

K e rb zä h ig k eit . . m k g /c m 2 8,2 7,6 6,4 6,4 8,2 7,0 4,5 6,9 der Scheibe A VI durch die in einer ausgesprochenen Seige- rungszone entnommenen Proben Nr. 3, 5 und 8 stark beeinflußt wird, so daß sich für die Dehnung und noch mehr für die Einschnürung unstetige K urven ergeben. Für Scheibe V II (zweifach) gilt ungefähr das für Scheibe VI (dreifach) Gesagte, nur verläuft bei Scheibe V II die Dehnung etwas weniger unruhig.

Durch die O e l v e r g ü t u n g werden nach Abb. 6 die mechanischen Eigenschaften nur wenig verbessert. Zug­

festigkeit, Streckgrenze und Dehnung der Q uerproben werden gegenüber der Luftvergütung kaum verändert.

Wesentlich günstigere Eigenschaften bei viel ruhigerem Kurvenverlauf als alle vorhin genannten Scheiben zeigen die L ä n g s proben der ölvergüteten Stücke. Die Zugfestig­

keit sinkt von außen nach innen wie bei den Querproben.

Bei ungefähr gleicher Festigkeit und Streckgrenze zeigen die Längsproben eine wesentlich bessere Dehnung, Ein­

schnürung und Kerbzähigkeit als die Querproben. Das M ittel der Dehnung der Längsproben aus Scheibe X I liegt um 33 % höher als das der Querproben aus Scheibe V III desselben Verschmiedungsgrades. Der M ittelwert der Ein­

schnürung ist sogar um 70 % , von 36,6 auf 62,4 % , gestiegen.

Die Kerbzähigkeit steigt um 4,5 m kg/cm 2, d. i. um etwa

13. D ezem ber 1934. E . M aurer und H . Gummert: Eigenschaften großer Schmiedestücke. S tahl un d Eisen. 1285

I n n e n G litte R a n d X 100

V ersch m ie d u n g S fach (650 m m D m r.), geglüht.

V e rsc h m ie d u n g 3 fac h (840 m m D m r.), g e g lü h t.

. . T ' f r

i $jf£

V erseh m ied u iig 2 fa c h (1020 m m D m r.), geg lü h t

Y e rsc h m ie d tm g 3 ia c h (S40 m m D m r.), ö lv e rg ü te t.

A bbildung 7. Feingefüge der Versuchsstücke aus unlegiertem S tahl. (A etzung m it Pikrinsäure.)

1286 Stahl und Eisen. E. Maurer und H. Gummert: Eigenschaften großer Schmiedestücke. 54. Ja h rg . N r. 50.

Z a h len tafel 4. F e s t i g k e i t s e i g e n s c h a f t e n d e r f ü n f f a c h v e r s c h m i e d e t e n S c h e i b e a u s S t a h l B im u n b e h a n d e l t e n Z u s t a n d e .

Probe N r ... 1 2 3 4 5 6 7 M ittel

Z ugfestig k eit . S treckgrenze . D ehnung . . . E in s ch n ü ru n g . K e rb zä h ig k eit .

. k g /m m 2 . k g /m m 2

• %

• %. m k g /c m 2 56 25 17 25 1,9

56 24 16 23 1,9

58 25 15 23 1,9

58 26 17 19 2,6

58 26 17 19 2,6

61 28 20 39 2,6

63 30 20 40 1,9

58 26 17 27 2,2 60 % . Bei der Scheibe A X II

liegt die Dehnung der Längs­

proben ebenfalls um 30 %, die Einschnürung um 50 % und die Kerbzähigkeit um 100 % höher als bei der Quer­

probe. Bei der Scheibe A X II I ist die Dehnung m it 28,5 %

um 50 % höher als die der entsprechenden Scheibe A X.

Die Einschnürung ist ebenfalls 50 % höher geworden, die Kerbzähigkeit 25 % . Bei den Scheiben A X II und A X III zeigen Dehnung, Einschnürung und Kerbzähigkeit in der Nähe der Bohrung höhere Werte, was auf einen günstigen Einfluß der Kühlwirkung des Oeles in diesen Bohrungen schließen läßt. Die 65-mm-Bohrung der Scheibe A X I — bei den beiden anderen Scheiben war deren Durchmesser 83 und 100 mm — war anscheinend zu eng, um eine solche Steigerung der Eigenschaften in der Nähe der Bohrung hervorzurufen.

Bei den B o h r k e r n e n , deren Werte im luftvergüteten Zustand nichts Besonderes zeigten, brachte die Oelvergütung eine merkliche Verbesserung. Auffallend waren besonders die hohen Werte für Einschnürung und Kerbzähigkeit in den Längsproben des fünffach verschmiedeten Stückes m it 78 % bzw. 18,9 mkg/cm2, des dreifach verschmiedeten Stückes mit 70 % bzw. 20,1 mkg/cm2. Bei gleicher Zug­

festigkeit lag die Streckgrenze der in kleinen Querschnitten ölvergüteten Stücke etwa 50 % höher als bei den aus den luitvergüteten Stücken entnommenen Bohrkernen. Bei den zweifach verschmiedeten Stücken war die Verbesserung durch die nachträgliche Oelvergütung ähnlich. Die Kerb­

zähigkeit der ölvergüteten Längsproben war im zwei- und dreifach yerschmiedeten Bohrkern etwa 50 % höher als die der Querproben.

Die B a u m a n n - A b d r u c k e u n d d ie A e tz u n g e n m it K u p f e r a m m o n iu m c h lo r id bestätigten entsprechend den Ergebnissen der chemischen Prüfung, daß der Werkstoff frei von außergewöhnlich starken Seigerungen war. Bei der Kupferammoniumchlorid-Aetzung der Scheibe A I zeigten sich in der Seigerungszone einige feine Rißchen, die sich aber auf die mechanischen Werte, wie Abb. 6 bestätigt, nicht ungünstig auswirkten. Nur bei den zweifach ver­

schmiedeten Scheiben A IV und A V II traten im Bereich der Proben Nr. 7 bis 9 Rißchen in der Beizscheibe und ver­

hältnismäßig schlechte mechanische Werte zusammen auf.

Das B r u c h a u s s e h e n der Kerbschlagproben nahm im Schmiedezustand vom Kern zum Rande hin gleichmäßig an Feinkörnigkeit zu. Bei den geglühten Proben wurde das Bruchkorn mit steigender Verschmiedung feiner. L uft­

vergütung brachte keine merkliche Verbesserung.

Das P r im ä r g e f ü g e zeigte zum Rande der Schmiede­

stücke hin deutlicher die Bildung der Längszeile, bot im übrigen nichts Auffallendes.

Beim F e in g e f ü g e ist entsprechend der Kohlenstoff­

seigerung der Perlitanteil am Rande größer als in der Mitte ( vgl. Abb. 7). Die Zeilen, die nach dem Glühen aus­

geprägter als im Schmiedezustand auftreten, haben m it steigender Verschmiedung einen kleineren Abstand. Die Randproben 9 und 11 bei drei- und fünffacher Verschmie­

dung weisen gestreckte Ferritkörner auf, was auf Schmieden unterhalb der Rekristallisationstemperatur schließen läßt.

Durch die Luftvergütung bekommt das Gefüge in allen Querschnitten ein ganz anderes Aussehen. Die Ferritkörner im Kern und am Rande, bei denen eine Kaltverschmiedung nicht mehr zu bemerken ist, sind wesentlich feiner geworden, die Verteilung des Ferrits und Perlits gleichmäßiger. Der

Unterschied im Gefüge zwischen den einzelnen Scheiben ist fast ganz aufgehoben. Längszeile ist nur noch ganz schwach zu erkennen. Die Oelvergütung brachte eine weitere Verfeinerung. Die Kernproben sind bei allen Scheiben tro tz verschieden großer Bohrung fast gleich. Die Randproben zeigen stark ausgeprägtes W idmannstättensches Gefüge, das aus netzförmigem F errit m it Sorbit besteht;

zum Teil ist schon körniger P erlit zu erkennen. Die Ver­

teilung des F errits und Perlits w ar in der Randprobe der fünffach verschmiedeten Scheibe feiner als in der zwei­

fach verschmiedeten. In den Bohrkernen bestand das Ge­

füge nach Oelvergütung aus einem sehr feinen Ferritnetz­

werk m it einer Grundmasse aus Sorbit und körnigem Perlit.

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Eerscbm /edung

A bbildung 8.

K orngröße des F e rrits bei W erkstoff A.

Die K o r n g r ö ß e beträgt nachM&&.£ im Innern der fünf­

fach verschmiedeten und unbehandelten Scheibe 3620 p 2.

Im Kern der nur zweifach verschmiedeten geglühten Scheibe h at sie naturgem äß den höchsten W ert von 6370 p 2. Die Unterschiede sind aber keineswegs so erheblich, wie man sie von vornherein erw artet und nach dem Augenschein der Aufnahmen beurteilt h ätte. Der Vergleich der Korn­

größe des „unbehandelten“ Zustandes m it dem „geglühten“

ist statth aft, da bei der G lühtem peratur von 650° eine Korn­

änderung bekanntlich noch nicht eintritt. Durch die Luft­

vergütung wird bei den drei Verschmiedungsgraden im Innern ein fast gleich großes Korn erzeugt. Merkwürdiger­

weise ist nach der Oelvergütung das Korn im Innern der zwei- und dreifach verschmiedeten Stücke tro tz ihrer weiteren Bohrung gröber als bei der fünffach verschmie­

deten Scheibe. Der Unterschied in der Korngröße zwischen Rand und Kern ist bei allen Scheiben ganz bedeutend, durch Luftvergütung wird er beträchtlich verm indert, durch die Oelvergütung jedoch nicht weiter.

Ergebnisse fü r den M anganstahl.

Wie der unlegierte Stahl zeigt auch der Manganstahl B umgekehrte B lo c k s e ig e r u n g (vgl. Abb. 9). Der Kohlen­

stoff-, Phosphor- und Schwefelgehalt steigt im Mittel etwas von der unteren zur oberen Scheibe hin an.

Bei den m e c h a n is c h e n W e r te n fallen im S c h m ie d e ­ z u s t a n d Zugfestigkeit und Streckgrenze genau wie beim unlegierten Stahl A vom Rande zur Mitte hin ab, es ist aber keine im entgegengesetzten Sinne laufende Steigerung der Dehnung und Einschnürung zu beobachten ( vgl. Zahlen­

tafel 4). Besonders stark ausgeprägt ist die Tieflage der

13. D ezem ber 1934. E. Maurer und H . Oummert: Eigenschaften großer Schmiedestücke. S tah l u n d Eisen. 1287

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70 0 0 .0 2 70 0 0 0 2 A bbildung 9. Chemische Zusam m ensetzung u n d Festigkeitsw erte der V ersuchsstücke aus M anganstah).

Einschnürung der Proben 4 und 5. Die Kerbzähigkeit ist über den ganzen Querschnitt sehr niedrig.

Im g e g l ü h t e n Zustande (Äbb. 9) sind Dehnung, E in­

schnürung und K erbzähigkeit höher als im Schmiede­

zustand. Auch Scheibe B I I zeigt dieselbe Tieflage in der Einschnürungs- un d Dehnungskurve. Bemerkenswert ist hier die Steigerung der Kerbzähigkeit von nur 2,2 auf 4,7 m kg/cm 2. Scheibe B I I I ergibt einen der Scheibe B II ähnlichen K urvenverlauf; die besseren W erte für Dehnung und Einschnürung lassen erkennen, daß die Seigerungen abgenommen haben. Scheibe B IV zeigt in gleicher Weise wie bei der entsprechenden Scheibe aus Kohlenstoffstahl wieder erheblich unregelmäßige Kurven. Besonders zu bemerken ist die niedrige Lage der Dehnung und E in­

schnürung in den Proben 3 bis 9; bei diesem Werkstoff tritt das noch wesentlich stärker in Erscheinung als bei Stahl A. Die Zerreißproben, welche die schlechten Deh- nungs- und Einschnürungswerte ergaben, ließen deutlich kleine nichtmetallische Einschlüsse erkennen.

Die L u f t v e r g ü t u n g führte bei der Scheibe B V gegen­

über der geglühten Scheibe B I I zu keiner Verbesserung.

Besonders zu bem erken ist der starke Abfall der Einschnü­

rung und Dehnung nach der M itte lün. Die mechanischen Werte dieser Scheibe zeigen im ganzen kein erfreuliches Bild. Die W erte der Scheibe B V I sind wesentlich besser.

Die Proben zeigen weniger Einschlüsse, nur die Probe 7 ist eine ausgeprochene Fehlprobe. Sonst verlaufen Dehnung und Einschnürung in dieser Scheibe wieder in normaler Lage, und zwar steigen sie vom Rande zur M itte hin an, w ährend Streckgrenze und Zugfestigkeit abnehmen.

Die Kerbzähigkeit ist zwar gering, aber doch immerhin

50 % höher als bei Scheibe B V. Scheibe B V II zeigt wie B V sehr schlechte mechanische W erte m it bemerkens­

w erter Tieflage bei Proben 5 bis 7, die in der Seigerungs- zone liegen. Die Kerbzähigkeit ist gleichmäßig schlecht.

N ach der O e l v e r g ü tu n g zeigen die Querprobenwerte der fünffach verschmiedeten Scheibe B V III einen ganz ähnlichen Verlauf wie die der entsprechenden luftver­

güteten Scheibe B V. Die Kerbzähigkeit ist um 70 % gestiegen, Dehnung und Einschnürung liegen aber niedriger, wobei ihr Abfall vom R ande zur M itte hin stärker ist.

Dies ist ein Zeichen dafür, daß die Erklärung durch nicht­

metallische Einschlüsse stim m t. Auch bei der Scheibe B IX sind die W erte für Einschnürung und Dehnung niedriger als bei der entsprechenden Scheibe B VI. Es m uß hier berücksichtigt werden, daß die luftvergüteten Scheiben am Endquerschnitt der Schmiedeblöcke, also für die Ver­

gütung günstiger lagen, w ährend die ölvergüteten Probe­

scheiben aus ihrer M itte herrühren. Dehnung und E in­

schnürung bei Scheibe IX liegen wieder tiefer als die der entsprechenden Scheibe B VI. Scheibe B X gibt das gleiche Bild wie Scheibe B IX . Bei diesen beiden Scheiben sind durch die Oelvergütung die W erte am inneren Rande erhöht.

Beim Werkstoff B haben demnach anscheinend die 83 und 100 mm große Bohrung genügt, um eine Vergütewirkung im Innern zu erzeugen, während die 65-mm-Bohrung (Scheibe B V III) diese W irkung nicht hatte.

W enn die gegebene Erklärung, daß die schlechten Ergebnisse des Werkstoffes B auf Einschlüsse zurück­

zuführen sind, richtig ist, so m üßte bei diesem W erkstoff die Steigerung der E i g e n s c h a f t e n in d e r L ä n g s r i c h ­ tu n g gegenüber der Querrichtung besonders deutlich zum

1288 Stahl un d Eisen. E. M aurer und H. Gummert: Eigenschaften großer Schmiedestücke. 54. Ja h rg . N r. 50.

I n n e n M itte R a n d x 100

r / I

m

Ä

v

P robe N r. 1 3

V e rsch m ie d u n g 5 fa ch (650 m m D m r.), geglüht.

4

V ersch m ied u n g 3 fach (840 m m D m r.), g e g lü h t.

5 11

V ersch m ied u n g 2fach (1020 m m D m r.), geglüht.

V ersch m ied u n g 3fach (840 m m D m r.), lu f tv e r g ü te t.

5

V e rsch m ie d u n g 3 fach (840 m m D m r.), ö lv e rg ü te t.

Abbildung 10. Feingefüge der V ersuchsstücke aus M anganstahl.

13. Dezember 1934. A . F . M aier: Wechxelbeanepruehung ron Rohren unter In nendruct. Stahl und Eisen. 12S9

Ausdruck kommen. Das ist auch tatsächlich der Fall. So ist bei Scheibe B X I im \ ergleich zu B V III die Dehnung um 100% , die Einschnürung um 140 % und die Kerb­

zähigkeit etwa 105 % höher.

Bei den luftvergüteten B o h r k e r n e n waren Streck­

grenze und Zugfestigkeit etwa gleich hoch wie bei den Scheiben. Dehnung und Einschnürung lagen etwas niedriger, die Kerbzähigkeit etwas höher. Die W irkung der Oel- vergütung w ar auch beim Werkstoff B auf die im kleinen Querschnitt behandelten Bohrkerne stark. Bei etwa gleicher Zugfestigkeit lag die Streckgrenze wesentlich höher als die der luftvergüteten Probescheiben. Besonders zu bemerken ist die hohe Kerbzähigkeit in den Längsproben: 11.9mkg cms un Bohrkern von 45 und 53 mm L)mr.. 8.8 mkg ems im 73-mm-Bohrkern.

Die S c h w e f e la b z ü g e u n d B e iz s e h e ib e n ließen erkennen, daß auch der Werkstoff B frei von außergewöhn­

lichen Seigerungen war. In gleicher Weise wie beim Stahl A fand m an feine Bißchen in der Seigerungszone der Scheiben B I . B B und B \ I ; in Scheibe B V H waren die Risse in größerer A nzahl vorhanden als bei der entsprechenden Scheibe des Werkstoffes A. Xach den mechanischen W erten haben beim M anganstahl die Risse in der Seigerungszone einen stärkeren Einfluß, als dies beim Werkstoff A der Fall ist. Dies stim m t m it den Betriebsbeobachtungen überein:

Manganstahl in größeren Querschnitten erfordert zur Erzie­

lung genügender Eigenschaften eine stärkere Durchschmie­

dung und eine sorgfältigere W ärmebehandlung nach dem Schmieden als unlegierter Stahl.

Der B r u c h der Kerbschlagproben aus dem Rande war im allgemeinen feiner als bei denen aus der Mitte. Durch Luftvergütung w urde der B rach im K ern feinkörnige1-, am Rande etwas vergröbert.

Das P r i m ä r g e f ü g e wurde durch die Verschmiedung etwas verfeinert, durch Luftvergütung kaum verändert.

Im F e in g e f ü g e (Abb. 10), bei dem allgemein wegen des höheren Mangangehaltes der P erlitanteil größer als beim

Stahl A ist. zeigte sich eine deutliche Zeilenbildung im Schmiedezustand, die durch Glühen kaum beeinflußt und m it dem Verschnüedungsgrad ausgeprägter wurde.

Das feine Gefüge der Proben 9 und 11 nach Glühen ist wahrscheinlich auf niedrige Schm iedeendtemperatur und anschließende schnelle Abkühlung zurückzuführen. Die Luftvergütung h a t eine merkliche Kom verfeinerung zur Folge, besonders sind die Unterschiede in der Korngröße zwischen R and und M itte nur noch gering. Die Oel- vergütung. die bei dem M anganstahl zu stärkeren Aende- rangen führte als bei dem unlegierten Stahl, wirkte sich bei den Innenproben der drei- und fünffach versehmiedeten Scheiben wegen der kleinen Bohrungen von 45 und 53 mm Dnir. nicht voll aus. Die Bohrkerne zeigten nach Luftvergütung genau wie die entsprechenden Scheiben­

proben F errit und P erlit in feiner gleichmäßiger Verteilung, nach Oelvergütung ein feines Netzwerk von F errit, viel­

fach in W idm annstättenscher Ausbildung, m it einer Grand­

masse aus Sorbit, der schon stark in körnigen Perlit überging.

luffrergütef Ö/rergufet

• --- H ern o--- ffand

S -jg r =g

2 1 3 x S x 2 x 3 x S x 2.r 3 / S x /erscfrm iedung

Abbildung 11.

K orngröße des F e rrits bei W erkstoff B.

Die K o r n g r ö ß e ändert sich m it der Verschmiedung und W ärmebehandlung bei dem M anganstahl grundsätzlich ähnlich wie bei dem Kohlenstoffstahl, wenn sie aueh im all­

gemeinen etwas kleiner ist (Abb. 11). (Schluß folgt.)

W echselbeanspruchung von R ohren unter Innendruck.

Von A l b e r t F . M a ie r in Essen.

(SchuSngungsverbuche mit Rohren aus St 37 und Ge 24 bei reinem Innendruct: und bei reiner Tangentiakug-spannung.

Dauerfestigleit und Brucherscheinungen der geprüften Rohre.)

D

ie Untersuchungen, die im letzten Jahrzehnt zur E rn ü tt- lung der maßgebenden Festigkeitsbedingung an m etal­

lischen zähen Werkstoffen angestellt w urden1), bestätigten die Gestaltänderangsenergie-Hypothese als die am besten zu­

treffende. Xach ih r t r i t t in den Fällen, bei denen die m ittlere Hauptspannung halb so groß ist wie die beiden äußeren H a u p t­

spannungen zusammen, die Fließanstrengung kf = a 1 — a3 i größter H auptspannungsunterschied) vom Fließbeginn bis unm ittelbar vor E in tritt des Braches etwa 1 5 0 0 erhöht über der Fließkurve auf, die für einachsigen Zug in der betreffenden H auptrichtung gefunden wird. Da bei Rohren für die Längs- und Q uerrichtung u nter verschiedenen Bean­

spruchungsarten jeweils eine ungefähr gleichbleibende Reiß­

festigkeit festgestellt werden kann, so tr itt z. B. der Brach beim reinen Innendruckversuc-h m it kleineren tangentialen Formänderungen ein als beim reinen Umfangszugversuch-1.

i) Vgl. u . a. W . L o d e : Z. P h y sik 36 (1926) S. 913 39: vgl.

Stahl u. Eisen 47 (1927) S. 190 9 i ; M. R o s n. A. E i c h i n g e r : Diskussionsberieht Nr. 34 der Eidgenössischen M aterialprüfungs­

anstalt a n der E idgen. Techn. H ochschule in Z ürich 1929.

*) E . S i e b e i m id A. M a ie r : Z. V D I 77 (1933) S. 1345 49:

vgl. S ta h l u. E isen 53 (1933) S. 1224 25. — E in B ericht über die g e s a m t e n , e rw eiterten U ntersuchungen w ird d em nächt im YD I- Verlag (Berlin) erscheinen.

D u r c h f ü h r u n g d e r V e rs u c h e .

Es erscheint nun wissenswert, welchen Einfluß eine verschiedene Spannungsverteilung in den drei H auptrich­

tungen auf die Dauerfestigkeit ausübt. die an rohrförmigen Körpern u n ter Innendrack erm ittelt werden kann. Es wurde ein dehnbarer und ein spröder W e r k s to f f geprüft.

F lußstahl St 37 und Gußeisen Ge 24. Der Probekörper h a tte einen äußeren Durchmesser von d& = 33 mm. einen inneren Durchmesser von dj = 28 mm und eine zylindrische Länge von 1 = 150 mm. Die E nden tragen l 12"-Gasge- winde zum Einschrauben in die Versuchseinrichtungen.

Der notwendige I n n e n d r u c k wurde durch einen Preß­

zylinder erzeugt, er wurde, wie Abb. 1 erkennen läßt, in eine Amsler-Presse eingebaut, die an eine Sehw inghebel-D auer- p r ü f m a s c h i n e (Pulsator) vom Losenhausenwerk ange­

schlossen wurde. Die Amsler-Presse, deren Kolbenhub mit Oeldraek gesteuert wird, überträgt den H ub auf den Preßzylinder, dessen eigene Oelmenge m it jedem H ub­

wechsel verändert wird und die nötige Spannung über ein D rackrohr an die zu prüfenden rohrförmigen Probekörper abgeben kann. Wie Abb. 1 zeigt, steht der Kolben des Preßzylinders, der ein kugeliges K opfstück hat. fest, und

16S

1290 Stahl und Eisen. A . F. Maier: Wechselbeanspruchung von Rohren unter Innendruck. 54. Ja h rg . N r. 50.

der Zylinder führt die Hubbewegung aus. Durch einen geringen Oelverlust zwischen dem m it Rillen versehenen Kolben und der Zylinderwand wird die notwendige Schmie­

rung bewerkstelligt. Als Preßflüssigkeit diente Rizinusöl, dessen hohe Viskosität bei den Versuchen sehr zustatten kommt. Mit Rücksicht auf den notwendigen Kolbenhub

war eine Lastwech­

selzahl von 330 je min möglich. Durch entsprechende Aus­

führung des Verteil­

kopfes (a) in Abb. 1 konnten im reinen Innendruckversuch mehrere Rohrkörper zugleich der Bela­

stung unterzogen werden.

Die Ergebnisse von Schwingungs­

versuchen (Dauer­

zugversuchen) unter reiner Längsbela­

stung können m it den Ergebnissen der Innendruckversuche nicht verglichen werden, da in der Längs- und Quer­

richtung meist an­

dere Festigkeits­

verhältnisse vorliegen. Daher wurden S c h w in g u n g s v e r ­ su c h e an rohrförmigen Probekörpern durchgeführt, bei denen der Längszug ausgeschaltet wurde, so daß eine r e in e Z u g b e a n s p r u c h u n g in d e r U m f a n g s r ic h tu n g er­

folgte. Es wurde hierzu eine Vorrichtung nach Abb. 2 be­

nutzt. Diese besteht im wesentlichen aus einem Zuganker, der im Innern des Rohres die bei der Belastung durch Innen­

druck entstehende Längskraft ausgleicht. Durch eine Längs­

bohrung des Ankerbolzens tr itt die Preßflüssigkeit ein und gelangt durch Querbohrungen unter die Probekörper­

wandungen. Der Ankerbolzen ist an einem Ende durch die Abbildung 1. Versuchsanordnung

für die Dauerversuche an Rohren:

Preßzylinder m it zwei angeschlosse­

nen Probestäben für reine In n e n ­ druckbelastung.

Verschlußkappe fest m it dem Probekörper verbunden. Da die Flußstahlrohre bei Beanspruchungen über die Streck­

grenze sich verkürzen, war es nötig, das andere Probestab­

ende durch tadelloses Einschleifen abzudichten.

V e r s u c h s e r g e b n is s e .

Die Frage, ob bei gleichbleibender größter H auptspan­

nung und veränderter m ittlerer Hauptspannung bei einem Werkstoff der Bruch bei gleichen Lastwechselzahlen a u ftritt oder nicht, wurde durch einige Versuchsreihen bei reinem Innendruck und bei Ausschaltung des Längszuges geklärt.

Abb. 3 zeigt die Wöhler-Kurven für den W e r k s to f f S t 37. Beim reinen Innendruckversuch wurde m it unteren Lastgrenzen von 1,4 kg/m m 2 und 18,2 kg/m m 2 in der Um­

fangsrichtunggearbeitet, beim reinen Tangentialzug ebenfalls

m it 1,4 kg/m m 2 als unterer Lastgrenze. Da die Beanspruchung der Rohre über die Streckgrenze hinausging, war bei den Tangentialzugversuchen die Längsbeanspruchung cq in W irk­

lichkeit nicht ganz gleich Null; sie errechnet sich aus dem Innendruck pt und der Aufweitung über den ursprünglichen Innendurchmesser der Rohre, z. B. für Stab 13 zu (28,622

— 27,992) ■ Pi • tc/4 = 1,41 kg/m m 2 gegenüber 28,8 kg/m m 2

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»•*»

K j 1 1

I ' v o

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11 1 1 1 1 1 V 1

(A '0/00 F erff/e,'o/rsre0 0 0C/>em /7 crr 0c.fU00/rpe/i/007J

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1 1 1

0 0 .2 0 4 0 0 0 0 7 ,0 7 ,0 7,4 7 ,0 7 .0 2 .0 x 7 0 *

/ crsfevec/rse/zafi/

A bbildung 3. W öhler-K urven fü r Innendruck-D auerversuche an R ohren aus geglühtem S t 37.

in Umfangsrichtung und kann deshalb nicht ins Gewicht fallen. Bei der Beanspruchung m it der Vorlast von y2 Zug­

festigkeit = 18,2 kg/m m 2 wurden keine Vergleichs versuche m it aj = 0 ausgeführt. F ür diese Kurven (2 und 3 in Abb. 3) wurden die Werte der Umfangsspannung aus den ursprüng­

lichen Abmessungen errechnet. Die Bruchwerte für die Rohrkörper bei verschiedenen Beanspruchungsarten liegen

0 0

^ 0 4

^ 2 0 ,

!

^ T artgefff/a/zi/gi/ersi/cA

^ ¿ä ffp szi/g y erst/c/f

0774/0400000000007/

• 004^000/70/70/

\

k~— i .

0/c/r7 g4/70O0/700

/ a sZ ivec/rse/zcr/r/

Abbildung 4. W öhler-K urven für Innendruck-D auerversuche an R ohren aus Ge 24.

dabei praktisch auf der gleichen Linie. Legt man den dop­

pelten W ert des auftretenden größten, auf den verformten R ohrquerschnitt bezogenen Hauptspannungsunterschiedes (®i — a3) als maßgebend für das E intreten des Dauerbruches zugrunde, so fallen nach Abb. 3, Kurve 1, die Kurvenpunkte ebenfalls zusammen, da die radialen Druckspannungen für beide Beanspruchungsarten etwa gleich hoch liegen. E in e U e b e r h ö h u n g d e r D a u e r f e s t i g k e i t im S in n e d e r G e s t a l t ä n d e r u n g s e n e r g i e - H y p o t h e s e , d ie b e i den s t a t i s c h e n V e r s u c h e n G e lt u n g h a t 2), k a n n also n i c h t f e s t g e s t e l l t w e r d e n . Aus den Versuchsergeb­

nissen ergibt sich die Dauerfestigkeit bei einer Million Last­

wechsel für den Innendruckversuch m it der unteren Grenz­

belastung von 1,4 kg/m m 2 zu 0,73 Zugfestigkeit und mit der Vorlast von 18,2 kg/m m 2 zu 0,95 Zugfestigkeit.

A bbildung 2. Prüfvorrichtung für Rohre bei einachsiger Beanspruchung.

13. Dezem ber 1934. A . F. M aier: Wechselbeanspruchung von Rohren unter Innendruck. S tahl un d Eisen. 1291

Bei G u ß e is e n Ge 24 liegen nach Abb. 4 die Spannungs­

werte der V öhler-Kurve für die einachsige Anstrengung anfangs (Bis 350 000 Lastwechsel) scheinbar etwas über den Werten der reinen Innendruckbeanspruchung, fallen jedoch auf dem geraden Teil der Kurve m it diesen vollstän­

dig zusammen.

Bis zu 2 Millionen Lastwechsel ist, wie ersichtlich, kein Probestab mehr gebrochen.

Die Werkstoff­

zerstörung wird also durch die m ittlere H au p t­

spannung auch bei Gußeisen nicht beeinflußt.

Die Schwell­

festigkeit bei einer unteren Lastgrenze von 0,85 kg/m m 2 ist aus dem K urven­

verlauf zu etwa 0,48 Zugfestig­

keit feststellbar.

Aus den geschilderten Versuchen ist demnach zu folgern, daß f ü r d e n E i n t r i t t e in e s D a u e r b r u c h e s a n H o h l­

k ö r p e r n u n te r I n n e n d r u c k m it v e r ä n d e r t e r m ittle r e r H a u p t s p a n n u n g o h n e g r o ß e n F e h l e r d ie U m f a n g s ­ s p a n n u n g a ls m a ß g e b e n d a n g e s e h e n w e r d e n d a rf.

X 4 Abbildung 5. D auerbrüche an Rohren

aus S t 37 n ach 1,1 x 106 und 20 000 Lastw echseln.

- '~rr. ? ¡a

Spannung am größten ist. Eine mikroskopisch kleine Fehl­

stelle an der Rohrwandung kann als Ursache der Zerstörung angesehen werden. Es treten durch Kerbwirkung örtliche Spannungserhöhungen auf, die beim dauernden An- und Abschwellen der Belastung den Werkstoff langsam zer-

Abbildung 8.

D urch statischen Inn en d ru ck gebrochene P robe aus Ge 24.

A bbildung 9.

D auerbruch einer Probe aus Ge 24.

Abbildung 6. Bruchfläche eines R ohres aus S t 37 nach der D auerbeanspruchung d urch In n en d ru ck (1,1 X 10® Lastwechsel).

Die nach der D auerbeanspruchung an den Flußstahl- rohren erfolgten Brüche sind in Abb. 5 veranschaulicht.

Im Vergleich zu B r u c h e r s c h e i n u n g e n bei statischen Ver­

suchen sind die A nbrüche recht klein, und zwar scheinen

Abb.7. B ruchfläche eines R ohres aus St 37 nach statisch er Innendruckbelastung.

sie um so unm erklicher zu werden, je mehr Lastwechsel dem Versagen des W erkstoffes vorausgehen konnten. Abb. 5 zeigt zwei H ohlstäbe, die nach 1,1 Millionen bzw. 20 000 Lastwechseln zu Bruch gingen. Eine örtliche Aufbauchung in der Umgebung des Risses, wie sie beim Zerknall von Rohren ein tritt, ist nicht vorhanden. Abb. 6 zeigt die Bruch­

fläche, die der Stab nach 1,1 Milhonen Lastwechseln auf­

weist. Die feinen strahlig geordneten Schlieren lassen er­

kennen, daß die Zerstörung des W erkst off Zusammenhanges vom Innenrande des Rohres ausging, an dem die Wechsel­

mürben, bis schließlich die W and aufreißt. Der Bruch eines Restquerschnitts am Außenrande entlang erfolgt durch statische Ueberlastung. Wie Abb. 6 erkennen läßt, ist die Bruchstelle daher bis zur Randzone m a tt und feinkristalli­

nisch, wogegen der Bruch infolge statischer Ueberanstren- gung mehr grobkristallin ist. In Abb. 7 ist zum Vergleich eine Rohrbruchfläche dargestellt, die sich bei einem sta­

tischen Innendruckversuch ergab. Bei statisch beanspruch­

ten plastischen Werkstoffen tr itt jedoch je nach deren Be­

schaffenheit -— und wohl auch je nach dem herrschenden Spannungszustand — wenn eine Verformung dem Bruch vorausgehen kann, auch eine m atte blättrige Bruchfläche auf, die bei oberflächlicher Betrachtung von der geschilderten Dauerbruchfläche nicht wesentlich verschieden erscheint.

Bei Gußeisenrohren sind die Brucherscheinungen nach statischer wie nach dynamischer Beanspruchung ziemlich ähnlich und sind dem W erkstoffaufbau entsprechend grob­

kristallin. Abb. 8 zeigt ein Graugußrohr, das durch einmalige Belastung zum Zerknall gebracht wurde. Ein Unterschied gegenüber dem durch Wechselbeanspruchung ge­

brochenen Rohrkörper in Abb. 9 besteht in dem größeren klaffenden Riß, wie er durch die dyna­

mischen W irkungen bei der plötzlichen Spannungs­

auslösung zustande kommt. Bei Gußeisen ist es im allgemeinen nicht so einfach, die Bruch­

flächen, wie sie sich durch die beiden Belastungs­

weisen ergeben, voneinander zu unterscheiden.

Der Dauerbruchbeginn wird in vielen Fällen wel­

lenförmig auftreten und der gewaltsame Rest-

X 4

brach eine glattere Fläche ergeben, in gewissem Sinne also umgekehrt wie bei bildsamen Stoffen.

Z u s a m m e n f a s s u n g .

Dauerzugversuche an Rohren aus St 37 und Ge 24, die gleichzeitig Innendruck ausgesetzt sind, ergeben keine E r­

höhung der Dauerfestigkeit im Sinne der Gestaltänderangs- energie-Hypothese. F ü r den E in tritt eines D auerbrachs u nter Innendruck m it veränderter m ittlerer H auptspannung darf ohne großen Fehler die Umfangsspannung als m aß­

gebend angesehen werden.

1292 Stahl und Eisen. Umschau. 54. Ja h rg . N r. 50.

Um schau.

Fortschritte in der am erikanischen Gichtgasreinigung.

K . E . D i n i u s , ß . T. H o l l e t t u n d H. M. P i e r 1) berichten über Betriebsergebnisse von den elektrischen Gichtgas-Feinreini­

gungsanlagen der S o u t h W o r k s I l l i n o i s S t e e l C o., Chicago, der C a m p b e ll W o r k s d e r Y o u n g s to w n S h e e t & T u b e Co.

und der R e p u b li c S t e e l C o rp . Auch in A m erika ist m an zu der E rkenntnis gekommen, n u r h o c h g e r e i n i g t e s G ichtgas für W inderhitzer, Dampferzeugung, W ärm öfen, Kokereien usw. zu verwenden. Auf den m eisten H ü tten begnügte m an sich bisher m it Grobreinigung des heißen Gichtgases. N ur in besonderen Fällen, z. B. bei Gasmaschinenbetrieb, wird eine N achreinigung vorgenommen. N ach den A usführungen von H . M. P i e r 2) über eine derartige e i n s t u f i g e T r o c k e n - E l e k t r o f i l t e r a n l a g e in Fairfield, A labam a, geht das von zwei Hochöfen kom mende Gas durch Staubsam m ler m it oben hegendem G asau stritt zu einer Rohgas-Sammelleitung un d gelangt — ohne K ühlung — in a ch t gleichgeschaltete Elektroreiniger. Bei einem R ohgas-Staubgehalt

von 7 bis 8,5 g /m 3 erfolgt eine Reinigung auf 0,6 bis 0,85 g /m 3.

Dieses Gas wird zur Dampferzeugung verw endet. D as fü r die W inderhitzer bestim m te Gas geht durch einen zweiten, aus drei Einheiten bestehenden E lektrofilter, in dem der Staubgehalt auf 0,17 bis 0,22 g /m 3 verm indert wird. Die Reinigungsleistung beträgt 570 000 m 3/h bei einer R einigungstem peratur von 200 bis 260°. Die Niederschlagselektroden aus 50 mm starken, eisen- bewehrten B etonplatten von 2 m Länge stehen in einem A bstand von 200 mm voneinander; sie e nthalten V erstärkungsdrähte im Innern von 9,5 mm Dmr. Einm al täglich wird der auf den P la tten haftende Staub durch eine aus herabhängenden K e tte n be­

stehende un d durch Preßluft b etätig te Reinigungsvorrichtung entfernt. I n den letzten Ja h ren sind auf verschiedenen nord­

amerikanischen H üttenw erken m ehrere Großanlagen für elek­

trische Gichtgas-Feinreinigung gebaut worden. Diese E lek tro ­ filteranlagen reinigen durch Horden- oder Theisen-W äscher vor­

gereinigtes, kaltes un d praktisch gesättigtes Gas auf Gasm aschi­

nenreinheit.

Bekanntlich werden die besten Reinigungsergebnisse m it gleichgerichtetem E lektrodenstrom u n ter Verwendung von Wechselstrom, Strom w andlern und m echanischen Gleichrichtern erzielt (Abb. 1). Neuerdings werden jedoch auch Versuche m it G l ü h k a t h o d e n - G l e i c h r i c h t e r n (K enotrons, H ochvakuum ­ röhren) durchgeführt, die einen gleichmäßigen Strom geben un d sehr ruhig arbeiten sollen (Abb. 2). Ih r P latzbedarf ist geringer als der der mechanischen Gleichrichter. Sie haben selbsttätige Polaritäts-, Kurzschluß- un d Ueberlastungsregelung. Aus der den drei Berichten folgenden E rörterung über die Vor- und N ach­

teile der m echanischen un d G lühkathoden-G leichrichter geht hervor, daß die m echanischen Gleichrichter fü r Großanlagen die zur Zeit besten un d billigsten Strom gleichrichter sind. Die H ochvakuum -Röhren haben zwei E lektroden, von denen die K athode heizbar ist. Liegt eine derartige R öhre in einem W echsel­

strom kreis, so fließt bei negativer K athode ein Strom zwischen den beiden Elektroden. Die Gleichrichtung erfolgt dadurch, daß

■) Iro n Steel Engr. 11 (1934) S. 172/85.

2) Iron Steel Engr. 11 (1934) S. 178/80.

die R öhre dem Strom n u r w ährend einer halben Welle D urch­

gang g e stattet, den S trom durchgang aber w ährend der nächsten Halbwelle u n terb in d et. S ch altet m an n u n zwei oder vier Röhren in geeigneter Weise zusam m en, so können beide Halbwellen gleichgerichtet werden. D er W irkungsgrad des Gleichrichters ist hoch, d a der Spannungsverlust zwischen K ath o d e u n d Anode m it 500 bis 1500 V gering zu nennen ist, w ährend der Strom bedarf zur H eizung weniger als 500 W je R öhre b eträg t. D er einzige N achteil dieser G leichrichter ist die geringe L ebensdauer von n ich t m ehr als 3000 h ; allerdings w ird sie nach der amerikanischen Quelle dauernd erhöht. Im J a h re 1930 w urde bei der A n a c o n d a C o p p e r M in in g Co. eine Elektroreinigungsanlage zur E n t­

staubung von Zinkröstgasen gebaut, die m it zwei G lühkathoden­

röhren bei einer Spannung von 50 000 V u n d einem Strom von 500 mA arb eitet. Die m it den R öhrengleichrichtem erzielten Ergebnisse sind nach den am erikanischen A ngaben besser als die m it m echanischen G leichrichtern; einige R öhren w aren 4000 h in B etrieb. H . M. P ier1) fü h rte

Betriebsversuche m it beiden G leichrichterarten durch, k o n n ­ te aber keinen U nterschied im W irkungsgrad feststellen. Die Anlagekosten sollen bei kleinen Anlagen (8500 bis 17 000 m 3 Stundenleistung) fü r die R ö h ­ rengleichrichter günstiger lie­

gen; bei großen E lektroreini­

gungsanlagen dürfte der m e­

chanische G leichrichter weit billiger sein. Man rechnet bei mechanischen Gleichrichtern m it E rsatzk o sten von jährlich 62,50 JIM je G leichrichter, bei G roßanlagen m it zwei Gleich­

richtern also m it rd . 125 JIM . Eine entsprechende Anlage m it K enotron-G leichrichtern b e­

ste h t aus vier R öhren, die für diese L eistung etw a 600 JIM je Stück kosten; legt m an eine

B etriebsdauer von 3000 h = */3 J a h r zugrunde, so kostet der R öhrenersatz jährlich 7200 JIM gegenüber 125 JIM bei mechani­

schen G leichrichtern. Die deutschen Elektroreinigungsfirmen stehen auf G rund der bisher gem achten E rfahrungen den Röhren­

gleichrichtern fü r E lektroreiniger ablehnend gegenüber. Die L ebensdauer der heute erhältlichen G leichrichterröhren ist gering, so daß die B etriebskosten einer solchen Anlage unverhältnis­

m äßig stark anw achsen. Auch scheint die Lagerfähigkeit dieser R öhren begrenzt zu sein. F ü r Groß-Elektroreinigungsbetrieb ist jedenfalls der mechanische G leichrichter heute noch bei weitem überlegen, besonders wenn es sich um die Gleichrichtung von D reiphasenstrom handelt.

Die G i c h t g a s - F e i n r e i n i g u n g s a n l a g e auf den S o u th W o r k s besteht nach dem letzten A usbau aus fünf Theisen- W äschern, zwei T heisen-D esintegratoren u n d zwei Cottrell- E lektrofiltem . D as Gas geht d urch Staubsam m ler und Horden­

wäscher; das G ichtgas fü r Gasm aschinen w ird durch die Theisen- W äscher u n d D esintegratoren sowie d urch die Cottrell-Reiniger feingereinigt. Eine auf den S outh W orks zuerst versuchsmäßig erstellte P l a t t e n a n l a g e h a tte wegen Verschlam mung der E lektroreiniger m it Schw ierigkeiten zu käm pfen. Es wurde daher von der R esearch Corporation eine kleine Röhrenanlage errichtet fü r eine stündliche R einigungsleistung von 3500 m 3, die aus sieben R öhren von 200 m m D m r. u n d 3,66 m Länge bestand, m it einem seilartigen S p rü h d ra h t von 6,35 m m D m r. in der Rohr­

achse. Die obere A bdeckung zwischen den einzelnen Rohren bildet eine m it W asser gefüllte Schale, aus der W asser über die Innenw and eines jeden R ohres fließt un d diese dadurch sauber hält. A ußerdem sind H ochdrucksprühdüsen vorhanden, die zu­

sätzlich alle 8 h in T ätig k eit treten . Eine gleichmäßige Verteilung des Gases konnte n u r erreicht werden, wenn das Gas von unten nach oben strö m t. B etriebsversuche w urden bei verschieden hoher B elastung der Anlage u n d bei verschiedenen Strom verhält­

nissen d urchgeführt; dabei kon n te das Gichtgas von 0,5 g/m 3 auf 0,02 g un d weniger gereinigt werden. N ach Abschluß dieser Versuche un d gleichzeitig m it der Aufstellung von Gasmaschinen im J a h re 1928 w urde eine R öhren-E lektrofilteranlage fü r 25 000 m 3 Stundenleistung m it einer B etriebsspannung von 40- bis 75 000 V

3) Iro n Steel Engr. 11 (1934) S. 183/84.

/ra n sfo r/n a fu r

Sfai/&scffl<7/nm

A b b ild u n g 2. S c h altsch e m a eines G iü h k a th o d e n -R ö h re n g le ic h ric h te rs

f ü r E le k tro filte r.

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frc/e 1 W asser undSfaubsc/r/om /n

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zum Transform ator

A b b ild u n g 1.

S ch altsch em a eines mechaDi s eh en G leich rich ters fü r

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