Fachbeiträge Bild 2: Einfl uss der Zugfestigkeit auf die Anisotropie A der Schwingfestigkeit. Die eingetragene Fläche ist der Bereich zwischen minimalem und mittlerem Anisotropiekoeffi zient nach FORREST 10, 11. Quelle: Autoren Schmiede-Journal März 2011 33 Prozent. Die Streckgrenze der Ver gü tungsstähle entsprach der des AFP-Stahls mit 0,029 Pro zent Schwefel. Mit allen Werkstoffen wur den dehnungsgeregelte Wöhlerversuche unter Wechsellast Rε=-1 an ungekerbten Proben durchgeführt. Für den AFP-Stahl er folgten zusätzlich kraftgeregelte Versuche mit Schwell be las tung Rδ=0 und Versuche mit gekerb ten Proben bei Rδ=-1. Einfl uss Faserrichtung Für alle untersuchten Werkstoffe mit Ausnahme des 30MnB5 lag die Schwing fes tigkeit bei Beanspruchung quer zur Faserrichtung nied ri ger als bei Beanspruchung längs zur Faser rich tung. Das Verhältnis zwischen Quer- und Längsbeanspruchbarkeit wird im Fol genden mit relativer Anisotropie A= σa,k,ϕ = 90° σa,k,ϕ = 0° bezeichnet. Tabelle 1 enthält die ermittelten Anisotropie-Werte der ungekerbten Ver suchsrei hen. Sie wurden am Abknickpunkt Nk der ab ge lei te ten Spannungswöhlerlinien unter Wech sel be an spruchung Rε=-1 ermittelt. Die erzielten Ergebnisse und Un ter su chun gen aus 3–11 zeigen, dass die Rich tungs ab hängigkeit der Schwingfestigkeit mit steigendem Werkstoff Schwefelgehalt Anisotropie A 38MnVS6 0,029 Prozent 0,90 38MnVS6*) 0,029 Prozent 0,87 38MnVS6 0,063 Prozent 0,94 30MnB5 0,008 Prozent 1,00 33MnCrB5-2 0,025 Prozent 0,92 Schwefel- beziehungsweise Fasergehalt und steigender Zugfestigkeit zunimmt. Die domi nie ren de Größe ist die Zugfestigkeit; der Zu sam men hang zwischen Zugfestigkeit und Anisotropie ist in Bild 2 dargestellt. Einen ersten Hinweis auf die zu erwartende Anisotropie der Schwingfestigkeit kann auch die Anisotropie der im Zugversuch ermittelten Duktilitätskennwerte A5 und Z geben. Bild 3 zeigt am Beispiel der Bruchdehnung A5, dass die Rich tungsabhängigkeit der Schwingfestigkeit mit der Richtungsabhängigkeit der Bruchdeh nung und Brucheinschnürung zu nimmt. Die Richtungsabhängigkeit der Duk ti li tätskenn werte ist jedoch ausgeprägter als die der Schwing fes tig keit. Bei bauteilrelevanten Kerben mit Kt=2 verän der te sich die Richtungsabhängigkeit der Schwing fes tig keit nicht. Ergänzende Versuche mit Fasern unter 45° zur Be lastungsrichtung legen einen linearen Zu sam menhang zwischen Faserrichtung und Schwingfestigkeit nahe. Im Gegensatz zur Schwing festigkeit waren das zyklische Span nungs-Dehnungsverhalten – wie auch die sta tische Streckgrenze und Zugfes tig keit – von der Faserrichtung unabhängig. Einfl uss Fasergehalt Der Fasergehalt wurde gemäß ASTM E 1245-3 über den Flächenanteil AA der Man gan sul fi de im faserparallelen Schliff und die Anzahl der Mangansulfi de pro mm² NA quan ti fi ziert. Die Kenngrößen AA, NA und damit der Fa ser ge halt korrelieren po sitiv linear mit dem Schwefelgehalt der un tersuchten Werkstoffe. Neben den unterschiedlichen Schwe fel- beziehungs weise Fasergehalten wiesen die un tersuch ten AFP-Chargen Ge füge un ter schie de in Korn größe und Ferritgehalt auf. Diese Un terschie de wirk ten sich auf die Härte des Werkstoffs und somit auch auf dessen Schwing festig keit aus. Um dem Einfl uss des Gefüges und des Schwe fel- beziehungsweise Fasergehalts voneinander zu trennen, wurde in Bild 4 die Schwingfestigkeit σa,k,ϕ = 0° über die Härte und den Schwefelgehalt aufgetragen. Für den AFP-Stahl und den Vergütungsstahl nimmt die Schwing festigkeit jeweils mit zu neh mendem Schwefel- be ziehungs weise Fa ser ge halt und abnehmender Härte ab. Dabei tendiert der Vergütungsstahl bei vergleichbarem Schwefel ge halt und Härte zu etwas geringeren Schwing fes tigkeiten. Bruchfl ächenanalyse Die Bruchfl ächen des 38MnVS6 und des 33MnCrB5-2 wurden auszugsweise im Raster Elektronen-Mikroskop hinsichtlich bruchaus lö sen der Einschlüsse betrachtet. Hierbei zeigten sich deutliche Unterschiede zwischen den Proben, welche quer zur Faserrichtung be an sprucht wurden, und jenen Proben, die längs zur Faserrichtung belastet wurden. Bei Be las tung in Faserlängsrichtung lagen am Bruch aus gang entweder einzelne oxidische Ein schlüsse vor oder es konnten keinerlei Einschlüsse detektiert werden. Auf den Bruchfl ächen der quer zur Faserrichtung be las teten Proben wurden hingegen An häu fun gen von Mangansulfi den (MnS), MnS-Calcium- Magnesium-Aluminate und in seltenen Fällen Oxid-Ansammlungen am Bruch ausgang beobachtet. Die Analyse der Bruchfl ächen bestätigte somit, dass die Aniso tro pie der Schwingfestigkeit auf den Ein fl uss der Mangansulfi de bei Querbelastung zu rück zufüh ren ist. Übertragbarkeit auf reale Gefüge und Belastungsbedingungen Die Möglichkeit zur Übertragung der am Walzmaterial abgeleiteten quantitativen Zusam men hänge aus Bild 4 auf reale Gefüge wur de an Proben aus Unimog-Achsschenkeln über prüft. Die Schwingfestigkeit der aus Achs schen keln entnommenen Proben konnte auf Basis des Walzmaterials nur mit relativ großen Abweichungen von 14 bis 20 Prozent abgeschätzt werden. Ur sache hier für waren vermutlich die sehr deut lichen Ge füge un terschiede zwischen dem un ter such ten Walzma te rial und den aus ge wähl ten Be rei chen der Achs schen kel. Da Bau teile im realen Be trieb Be las tun gen mit variablen Am pli tuden ausgesetzt sind, wur den im Rah men des Vorhabens zusätzlich Gaßner ver suche durchge führt. Hierfür wurde eine für einen Nutzfahr zeug-Achsschenkel ab ge lei te te Lastfolge verwendet. Im konkreten Fall bildeten sich die unter konstanten Am pli tu den festgestellten Unterschiede in der Beanspruchbarkeit bei Längs- und Quer belastung in ver gleich ba rer Größe auch unter va ri ab len Amplituden ab. Tabelle 1: Relative Anisotropie A. *) Entnahme der Proben aus dem Kern des Walzmaterials – alle übrigen Versuchsreihen mit Proben aus Randlage. Quelle: Autoren
2011-03-Schmiede-Journal
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