Download pdf - Dehnungsinduzierte Spannungsrißkorrosion in der Flüssigzinkphase bei der Hochtemperaturverzinkung von HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 mit großen Abmessungen. Teil 2 Experimentelle

Dehnungsinduzierte SpannungsriBkorrosion in der Flussigzinkphase bei der Hochtemperaturverzinkung von HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 mit groBen Abmessungen Teil2*: Experimentelle und theoretische Untersuchungen zum

Schadensmechanismus und Konsequenzen fur die Praxis

St. Beyer'), V. Diinke12), U. Hasselmann3), R. Landgrebe4) und H. Speckhardt5)**

1 Einleitung

Untersuchungen von Sprodbruchen an hochfesten HV- Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 ergaben, daB bei einer Hochtemperaturverzinkung solcher Schrauben oberhalb der Abmessung M27 an den kritischen Kerbstellen im Kopf/Schaft-Ubergang und/oder im Gewindeauslauf in sehr schmalen Randbereichen eine dehnungsinduzierte SpannungsriBkorrosion in der Flussigzinkphase auftreten kann. Da derart vorgeschadigte Schrauben eine stark erhohte Anfalligkeit gegenuber einer wasserstoffinduzierten Spannungsrifikorrosion besitzen, stellt die durch die Hochtemperaturverzinkung hervorgerufene interkristalline AnriBbildung die eigentliche Ursache der spater im Betrieb entstandenen wasserstoffinduzierten Sprodbruche dar. Hieruber wurde ausfuhrlich im 1. Teil dieses Beitrags berichtet .

Das Auftreten dieses bislang nicht beachteten Schadens- mechanismus bei der Feuerverzinkung macht eine neue Bewertung von bisher angewendeten Mafinahmen zur Vermeidung von Sprodbruchen bei HV-Schrauben erforderlich, da bei solchen MaBnahmen in der Vergangenheit im wesentlichen eine Vermeidung wasserstoffinduzierter

Fortsetzung von Heft 4, 1994, S. 158-166. Auszugsweise Vorveroffentlichung der Darmstadter Disserta- tion (D17) von Uwe Hasselmann. Der Beitrag ist unserem leider allzu fruh verstorbenen Kollegen Dr.-Ing. E! Burow gewidmet, der die Verfasser bei der Durchfuhrung der thermodynami- schen Berechnungen maRgeblich unterstiitzte. Dip].-Ing. Stefan Beyer, wissenschaftlicher Mitarbeiter des Deutschen Schraubenverbandes e.V am Institut fur Werkstoff- kunde der TH Darmstadt. Dip1.-Ing. Volker Diinkel, wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut fur Werkstoffkunde der T H Darmstadt. Dip1.-Ing. Uwe Hasselmann, wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut fur Werkstoffkunde der TH Darmstadt. Dr.-Ing. Ruiner Landgrebe, Leiter der Abteilung Metalle an der Staatlichen Materialpriifungsanstalt Darmstadt der TH Darmstadt. Prof. Dr.-Ing. Helmut Speckhardt, Leiter der Abteilung Ober- flachentechnik am Institut fur Werkstoffkunde der TH Darm- stadt.

Sprodbriiche als Folge einer fertigungsbedingten Wasser- stoffaufnahme im Vordergrund stand.

Zur weiteren Schadensaufklarung wurden in Versuchen an HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 sowie an bauteilahnlichen Proben zunachst grundsatzliche Erkennt- nisse zur Reproduzierbarkeit des bei der Feuerverzinkung auftretenden Schadensmechanismus gewonnen. Die An- wendung der Thermoelement-Mefitechnik gestattete hierbei eine Bestimmung von ortlichen Temperatur-Zeit- Verlaufen in Proben unterschiedlicher Abmessungen wahrend eines vollstandigen Feuerverzinkungsprozesses. Auf der Grundlage dieser MeBreihen konnte der Ablauf des Schadensmechanismus nachvollzogen werden.

Durch die Anwendung eines numerischen Rechenmo- dells war fur zylindrische Proben unter Einbeziehung der experimentellenVersuchsergebnisse und bei Variation rele- vanter Einflufiparameter eine Ermittlung vollstandiger Temperatur-Zeit-Verlaufe und Temperaturgradienten sowie eine Bestimmung von Warmedehnungen und Warme- spannungen an jeder Stelle eines Probenquerschnitts moglich. Die Versuche wurden erganzt durch die Ermittlung mechanischer Werkstoffeigenschaften in Abhangigkeit von der Temperatur.

Ein wichtiges Ergebnis der gesamten Untersuchungen war schlieBlich ein in die Praxis umsetzbarer neuer Katalog mit Fertigungsempfehlungen zur Vermeidung von Sprod- bruchen bei HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9, der hier vorgestellt wird.

2 Kenntnisstand

2.1 Literaturiibersicht

Der Mechanismus der fliissigmetallinduzierten interkristallinen SpannungsriBkorrosion von Bauteilen ist ein bereits seit einigen Jahrzehnten bekanntes Phanomen und war bis heute Gegenstand zahlreicher Untersuchungen [l-231. Uber Schadensfalle wurde insbesondere aus dem Bereich der Schmelztauchverzinkung berichtet. So traten interkristalline Anrisse beim Anfahren von Verzinkungs-

Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 25, 459-470 (1994) 0 VCH Verlagsgesellschaft mbH, D-69451 Weinheim, 1994

0933-5137/94/1212-0459$5.00 + .25/0 459

kesseln dort auf, wo wahrend des Anfahrprozesses Zug- spannungen herrschten [2,3]. An anderen Stellen [ 1,4-101 wurde das Auftreten interkristalliner Risse oder Bruche an Verzinkungsgut untersucht. In diesen Untersuchungen stehen die Einflusse von chemischer Zusammensetzung des verwendeten Stahls, Zinkbadtemperatur,Verformung oder Vorverformung sowie die Betrage von Last- und/oder Eigenspannungen im Vordergrund.

Unter folgenden Voraussetzungen kann es bei Bauteilen zu einer interkristallinen SpannungsriBkorrosion in Flus- sigmetallen kommen [lo]: - Die Schmelze oder deren Wirkbestandteil mul3 in dern

festen Metall oder das letztere in der Schrnelze loslich sein. Hierbei mu8 die Temperatur nicht notwendigerwei- se uber dem Schmelzpunkt des angreifenden Mediums liegen.

- Das feste Metall mu13 unmittelbar rnit der wenigstens teilweise flussigen Legierung in Beruhrung kornmen, d. h. es mu8 eine Benetzung durch die Schmelze stattfinden.

- Das mit der Schmelze benetzte Metall muB unter Zugspannung stehen. Bei Druckbeanspruchung treten keine Korngrenzenschadigungen auf. Zugspannungen beim Feuerverzinken konnen nach [5,8]

entweder aufgrund einer vorangegangenen Fertigungsfolge des Verzinkungsguts in Form von Zug-Eigenspannungen bereits vor dem VerzinkungsprozeB vorhanden sein und/oder als Zug-Warmespannungen infolge Dehnungsbe- hinderung erst im Verlaufe des Verzinkungsprozesses entstehen.

Wahrend sich ortliche Zug-Eigenspannungen meist bei Abkuhlungsvorgangen nach einer Warmverarbeitung (z. B. Walzen, Schmieden, SchweiBen), bei einer Warmebehand- lung (z. B. Harten, Verguten) oder bei einer Kaltumfor- mung (z. B. Pressen, Ziehen) ausbilden, konnen ortlich hohe Zug-Warrnespannungen entstehen, wenn es beim (langsamen) Eintauchen von grol3en (z. B. geschweiBten) Konstruktionen oder von Bauteilen rnit groBen Wanddik- kenunterschieden infolge des schroffen Temperaturanstiegs von Raumternperatur oder Vonvarmtemperatur auf Zink- badtemperatur zu ausgepragten Dehnungsbehinderungen kommt.

Offenbar gibt es eine Beziehung zwischen der Hohe der Zugspannungen und der Beanspruchungsdauer bis zum AnriB oder bis zum Bruch [l, 2, 5 , 81. Als Grenzspannun- gen fur das Auftreten von SpannungsriBkorrosion in Flus- sigzink werden je nach Werkstoff und Versuchsbedingun- gen Werte zwischen 100 und 320 N/mm2 genannt. GemaB [3] sind bei hinreichend hohen Zugspannungen praktisch alle un- und niedriglegierten Stahle in Zinkschmelzen anfallig gegenuber SpannungsriBkorrosion.

Die Anfalligkeit von Kohlenstoffstahlen gegenuber flus- sigmetallinduzierter SpannungsriBkorrosion steigt rnit zunehmendem Kohlenstoffgehalt [9] und zunehmender Zugfestigkeit des Grundwerkstoffs [ 141 an. Sie nirnmt dagegen mit hoherer Warmfestigkeit des Werkstoffs ab [l]. Nach Angaben in [8] verstarkt Nickel in Kohlenstoffstah- len die Neigung zur SpannungsriBkorrosion, wahrend sie durch hohere Chromgehalte erniedrigt wird. GemaB [ 121 wird dem Reinheitsgrad der Zinkschmelze bei der Schmelz- tauchverzinkung ein EinfluB auf die SpannungsriBkorro- sionsauslosung beigemessen. Hier bewirken insbesondere Zusatze von Antimon und Arsen [3] sowie Zinn und Kadmium [22] eine deutliche Erhohung der SpannungsriB- korrosionsgefahrdung .

Die bei einer flussigmetallinduzierten SpannungsriBkor- rosion an Bruchen stets beobachtete interkristalline AnriB- bildung [l, 3, 8, 11, 121 wird rnit einer Eindiffusion des Fliissigmetalls entlang der Korngrenzen und einer damit einhergehenden Herabsetzung der Kohasionskrafte zwischen den Metallatomen erklart [14, 161.

In mehreren Arbeiten [12, 14, 181 wird auf die Ahnlich- keit der Schadensbilder von fliissigmetallinduzierter und wasserstoffinduzierter Spannungsrifikorrosion hingewie- sen.

Bisher wurde in keiner Arbeit ein Hinweis auf ein Auftreten des Mechanismus der fliissigmetallinduzierten Spannungsrifikorrosion - insbesondere bei der Feuerver- zinkung - bei Schrauben oder ahnlich gestalteten zylindrischen gekerbten Bauteilen gefunden.

2.2 Eigene Untersuchungen

Die eigenen Untersuchungen zur flussigmetallinduzierten Spannungsrifikorrosion an HV-Schrauben der Festig- keitsklasse 10.9 gehen insbesondere auf die im l..Teil dieses Beitrags beschriebenen Schadensfalle zuriick. Die bei diesen Untersuchungen aufgetretene Problematik wird hier nochmals zusammengefafit: - Da von den durch SpannungsriBkorrosion in der Flussig-

zinkphase hervorgerufenen interkristallinen Randscha- digungen unter Betriebsbedingungen - wie die Schadens- untersuchungen gezeigt haben - bevorzugt wasserstoff- induzierte Bruche ausgehen, wurde in der Vergangenheit vermutlich aufgrund des ahnlichen und daher leicht zu venvechselnden Schadensbildes meist auf einen wasserstoffinduzierten verzogerten Sprodbruch oder eine was- serstoffinduzierte SpannungsriBkorrosion als allein in Frage kornmende schadenauslosende Bruchmechanis- men geschlossen.

- Die Entstehung der Zugspannungen bei der Feuerver- zinkung von zylindrischen gekerbten Bauteilen wie Schrauben groBerer Abmessungen als Folge plastischer Druckverformungen ist verschieden von den in der Literatur (s. Abschnitt 2.1) beschriebenen Ursachen, wo Teile entweder ortlich bereits vor dern Feuerverzinken unter Zugspannungen stehen oder die Zugspannungen - z. B. infolge behinderter Warmedehnungen - lokal unmittelbar als Zug-Warmespannungen aufgebaut werden. Dieser Mechanismus wurde bislang nicht in Erwa- gung gezogen. Zur Aufklarung dieser Problernatik wurden Versuche

und Berechnungen durchgefuhrt, auf die im folgenden eingegangen wird.

3 Versuche zur Reproduzierbarkeit des Schadensmechanismus

Zunachst wurden zwei unterschiedliche Versuchsreihen mit HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 durchgefuhrt, rnit denen die Reproduzierbarkeit des Schadensmechanis- mus nachgewiesen werden sollte. Bei diesen Versuchen standen der EinfluB der Schraubenabmessung sowie der EinfluB des Verzinkungsverfahrens - Normaltemperatur- verzinkung (nachfolgend NT-Verzinkung genannt) oder

460 St. Beyer,V. Diinkel, U. Hasselmann, R. Landgrebe und H . Speckhardt Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 25, 459-470 (1994)

Hochtemperaturverzinkung (nachfolgend HT-Verzinkung genannt) - in1 Vordergrund.

HT-Verzinkung ohne Vorwarrnung ohne Befund

HT-Verzinkung rnit Vorwarrnung ohne Befund (Tv = 150°C)

3.1 EinfluO von Abmessung und Verzinkungsverfahren

2 von 3 irn 1 von 3 irn Kopf/Schaft-Ubergang Gewindeauslauf Gewindeauslauf

2 von 4 irn 2 von 4 irn ohne Befund Kopf/Schaft-Ubergang Gewindeauslauf

2 von 3 irn

Die erste Versuchsreihe wurde gemaB Tubelle I mit HV-Schrauben der Abmessungen M27, M36, M45 und M60 durchgefuhrt. Je drei Schrauben jeder Abmessung wurden ohne vorherigeVorwarmung NT- bzw. HT-verzinkt. Bei der HT-Verzinkung waren zusatzlich je vier Schrauben jeder Abmessung vor der Verzinkung auf eine Temperatur von T, = 150°C vorgewarmt worden.

Die Abmessungen M45 und M60 wurden in dieversuche einbezogen, da zunachst. nicht ausgeschlossen werden konnte, daB die bisher nur bei der HT-Verzinkung beobachtete SpannungsriBkorrosion bei groReren Abmessun- gen auch wahrend einer NT-Verzinkung auftritt.

Die geringe Probenanzahl bei den Versuchen lieB allerdings keine statistisch gesicherte Aussage zu.

Unmittelbar nach der Feuerverzinkung erfolgte an allen Schrauben eine zerstorung3freie Magnetpulver-RiBpru- fung. AnschlieBend wurden die Schrauben in einem Pruf- kraftversuch nach DIN IS0 898-1 belastet und nach der Entlastung nochmals riljgepruft. Das Ergebnis der RiBpru- fungen geht ausTabelle 1 hervor und kann folgendermaBen zusammengefaBt werden: - Anrisse werden nur bei HT-verzinkten Schrauben regi-

striert. - EineVorwarmung hat offensichtlich keinen nennenswer-

ten EinfluB auf den Schadenseintritt. - AnriBorte sind die kritischen Kerbstellen im

Kopf/Schaft-Ubergang und im Gewindeauslauf. - Bei der Abmessung M27 treten weder bei einer HT-

Verzinkung noch bei einer NT-Verzinkung Anrisse auf.

3.2 Vorbehandlung

Um auszuschlieBen, daB es sich bei den interkristallinen Anrissen um eine Uberlagerung einer wasserstoffinduzierten Schadigung oder gar um eine ausschlieBlich wasserstoff- induzierte AnriBbildung handeln konnte, wurde ein groBe- res Fertigungslos von HV-Schrauben M36 der Festigkeits- klasse 10.9 lediglich mechanisch gereinigt und unmittelbar im AnschluB daran HT-verzinkt. Auch hier wurden in einer anschlieBend durchgefuhrten Magnetpulver-RiBprufung bei einem hohen Prozentsatz des Schraubenloses Anrisse an den kritischen Kerbstellen gefunden.

Mit beiden Versuchsreihen war somit eine Reproduzier- barkeit des Schadensmechanismus eindeutig nachgewiesen, wobei die Schadensmerkmale vollig rnit denjenigen iibereinstimmen, die bei den Schadensuntersuchungen im 1. Teil dieses Beitrags beschrieben wurden.

4 Ortliche Temperatur-Zeit-Verlaufe beim Feuerverzin kungsprozet3

Zur Klarung der beim Feuerverzinken von Schrauben ortlich ablaufenden Vorgange, die beim Zusammentreffen von kritischen Faktoren zur Auslosung einer dehnungsinduzierten SpannungsriBkorrosion fuhren konnen, waren zunachst folgende Aspekte von prinzipieller Bedeutung: - Bisher sind keine Angaben daruber bekannt, ob bei der

Feuerverzinkung von HV-Schrauben rnit UblichenTauch- dauern von rd. 60-120 sec bei allen Abmessungen eine vollstandige Durchwarmung auf Zinkbadtemperatur erfolgt .

- Die Warmeubergangszahl a, zwischen Flussigzink und Grundmetall (Verzinkungsgut) bestimmt mal3geblich den Temperatur-Zeit-Verlauf am Rand und im Werk- stoffinnern wahrend der Tauchdauer. Diese Warmeuber- gangszahl liegt jedoch nicht vor.

- Die beim zugigen Eintauchen desverzinkungsguts in die heiBe Zinkschmelze ortlich entstehenden Warmedeh- nungen und Warmespannungen hangen neben der schon erwahnten Warmeubergangszahl a, mal3geblich vom Oberflache/Volumen-Verhaltnis, der ProbengroBe, der Temperaturdifferenz zwischen Zinkbadtemperatur und Verzinkungsgut sowie von der Zinkbadtemperatur selbst ab. Zu keinem der genannten Einflusse sind quantitative Angaben bekannt. Auf der Grundlage der prinzipiellen Uberlegungen und

Erfordernisse und der charakteristischen Schadensmerk- male wurde das nachfolgend beschriebene Versuchspro- gramm durchgefuhrt.

4.1 Experimentelle Untersuchungen

4. I .I Probenmuterial

Zur Ermittlung von ortlichen Temperatur-Zeit-Verlau- fen wahrend einer Feuerverzinkung wurden aus Stabab- schnitten einer Charge des Werkstoffs 42 CrMo 4 zunachst zylindrische Rohlinge abgelangt und fur Schrauben der Abmessung M36 Rohlinge rnit angestauchtem Kopf hergestellt. Diese wurden zusammen in einer ublichen Warme-

Tabelle 1. Ergebnisse von Magnetpulver-RiBpriifungen an HT- und NT-verzinkten HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 (X von Y gepriiften Teilen rnit AnriR)

Feuerverzinkungsvarian te Abmessung M27 M36 M45 M60

Mat.-wiss. u . Werkstofftech. 25, 459-470 (1994) Hochtemperaturverzinkung 461

behandlung auf eine Zugfestigkeit im oberen Drittel der Festigkeitsklasse 10.9 gemaB DIN I S 0 898-1 vergiitet. Nach einer Uberpriifung der Durchvergiitung mittels Har- temessungen an einem Querschliff wurden anschlieBend aus diesen Rohlingen gemaR Abb. I bauteilahnliche Pro- ben rnit drei Probenformen und jeweils drei Abmessungen hergestellt. Mit den ungekerbten Proben (Probenform u) wurde der Schraubenschaft, mit den gekerbten Proben (Probenform k) der Gewindeauslauf als Einzelkerbe und mit den abgesetzten Proben (Probenform a) der Schrau- benkopf rnit Kopf/Schaft-Ubergang nachgebildet. Bei der Dimensionierung der drei Probenformen mit den Durch- messern 16, 24 und 36 mm wurden entsprechende Schrau- benabmessungen M16, M24 und M36 mit den MaBen fur Schaft (Durchmesser d), Gewinde (Kerndurchmesser d3, Radius am Gewindegrund R) und Kopf (Schliisselweite s, Kopfhohe k, Kopf/Schaft-Ubergangsradius r) zugrundege- legt.

Mit den drei ausgewahlten Durchmessern wurde in den Versuchen der Ubergang von hinsichtlich einer Spannungs- ril3korrosion in der Fliissigzinkphase unkritischen Abmes- sungen (M16) zu kritischen Abmessungen (M36) nachvollzogen.

Die zur Aufnahme in einer Probenhalterung vorgesehe- nen Enden der Proben wurden nach Abb. 1 jeweils iden- tisch gefertigt. Ferner zeigt Abb. 1 beispielhaft Bohrungen,

Geometrie

r -

I I I - - - er / s / k / r / d? R I d I

Abb. 1. Bauteilahnlichc Proben zur Errnittlung von Ternperatur- Zeit-Verlaufen bei der Feuerverzinkung. Probenformen und Pro- benabrnessungen

die zur Aufnahme von Thermoelementen an jeweils drei unterschiedlichen Orten des betreffenden Querschnitts eingebracht wurden.

4.1.2 Versuchsdurchfuhrung

Die Feuerverzinkung der Proben erfolgte nach einer iiblichen Vorbehandlung (Beizen in Salzsaure, Spiilen, Fluxen, Trocknen) in einer Laborschmelze mittels der in Abb. 2 schematisch dargestellten Anlage. In zwei komplet- ten Versuchsreihen (NT-Verzinkung bei rd. 470 "C und HT-Verzinkung bei rd. 560°C) wurden je Probenform und Probenabmessung je zwei Versuche durchgefuhrt. Fur ausgewahlte Parameter wurde zusatzlich der EinfluB der Vorwarmtemperatur T, (T,, = Raumtempertur; Tvz = 150°C) untersucht.

L V I

Abb. 2. Aufbau der verwendeten Versuchsanlage zur Feuerver- zinkung bauteilahnlicher Proben und zur Errnittlung von Tempe- ratur-Zeit-Verlaufen 1 PC zur Verarbeitung und Ausgabe der MeRergebnisse 2 Meawerterfassungsanlage und Meherstarker 3 Ausgleichsleitungen der Therrnoelernente 4 Probenhalterung rnit Probe und Therrnoelernenten 5 Kontrollthcrrnoelernent 6 Zinkbad-Ternperaturanzeige 7 Ternperaturregeleinrichtung 8 Zinkbehalter rnit elektrischer Heizung 9 Getriebe rnit elektrischern Antrieb

10 Wasserbad rnit elektrischer Heizung

Der zeitliche Ablauf eines Verzinkungszyklus wurde wie folgt festgelegt (s. auch Abb. 2): - ziigiges Eintauchen der Proben mittels einer speziellen

- Verweildauer im Zinkbad 120 sec - Herausziehen aus dem Zinkbad - Verweildauer an ruhender Luft 60 sec ~ Abschrecken in einem Wasserbad (10) rnit einer Tempe-

ratur von rd. 40°C - Verweildauer im Wasserbad 60 sec.

Die Temperatur des uber eine Regeleinrichtung (7) beheizten Zinkbades wurde kontinuierlich iiber ein geson- dertes Thermoelement ( 5 ) iiberwacht. Die von den jeweils drei in den Proben applizierten Thermoelementen regi- strierten Thermospannungen wurden iiber Ausgleichslei- tungen (3) an eine MeBwerterfassungsanlage (2) weiterge- leitet, direkt von einem PC-Programm weiterverarbeitet und fur jeden Versuch unmittelbar als Temperatur-Zeit- Diagramm ausgegeben

Probenhalterung (4) in das Zinkbad (8)

4.1.3 Versuchsergebnisse

Abb. 3 zeigt beispielhaft die an zwei nicht vorgewarmten HT-verzinkten ungekerbten Proben der Durchmesser 16 mm (Abb. 3 a) und 36 mm (Abb. 3 b) ermittelten Tem- peratur-Zeit-Verlaufe. Hierbei entspricht der Temperatur- verlauf 1 jeweils der Aufzeichnung des in Randnahe und der Temperaturverlauf 3 jeweils der Aufzeichnung des in Probenmitte applizierten Thermoelements. Aus dem Bild konnen folgende Sachverhalte abgeleitet werden: - Beim Probendurchmesser d = 16 mm wird bereits nach

rd. 20 sec, beim Probendurchmesser d = 36 mm nach rd. 50 sec ein Temperaturausgleich zwischen Rand und Kern erreicht. Somit findet bei den iiblichen Abmessungen fur HV-Schrauben (M12 his M36) und iiblichenTauchdauern (rd. 60 bis 120 sec) eine vollige Durchwarmung bis auf Zinkbadtemperatur statt.

462 St. Beyer,V. Dunkel, U. Hassclmann, R. Landgrebe und H. Speckhardt Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 25, 459-470 (1994)

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 Sekunden

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 Sekunden

Abb. 3. Temperatur-Zeit-Verlaufe irn Querschnitt ungekerbter Proben bei einern vollstandigen Zyklus einer HT-Verzinkung ohne Vorwarmung; a) Probendurchrnesser d = 16 mrn, b) Probendurch- messer d = 36 rnrn 1: Temperatur-Zeit-Verlauf in Randnahe

Temperatur-Zeit-Verlauf in Probenrnitte

Wahrend der Verweildauer an ruhender Luft kuhlt die kleine Probe relativ schnell, die grol3e Probe dagegen nur allmahlich ab. Dies wirkt sich bei der nachfolgenden Wasserabschreckung auf die Abschreckintensitat aus. Ein Vergleich der Aufheizgeschwindigkeit beim Eintau- chen in das Zinkbad und der Abkiihlgeschwindigkeiten beim Abschrecken in Wasser (Steigung der jeweiligen Temperatur-Zeit-Kurven) ergibt annahernd gleiche Wer- te. Dies bedeutet, daR fur beidevorgange offenbar auch annahernd gleiche Warmeubergangszahlen vorliegen. Fur die weiteren Untersuchungen wurden zunachst alle "

an ungekerbten Proben ermittelten Temperatur-Zeit-Ver- laufe ausgewertet. Parallel hierzu wurde ein Rechenmodell entwickelt, rnit dem solche Verlaufe fur zylindrische Pro- ben unter variablen Randbedingungen berechnet werden konnten. Ziel dieser Vorgehensweise war eine Anpassung des Rechenmodells an die jeweils vorhandenen experimentellen sowie probenspezifischen Randbedingungen und somit die Schaffung eines universellen Rechenprogramms, mit dem spater Temperatur-Zeit-Verlaufe an beliebigen Stellen des Probenquerschnitts bestimmt werden konnten.

4.2 Berechnungen

4.2. I Auswahl eines geeigneten Rechenverfahrens

Zur Ermittlung des inneren Temperaturfeldes der Pro- ben wurde ein numerisches Rechenverfahren benutzt. Bei einern solchen Verfahren wird die Fouriersche Warmelei- tungsgleichung zu einer Differenzengleichung diskretisiert, indem die Differentialquotienten 36/at und aW3r durch die Differenzenquotienten AWAt bzw. A6lAr ersetzt werden [24]. Damit kann aus einer beliebigen Temperaturvertei- lung eines Korpers zu einem Zeitpunkt t = kAt die neue Temperaturverteilung zum Zeitpunkt t' = (k + 1)At ermittelt werden. Die temperaturabhangigen Stoffwerte [25-271 (Warmeleitfahigkeit h, spezifische Warmekapazi- tat cp, mittlerer h e a r e r Warmeausdehnungskoeffizient a und Elastizitatsmodul E), die nach [25] fur den in den Versuchen verwendeten Stahl der Sorte 42 CrMo 4 in Abhangigkeit von der Ternperatur bis 600 "C berechnet wurden und in Abb. 4 dargestellt sind, werden dann fur jeden Zeitschritt und an jedern Ort als Funktion der aktuellen Temperatur ermittelt und fur den nachsten Zeit- schritt eingesetzt. Somit erhalt man nach einern Rechen- gang eine ,.Temperaturmatrix", die die Temperatur auf der Zylinderflache rnit dem Radius j a r zu jedem Zeitpunkt kAt enthalt.

Fur die Losung der vorliegenden Problematik wurde unter verschiedenen prinzipiell anwendbaren numerischen Rechenverfahren [24, 281 das CRANK-NICHOLSON- Verfahren 1291 als implizites zentrales Differenzenverfah- ren ausgewahlt, weil es fur die hier erforderlichen Zeit- und Ortsschrittweiten eine hinreichend gute Stabilitat und Genauigkeit aufweist.

4.2.2 Berechnungsergebnisse

Zunachst wurden mit Hilfe der an den ungekerbten Proben in den Verzinkungsversuchen ermittelten Tempera- tur-Zeit-Verlaufe Warmeubergangskoeffizienten a, zwischen flussigem Zink und Stahl bestimmt und diese rnit dem Rechenprogramm optirniert. Danach ergab sich fur die NT-Verzinkung eine Warmeubergangszahl von a, = 4500 W/m2K und fur die HT-Verzinkung eine Warmeubergangs- zahl von a, == 7250 W/m2K. Der niedrigere Wert fur die NT-Verzinkung wird damit begrundet, daR beim Eintau- chen der Teile in das Zinkbad aufgrund der relativ kleinen Differenz zwischen Zinkbadtemperatur (rd. 470 "C) und der Schmelztemperatur von Zink (rd. 420°C) und dem grol3en zu erwarmenden Probenvolumen bei allen Versu- chen ein kurzzeitiges Unterschreiten der Schmelztempera- tur an den Probenoberflachen registriert wurde. Dies aul3ert sich - bedingt durch die freigesetzte Erstarrungs- und die wieder aufzubringende Schmelzenergie - als ,,Knick" im Temperatur-Zeit-Verlauf (Pfeil in Abb. 5) . Ein solches Verhalten wurde bei der HT-Verzinkung nicht beobachtet (Abb. 6) .

Die in den Abb. 5 und 6 gegenubergestellten experimentell ermittelten und rnit der jeweils optimierten Warme- ubergangszahl rechnerisch ermittelten Temperatur-Zeit- Verlaufe verdeutlichen, daR rnit dem Rechenverfahren eine sehr gute Reproduzierbarkeit der experimentell ermittelten Ergebnisse moglich ist.

Auf dieser Grundlage lassen sich fur ungekerbte Proben an beliebigen Stellen eines Querschnitts - insbesondere

Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 25, 459-470 (1994) Hochtemperaturverzinkung 463

16

14

12

10

8

6

4

2

0 I MO

I i i l i l I

xa

150

100

50

0 0 m 300 4w

Temperatur [ "C ]

Abb. 4. Temperturabhangigkeit wichtigcr Stoffwerte im Bcreich von Raumtemperatur bis 600°C fur den niedriglegierten Stahl 42 CrMo 4 (errechnet mit Angaben aus [24]); a) Warmeausdeh- nungskoeffizient a , b) Warmeleitfahigkeit h , c) spezifische War- mekapazitat cp, d) Elastizitatsmodul E

auch am Rand - und fur alle in der Praxis moglichen EinfluOparameter wie Abmessung, Vorwarmtemperatur, Zinkbadtemperatur, veranderte Warmeubergangskoeffi- zienten usw. entsprechende Temperatur-Zeit-Verlaufe errechnen, darstellen und miteinander vergleichen.

5M

400

Xo

200

1M

0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Zed[sl

Abb. 5. Experimentell ermittelter und rnit einer Warmeiiber- gangszahl a, = 4500 W/m2K berechneter Temperatur-Zeit-Verlauf fur eine ungekerbte Probe mit einem Durchmesser d = 24 mm bei einer NT-Verzinkung mit rd. 470 "C ohne Vorwarmung

xa

4ca

300

m

rm

0 603

I I xa

- 4 c a u 2300 F

I - 3

I I I I I

--r=0,45mm --r=6,75mm - r= i i , 25mm 0

0 2 4 6 6 10 12 I 4 I6 m 20

Z e t I s ]

Abb. 6. Experimentell ermittelter und rnit einer Warmeiiber- gangszahl a, = 7250 W/m2K berechneter Temperatur-Zeit-Verlauf fur eine ungekerbte Probe mit einem Durchmesser d = 36 mm bei einer HT-Verzinkung mit rd. 560°C ohne Vorwarmung

464 St. Beyer,V. Dunkel, U. Hasselmann, R. Landgrebe und H. Speckhardt Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 25, 459-470 (1994)

5 Warmzugversuche

Zur Beurteilung der im Verlauf eines Feuerverzinkungs- prozesses in einem Probenquerschnitt ortlich ablaufenden Verformungsvorgange wurden die mechanischen Eigen- schaften des verwendeten Werkstoffs zwischen Raumtem- peratur und rd. 600°C in Warmzugversuchen ermittelt und dieverlaufe von 0,2%-Dehngrenze Rp0,2, Zugfestigkeit R, und Elastizitatsmodul E in Abhangigkeit von der Tempe- ratur bestimmt. Abb. 7 zeigt hierzu Ausschnitte aus vier Spannungs-Dehnungs-Schaubildern von Zugversuchen bei Raumtemperatur, 300 "C, 450 "C (entsprechend einer Zink- badtemperatur fur eine NT-Verzinkung) und 550 "C (entsprechend einer Zinkbadtemperatur fur eine HT-Verzin- kung). Aus Abb. 7 gehen folgende Ergebnisse hervor: - Der E-Modul (Steigung der Kurven im elastischen

Bereich) nimmt rnit steigender Temperatur deutlich ab.

- Die 0,2%-Dehngrenze geht von rd. 630N/mm2 bei 450°C (NT-Verzinkung) auf Werte von rd. 450 N/mm2 bei 550°C (HT-Verzinkung) zuruck.

- Mit zunehmender Temperatur erfolgt ein Abknicken der Kurven vom elastischen in den elastisch-plastischen Bereich bei immer kleineren Spannungen. Insbesondere bei 550 "C finden erste uberelastische Verformungen bereits bei Spannungen von rd. 250 N/mm2 statt. Die Ergebnisse zeigen, daB fur die hier anzustellenden

Untersuchungen weniger die in der Praxis gebrauchlichen Werte der 0,2%-Dehngrenze, sondern vielmehr die Bean- spruchungen maBgebend sind, bei denen erstmals meBbare uberelastische Verformungen stattfinden. So ist beispiels- weise bei einer HT-Verzinkung im Falle einer ortlich behinderten Warmedehnung nach Abb. 7 bereits ab 0,25%0 Gesamtdehnung mit teilplastischen Verformungen zu rechnen.

1000

- -- -_ 900 20 QC A 300 O C

V 450 'C I 800 -- /

700

< 600

500

400

300

200

100

0

E

Z

3 c

R cn

0 0.1 0 . 2 0 . 3 0 . 4 0.5 0.6 0 .7 Dehnung %

Abb. 7. Ausschnittc aus Spannungs-Dehnungs-Schaubildern von Zugversuchen bei Raumtemperatur (20 "C), 300 "C, 450 "C und 550 "C rnit jeweils eingezeichneter 0,2%-Dehngrenze

6 Warmedehnungen und Warmespannungen

6.1 Rechenverfahren

In das in Abschnitt 4.2.1 beschriebene numerische Rechenmodell fur ungekerbte Proben wurde zusatzlich ein Ansatz zur Berechnung von Warmedehnungen w d War- mespannungen am Rand und an jedem beliebigen Ort innerhalb eines ausgewahlten Probenquerschnitts mit aus- reichendem Abstand zu den Stirnseiten eingearbeitet. In diesem Rechenansatz wurde jedoch vereinfachend nur die jeweilige Langskomponente berucksichtigt. Die mit dieser Vereinfachung berechneten Langsspannungen sind niedri- ger als die sich unter Berucksichtigung des real vorliegenden Spannungszustands ergebenden Werte.

6.2 Ergebnisse

Fur die HT-Verzinkung und die NT-Verzinkung wurden rnit Hilfe des Rechenmodells fur alle ausgewahlten Ver- suchsparameter und EinfluBgroBen die jeweiligen Verlaufe der auftretenden Temperaturdifferenzen zwischen Rand und Kern sowie die daraus resultierenden Langsspannun- gen am Rand und im Kern in Abhangigkeit von der Zeit bestimmt. Daruber hinaus wurden jeweils auch dieverlaufe der Temperaturgradienten als Funktion der Ortskoordinate r/R (R = Probenradius) in Abhangigkeit von der Zeit ermittelt.

In den Ahh. 8 und 9 sind dieseverlaufe am Beispiel einer HT-Verzinkung ohne Vorwarmung und in den Abh. 10 und I 1 am Beispiel einer NT-Verzinkung ohne Vonvarmung jeweils fur alle drei Probenabmessungen gegenubergestellt. Aus den Bildern lassen sich zunachst folgende grundsatzliche Sachverhalte ableiten: - Mit zunehmender ProbengroBe nimmt die maximale

Temperaturdifferenz zwischen Rand und Kern zu, und der Zeitpunkt des Auftretens der maximalen Tempera- turdifferenz verschiebt sich zu spateren Zeiten. Dasselbe gilt in analoger Weise fur die Warmespannungen, wobei zu beachten ist, daJ3 das jeweilige Maximum der Warme- druckspannungen am Rand vor der maximalen Tempera- turdifferenz und das Maximum der jeweiligen Warme- zugspannungen im Kern nach der maximalen Tempera- turdifferenz auftritt.

- Die maximalen Warmespannungen am Rand nach dem Eintauchen in das Zinkbad treten zwischen rd. 0,7 sec (HT-Verzinkung einer Probe mit d = 16 mm) und rd. 3 sec (NT-Verzinkung einer Probe rnit d = 36 mm) und damit relativ fruh auf. Die fur die weiteren Betrachtungen bedeutenden Unter-

schiede zwischen einer HT-Verzinkung und einer NT- Verzinkung werden anhand der Abb. 8 bis 11 am Beispiel von Proben rnit dem Durchmesser d = 36 mm zusammen- gefaBt, konnen jedoch analog auf die ubrigen Probenab- messungen iibertragen werden: - Die bei der HT-Verzinkung wesentlich grol3eren Tempe-

rdturdifferenzen zwischen Rand und Kern bewirken auch wesentlich hohere Warmespannungen. So wurden fur eine HT-Verzinkung einer Probe mit d = 36mm Warmespannungen in einer GroBenordnung von bis zu rd. 400 N/mm2 und fur eine NT-Verzinkung Warmespan- nungen in einer GroBenordnung von bis zu rd. 250 N/mm2 berechnet (Abb. 8 und 10).

Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 25. 459-470 (1994) Hochtempcraturvcrzinkung 465

0.01 0.1 1 10

Zeit [ s ]

Abb. 8. Temperaturdifferenzen zwischen Rand und Kern bei zylindrischen Proben mit 16,24 und 36 mm Durchmesser sowie am Rand und im Kern auftretende Langsspannungen bei einer HT-Verzinkung rnit rd. 560°C ohne Vorwarmung

- 0,2 o , ~ o 8 , o.6 o.6

- Ein vergleichender Blick auf die Temperaturgradienten (Abb. 9 und 11) zeigt, dal3 fur die HT-Verzinkung bei Erreichen des Warmespannungsmaximums am Rand nach rd. 2,2 sec dort eine Temperatur von rd. 320°C errechnet wird. Da aufgrund der rasch weiter zunehmen- den Temperatur am Rand die Warmstauchgrenze starker abnimmt als die Warmedruckspannung, liegt das kriti- sche Zeitintervall, in dem erstmals mel3bare uberelasti- scheverformungen auftreten konnen. nach dem Warme-

0!2 d, i HT-Verzinkung mit rd. 560°C

17

10

5

2

1

0.5

0.2

0.1

druckspannungsmaximum. Eine analoge Betrachtung fur die NT-Verzinkung ergibt wesentlich unkritischere Verhaltnisse und laRt den Schlul3 zu, daJ3 hier nicht mit iibereIastischen Verformungen zu rechnen ist.

- DieTemperaturgradienten im Randbereich sind bei einer HT-Verzinkung aufgrund der hoheren Zinkbadtempera- tur und der damit verbundenen grol3eren Temperaturdif- ferenz zwischen Zinkbadtemperatur und Bauteiltempe- ratur wesentlich steiler als bei einer NT-Verzinkung. Wie Rechnungen gezeigt haben, gilt dies selbst dann noch, wenn bei einer HT-Verzinkung eine Vorwarmung auf T, = 150 "C zur Reduzierung der Temperaturdifferenz berucksichtigt wird. Dies ist ein Hinweis darauf, dafi die Hohe der Zinkbadtemperatur einen grol3eren EinfluS auf den Betrag der Warmespannungen und die Steilheit des Temperaturgradienten hat als die Temperaturdiffe- renz zwischen Zinkbadtemperatur und Bauteiltempera- tur. Diese Betrachtungen gelten zunachst nur fur ungekerbte

Proben. An Kerbstellen wie dem Gewindeauslauf und dem Kopf/Schaft-Ubergang bei einer Schraube liegt einerseits eine ungleichmal3ige Warmestromdichte vor; andererseits erfahren Warmedehnungen an solchen Zwangungsstellen - ahnlich wie bei mechanischer Belastung - kerbwirkungsbedingte Dehnungsiiberhohungen.

In einer abschliel3enden Betrachtung sol1 am Beispiel einer Schraube M36 - ausgehend von den Berechnungen an ungekerbten Proben rnit einem Durchmesser von d = 36 mm - das Entstehen von Randzugspannungen an den kritischen Kerbstellen bei einer HT-Verzinkung schematisch veranschaulicht werden. Abb. 12 zeigt hierzu die einzelnen Schritte: - Im oberen Teilbild wurden die mit Hilfe der experimen-

tellen Untersuchungen errechneten Temperaturverlaufe fur Rand ( T R ~ ~ ~ ) und Kern ( T K ~ ~ ~ ) und der zugehorige Verlauf der Temperaturdifferenzen zwischen Rand und Kern (TR-TK) rnit einem Maximum bei rd. 3 sec (s. auch Abb. 8) aufgetragen.

- Das untere Teilbild zeigt zunachst die sich aus den Temperaturdifferenzen ergebenden und aus Abb. 8 ent- nommenen Verlaufe der Warmespannungen am Rand und im Kern sowie die rnit Hilfe der Temperaturgradien-

Abb. 9. Temperaturgradienten bei zylindrischen Proben rnit 16,24 und 36 mm Durchmesser bei einer

3%

303 - 9

c % E 1 ii IM

F M

I

N 2yJ

w 2 M

-J 150

e 0 0 01 0 1 1 10

Zeit [ s ] 4w

3w

- N

1w

t m o I

3

5 -lM a v)

-2w

-3M

0.01 0.t 1 10 4M

Zeit [ s ]

Abb. 10. Temperaturdifferenzen zwischen Rand und Kern bei zylindrischen Proben rnit 16,24 und 36 mm Durchmesser sowie am Rand und im Kern auftretende Langsspannungen bei einer NT-Verzinkung rnit rd. 470°C ohne Vorwarmung

ten aus Abb. 9 und der Ergebnisse der Warmzugversu- che bestimmten Verlaufe der mechanischen Kennwerte R,o,ol und R,o,z in Abhangigkeit von der Zeit. Die mechanischen Kennwerte fur Druckbeanspruchung wurden hierbei vereinfachend denjenigen fur Zugbeanspru- chung gleichgesetzt. Aus den Verlaufen geht hervor, dal3 es am Schaft im Randbereich zu keiner Zeit zu einem Uberschreiten der Warmstauchgrenze kommt.

Radienverhaltnis r/R

I I 0 0.2 0.4 0.4 0.11 1

Radienverhaltnis dR

- Im unteren Teilbild wurde nun angenommen, dal3 beim Eintauchen einer Schraube M36 in ein Zinkbad mit einer Temperatur von 560°C an einer Kerbstelle wie dem Gewindeauslauf (hier mit c(k = 3 angenommen) die entstehenden Warmestauchungen am Rand eine entsprechende Uberhohung erfahren, die bereits zu einem recht fruhen Zeitpunkt (hier nach rd. 0,2 sec) zu uberelastischen Verformungen fuhren und nach rd. 0,4-0,5 sec die Warmstauchgrenze R,o,z (dicke Linie) erreichen. Wird vereinfachend ein ideal elastisch-plastisches Werk- stoffverhalten zugrunde gelegt, so kann Rp0,2 am Rand nicht iiberschritten werden, und die Warmespannungen folgen zunachst dem Verlauf von Rp0,2 in Abhangigkeit von der Zeit und der Temperatur. Die uberelastischen Warmedehnungen am Rand nehmen jedoch noch solan- ge weiter zu, bis bei dem (strichliert eingezeichneten) theoretischen Verlauf der rein elastischen Warmespan- nungen das Maximum erreicht ist. Dehnt sich nun ab rd. 2sec das Volumen im Kern aufgrund steigender Temperatur (s. Verlauf von TK im oberen Teilbild) zunehmend aus, werden die Warme- druckspannungen am Rand langsam abgebaut. Da jedoch an den kritischen Kerbstellen ein schmaler Volu- menbereich am Rand zuvor um einen betrachtlichen Betrag iiberelastisch gestaucht wurde, entstehen - wie- derum begunstigt durch kerbwirkungsbedingte Span- nungsspitzen - bereits ab rd. 20 sec Randzugspannun- gen, die bis zum volligen Temperaturausgleich weiter anwachsen. Es hangt nun entscheidend von der Tauchdauer und der

tatsachlichen Hohe der Randzugspannungen ab, ob der Mechanismus der Spannungsril3korrosion in der Flussig- zinkphase ausgelost wird oder nicht. In Versuchen an bauteilahnlichen gekerbten Proben mit einem Durchmes- ser d = 36mm konnte nachgewiesen werden, dal3 rnit zunehmender Tauchdauer im Kerbgrund eine verstarkte interkristalline Anrirjbildung im Zinkbad auftritt.

Die Gefahrdung gegenuber einer Auslosung dieses Scha- densmechanismus nimmt weiter zu, wenn es am Rand - wie in Abb. 12 angenommen - bei Annaherung an den Tempe- raturausgleich infolge der inzwischen im gesamten Proben-

Radienverhaltnis rIR

Abb. 11. Temperaturgradienten bei zylindrischen Proben mit 16, 24 und 36 mm Durchmesser bei einer NT-Verzinkung mit rd. 470 "C ohne Vorwarmung


1wo Zeit [sec]

Abb. 12. Entstehung von Randzugspannungen an kritischen Kerbstellen am Beispiel von Schrauben der Abmessung M36 bei einer HT-Verzinkung mit rd. 560°C ohne Vorwiirmung (teilweise schematisch)

volumen stark reduzierten WarmflieRgrenzen zu zusatzli- chen uberelastischen Zugverformungen kommt.

Nach dem Herausnehmen einer Schraube M36 aus dem Zinkbad nach einer HT-Verzinkung werden die Randzug- spannungen durch Abkuhlung - zunachst durch das in der Praxis durchgefuhrte Zentrifugieren zum Abschleudern von noch anhaftendem Flussigzink und spater durch Abschrecken in Wasser - weiter erhoht. Damit wird erklarbar, daR bei Schadensuntersuchungen auch Teile gefunden wurden, die offensichtlich erst auBerhalb des Zinkbades oder sogar erst infolge zusatzlicher Lastzug- spannungen entlang vorgeschadigter Korngrenzen inter- kristallin angerissen waren (s. die Ergebnisse rasterelektro- nenmikroskopischer und metallografischer Untersuchun- gen im 1. Teil dieses Beitrags).

7 Zusammenfassung und Konsequenzen fur die Praxis

Durch Versuche an HV-Schrauben und an bauteilahnlichen Proben konnte der in Schadensuntersuchungen an HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 aufgeklarte Scha- densmechanismus der dehnungsinduzierten SpannungsriB- korrosion in der Flussigzinkphase reproduziert werden.

Mit einem anhand von Versuchsergebnissen angepaBten numerischen Rechenmodell wurden Aussagen iiber wichti- ge Einflusse auf das ortliche Temperatur-Zeit-Verhalten sowie die bei der Feuerverzinkung auftretenden Warme- dehnungen und Warmespannungen gewonnen. Hierdurch konnte das Entstehen von Randzugspannungen bei der Hochtemperaturverzinkung von Schrauben mit groaeren Abmessungen, die die Ursache der SpannungsriBkorrosion in der Fliissigzinkphase darstellen, erklart werden.

Die Ergebnisse zeigen, daR die zur Vermeidung solcher Schaden im 1. Teil dieses Beitrags empfohlenen MaBnah- men - HT-Verzinkung von HV-Schrauben nur zulassig bis ein-

- NT-Verzinkung von HV-Schrauben erforderlich ab ein-

auch nach diesen Untersuchungen ihre volle Berechtigung haben.

Dariiber hinaus sollten jedoch fur HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 auch weiterhin ausreichende MaB- nahmen zur Vermeidung wasserstoffinduzierter verzoger- ter Sprodbruche ergriffen werden. Hierzu zahlen insbesondere MaBnahmen zur Verringerung der Sprodbruchanfal- ligkeit des Werkstoffzustands durch fertigungs- und ein- satzgerechte Werkstoffauswahl sowie durch qualitatsver- bessernde Verfahrensablaufe im Rahmen der Warmebe- handlung. Unter Einbeziehung der hier vorgestellten Untersuchungsergebnisse konnen allerdings die bis heute noch in einer Reihe von Vorschriften festgeschriebenen, teilweise recht strengen und in der Praxis nicht immer einhaltbaren Auflagen hinsichtlich der Vorbehandlung vor einer Feuerverzinkung (z. B. Beizdauern unterhalb 5 min) entscharft werden.

Gemeinsam rnit HV-Schraubenherstellern, den mit diesen zusammenarbeitenden Feuerverzinkungsbetrieben sowie verschiedenen Forschungsstellen wurde fur HV- Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 eine umfassende Liste mit Fertigungsempfehlungen erarbeitet, die in Tubelle 2 aufgefuhrt ist und Mafinahmen zur - Verringerung der Sprodbruchanfalligkeit des Werkstoff-

- Verringerung der Wasserstoffversprodungsgefahr und

~ Vermeidung einer Spannungsrifikorrosion in der Fliissig-

enthalt. Alle in Tabelle 2 aufgefuhrten Fertigungsempfeh- lungen werden seit nunmehr annahernd drei Jahren von den deutschen HV-Schraubenherstellern und den von diesen beauftragten Verzinkungsbetrieben befolgt. Seither sind keine Sprodbruche infolge Spannungsrifikorrosion in der Fliissigzinkphase mehr bekannt geworden, und die Gefahr wasserstoffinduzierter Sprodbriiche infolge eines fertigungsbedingten Wasserstoffangebots wurde auf ein Minimum reduziert. Zur Zeit wird im Hinblick auf die Qualitatssicherung feuerverzinkter HV-Schrauben uber eine Aufnahme dieser Empfehlungen als technische Regel im Deutschen AusschuB fur Stahlbau (DASt) beraten. Mit der Anwendung der hier erarbeiteten qualitatssichernden MaBnahmen wurde ein wichtiger Beitrag zur Beseitigung der in der Stahlbaubranche aufgetretenen Verunsicherun- gen geleistet, so daB feuerverzinkte HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 in Zukunft wieder mit einem hohen MaR an Sicherheit fur alle Anwendungsbereiche des kon- struktiven Stahlbaus eingesetzt werden konnen.

schliefilich zur Abmessung M24

schlieBlich der Abmessung M27

zustandes,

zur

zinkphase

468 St. Beyer,V. Diinkel, U. Hasselmann, R. Landgrebe und H. Speckhardt Mat.-wiss. u . Werkstofftech. 25, 459-470 (1994)

Tabelle 2. Werkstofftechnische und fertigungstechnische MaRnahmen zur Vermeidung von Sprddbruchen bei HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9

3ereich

Verkstoffauswahl

dechanische Fertigung

Narrnebehandlung

/orbereitung zur

'euerverzinkung

:euerverzinkung

Verringerung der Sprodbruchanfalligkeit des Werkstoffzustands

Mannahrnen zur Verringerung der Wasserstoffversprodungsgefahr

Verrneidung der Spannungsrinkorrosion in der Flussigzinkphase

Begrenzung der Regleitelernente Schwefel und Phosphor:

- Z S, P < 0,030%

- - Nachweis durch Schmelzenanalyse

Einzelwerte S, P 5 0.020%

Pru fung der Zeiligkeit:

- HV-Schraubenhersteller legen Richtlinien fest

- Einzuhaltende Kennwerte werden in den Lieferbedingungen fur die Stahllieferanter

festgelegt

SachgernLBe Ferfigung geman DIN 6914 oder DIN 7999 (insbesondere verrundete

Gewindeauslauf) unter Beachtung von DIN EN 26 157 Teil 3

Reinigung vor der WArrnebehandlung:

- Verrneidung einer Randaufkohlung

- Verrneidung einer S-Ferritbildung

Reinigung nach dern Harten:

-

- Vermeidung fest anhaftender Riickstande aus der Harteernulsion

Erzeugung rnoglichst sauberer Oberflachen nach dern Vergutungsprozen im Hin

blick auf eine spater notwendige Oberflachenaktivierung

Reinigung vor dern Feuerverzinken zur Minirnierung der Reizdauer bei der Oberflachen

aktivierung nach Absprache mischen HV-Schraubenhersteller und Verzinker, z. B.

- Entfetten

- rnechanische Reinigungsverfahren (z. B. Strahlen) etc.

Beizen zur Aktivierung der Obedache:

-

-

- Salzsaurekonzentration 158%; "Nachscharfen" unzulassig

- Falls Beizdauern > 15rnin erforderlich (rnax. 30min):

Warrnebehandlung geman den Angaben in DIN 50 969

Beizen nur in inhibierter Salzsaure

Inhibitor "Kebosol-Zn" oder ein nachweislich gleichwertiges Produkt

Normalternperaturvernkung (NT-Verzinkung)

- moglich fur HV-Schrauben 2 M 24

- verpflichtend fur HV-Schrauben 2 M 27

Hochtemperaturverzinkung (H T- Verzinkung)

- rnoglich fur HV-Schrauben I M 24

- nicht zulassig fur HV-Schrauben 2 M 27

Danksagung Die Versuchsplanung, die Probenbeschaffung sowie die

experimentellen Untersuchungen erfolgten in enger Zusammenarbeit mit der Firma PEINER Umformtechnik GmbH, Peine. Hierfur wird an dieser Stelle gedankt.

Ein weiterer Dank gilt Herrn Dip1.-Ing. G. Hunsel von der Firma HARZMETALL GmhH, Goslar, fur die Bereit-

stellung einesVersuchslabors und die Unterstutzung bei der Durchfuhrung von Feuerverzinkungsversuchen an bauteilahnlichen Proben.

Der VERZINKEREI RENTROP GmhH, Plettenberg, wird fur die Unterstiitzung bei der Feuerverzinkung von HV-Schrauben gedankt.

Dem Gemeinschaftsausschu~ Verzinken e.V (GAV), Diis- seldorf, gilt Dank fur die Koordinierung von umfangrei-


chen Fachdiskussionen mit HV-Schraubenherstellern, Feu- erverzinkungsbetrieben sowie wissenschaftlichen Stellen wie dem Forschungsbeirat des CAI.: dem Max-Planck- Institut fur Eisenforschung in Dusseldorf und dem Institut fur Werkstoffumformung der TU Clausthal.

Literatur

1. W Radeker, Die Erzeugung von Spannungsrissen in Stahl durch fliissiges Zink. Stahl und Eisen 73 (1953) 10,

2. W Friehe, A. Hankel, Stand der Kenntnisse iiber die Entste- hung interkristalliner Risse an Verzinkungskesseln. Stahl und Eisen 94 (1974) 7, 299-303.

3. l? Drodten, C. Putter, RiRbildung an Verzinkungswannen und Bleischmelzkesseln. Werkstoffe und Korrosion 29 (1978)

4. H. Schottky, K. Schichtel, R. Stolle, Der Rotbruch des Stahles durch Metalle. Archiv f. d. Eisenhiittenwes. 4 (1931) 11,

5. H . Wiegand, F: Nieth, Uber den EinfluR von Vorspannungen (Eigenspannungen) auf das Verhalten von unberuhigtemTho- masstahl beimTauchverzinken. Metalloberfliiche 13 (1959) 11,

6. R. Haarmann, EinfluR der Feuerverzinkung auf die technolo- gischen Eigenschaften des Stahls und die Schweihoglichkeit verzinkter Erzeugnisse. VDI-Verlag Diisseldorf. Sonderdruck aus dem Jahrbuch Oberflachentechnik 20 (1964) 220-232, Metall-Verlag GmbH, Berlin.

7. A . Matting, H . Wolf, Die Wirkung des Feuerverzinkens auf den Spannungszustand in Stahlteilen. Archiv f. d. Eisenhutten- wes. 33 (1962) 217-221.

8. H. Wiegand, E Nieth, Untersuchung von Brucherscheinungen an Stahl bei Beruhrung mit flussigem Zink. Mitt. Forschungs- gesellschaft Blechverarbeitung (1966) 21/22, 314-323.

9. E Schmitz, Ein Beitrag zur Lotbruchigkeit von Stahl. Diss. RWTH Aachen 1942.

10. W Radeker, Der interkristalline Angriff von Metallschmelzen auf Stahl. Werkstoffe und Korrosioh 24 (1973) 851-859.

11. C. Herbsleh, W Schwenk, Untersuchungen zur Lotbruchigkeit hochlegierter Stahle. Werkstoffe und Korrosion 28 (1977) 3,

12. W Friehe, Dehnungsinduzierte SpannungsriRkorrosion in Fliissigmetallen. Werkstoffe und Korrosion 29 (1978) 747-753.

13. W Rostoker, J. M. McCaughay, H. Markus, Embrittlement by Liquid Metals. Reinhold Publ. Corp., New York 1960.

14. H. E. Boyer, Liquid Metal Embrittlement. Metals Handbook Vol. 10 (1975) 228-229.

15. M . G. Nicholas, C. E Old, Review Liquid Metal Embrittle- ment. Journal of Materials Science 14 (1979) 1.

16. M. H . Kamdar, Adsorption induced liquid metal embrittlement; in: Mechanisms of environment sensitive cracking of materials, p. 180-190. Proceedings of an international conference organized by The Metals Society and held at the university of Surrey, Guildford, on 4-7 April 1977.

654-658.

267-273.

541-547.

346-350.

145-1 53.

17. C. E Old, Experiments on the brittle fracture mechanism of the liquid metal embrittlement of zinc and aluminium; in: Mechanisms of environment sensitive cracking of materials, p. 191 -200. Proceedings of an international conference organized by The Metals Society and held at the university of Surrey, Guildford, on 4-7 April 1977.

18. S. l? Lynch, Mechanisms of liquid metal embrittlement and stress corrosion cracking in high-strength aluminium alloys and other materials; in: Mechanisms of environment sensitive cracking of materials, p. 201-212. Proceedings of an international conference organized by The Metals Society and held at the university of Surrey, Guildford, on 4-7 April 1977.

19. 7: Ikoma, 0. Kojima, K. Hatakeyama, S. Kanazawa, 7: Hiroki, 7: lezawa, Development of Steel HT60 with low Susceptibility to Liquid Zinc Embrittlement for Power Transmission Tower. Journal of the Iron and Stecl Institute of Japan 70 (1984) 131.

20. H. Ogawa, A. Ohmori, 7: Yoshida, 1. Okamoto, Y Arata, Study on Liquid Metal Embrittlement of Steels (1st report). Journal of the Japan Welding Society 52-1 (1983) 56-61.

21. Y Aruta, A. Ohmori, H. Ogawa, 7: Yoshida, I . Okamoto, Study on Liquid Metal Embrittlement of Steels (3rd report). Journal of High Temperature Society 12-6 (1986) 243-249.

22. H. Ogawa, A. Ohmori, Y Arata, Effect of Formation of Intermetallic Compound on Liquid Zinc Embrittlement of Steel. 40th IIW Annual Assembly 4-11 July 1987, Sofia, Bulgaria.

23. D. Klemens, S. Kaszas, Untersuchung der SpannungsriDkor- rosion von Baustahlen in fliissigem Zink. Werkstoffe und Korrosion 43 (1992) 12, 561-564.

24. H. Martin, Instationare Warmeleitung in ruhenden Korpern. VDI-Warmeatlas, 6. Auflage 1991, Ecl-Ec22.

25. F: Richter, Physikalische Eigenschaften von Stahlen und ihre Temperaturabhangigkeit. Polynome und graphische Darstel- lungen. Mitteilung aus dem Forschungsinstitut der Mannes- mann AG. Stahleisen-Sonderberichte Heft 10,Verlag Stahlei- sen M.B.H., Dusseldorf 1983.

26. E. H. E Date, Elastic Properties of Steels. Journal of the Iron and Steel Institute 209 (1969) 988-991.

27. C. Vidal, l? Lescop, L. Raymondin, Influence de la temperature sur les constantes elastiques des meteaux et allrages. Revue de metallurgie 48 (1951) 11, 864-874.

28. H. Schuh, Differenzenverfahren zum Berechnen von Tempe- ratur-Ausgleichsvorgangen bei eindimensionaler Warmestro- mung in einfachen und zusammengesetzten Korpern. VDI- Forschungsheft 459, Ausgabe B, Band 23 (1957), VDI-Verlag Dusseldorf.

29. I . Crank, tl Nicholson, A practical method for numerical evaluation of solutions of partial differential equations of the heat-conduction type. Proc. Cambr. Phil. Soc. 43 (1947) 50.

Ansprechpartner: Prof. Dr.-lng. H . Speckhardt, Fachgebiet Werk- stoffkunde, Technische Hochschule Darmstadt, Grafenstr. 2, 64283 Darmstadt.

[T 7151

470 St. Beyer,V. Diinkel, U. Hasselmann, R. Landgrebe und H. Speckhardt Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 25, 459-470 (1994)