Die Bezeichnung „Gusseisen mit Kugelgraphit“ leitet sich vom Vorliegen kugelförmiger Graphitausscheidungen in diesen Werkstoffen ab (Bild 128).
 

Anders als bei Gusseisen mit Lamellengraphit, bei dem wegen der ausgeprägten Kerbwirkung des Graphits die mechanischen Eigenschaften durch dessen Menge, Verteilung und Form dominiert werden, hat bei Gusseisen mit Kugelgraphit die Ausbildung der metallischen Matrix entscheidenden Einfluss. Die Struktur der metallischen Matrix ist bei den konventionellen, in DIN EN 1563 genormten Werkstoffen ferritisch, perlitisch oder eine Mischform dieser beiden Grundgefüge (siehe Bild 13).
 

Für ADI-Werkstoffe sind Anhaltswerte für eine Vielzahl von mechanischen und physikalischen Eigenschaften in ISO 17804 zusammengestellt. Zwar weichen die Werkstoffdefinitionen hier leicht von den in DIN EN 1564 festgelegten Sorten ab, dennoch sind dort für den Konstrukteur wichtige Hinweise zu finden. Weiterführende Informationen zu ADI-Werkstoffen sind in [111] zu finden.

Die Entwicklung von Werkstoffen ist bei weitem nicht abgeschlossen, sondern es wird stetig hieran weitergearbeitet, und so gibt es außer den genormten Sorten beim Gusseisen mit Kugelgraphit auch eine Reihe von jüngeren Sonderwerkstoffen, deren garantierte Mindesteigenschaften in bestimmten Bereichen deutlich über die der Standardwerkstoffe hinaus gehen. Das für Fahrwerksteile entwickelte Sibo-Dur [112] gehört ebenso in diese Gruppe wie der für Kugelstangen eingesetzte Werkstoff „GJS-520-12“ oder der im Getriebebau verwendete Sonderwerkstoff „GJS-620-7“.

Gusseisen mit Kugelgraphit kann nicht nur im Formguss, sondern auch im Strangguss vergossen werden (Bild 133). Für den Strangguss existiert derzeit keine eigene Norm. Generell erfolgt die Bezeichnung der Sorten nach DIN EN 1560 analog zu denen für den Sandguss, also nach der Zugfestigkeit und der Bruchdehnung oder nach der Brinellhärte. Anders als beim Sandguss werden die Werkstoffeigenschaften jedoch nicht an einem separat gegossenen Probestab ermittelt, sondern immer an Proben, die an genau festgelegten Stellen aus dem Strang entnommenen wurden, was in der Werkstoffbezeichnung durch den Zusatz C zum Ausdruck kommt. Wie auch beim Sandguss sind die mechanischen Eigenschaften von Stranggussprodukten aus Gusseisen mit Kugelgraphit wandstärkenabhängig. Werte sind in [34] enthalten.
 

Das Zundern von unlegiertem Gusseisen mit Kugelgraphit beginnt bereits bei 250 °C, ist jedoch bis zu Temperaturen von etwa 400 °C so unbedeutend, dass es praktisch vernachlässigt werden kann. Nach zwanzig Jahren beträgt die Gewichtszunahme nur etwa 3 mg/cm2. Auch das geringe Zundern bei 450 °C stellt selten ein Problem dar. Ein Erhöhen der Temperatur auf 500 °C führt nach Bild 134 zu einem Verdoppeln der Verzunderungsrate, die aber noch immer relativ niedrig ist. Eine weitere Temperatursteigerung auf 550 °C verdoppelt erneut die Verzunderungsrate. Sie steigt bei noch höheren Temperaturen sehr rasch an. Das Zunderverhalten von Gusseisen mit Kugelgraphit in anderen oxidierenden Gasen ist dem hier beschriebenen Verhalten in Luft sehr ähnlich. Der Einfluss des Grundgefüges auf die Zunderbeständigkeit ist gering und vermindert sich mit steigender Temperatur. Das gilt auch mit Ausnahme des Siliciumgehaltes für die chemische Zusammensetzung.
 

Im Gegensatz zu Gusseisen mit Lamellengraphit, dessen Festigkeit sich bis zu etwa 300°C kaum ändert, führt eine Temperaturerhöhung bei Gusseisen mit Kugelgraphit sofort zu einem Abfall der Festigkeit. Dies gilt vor allem für die perlitischen Sorten, wie aus Bild 135 hervorgeht. Warmzugfestigkeit und Warmdehngrenze sind innerhalb der Streubänder abhängig von der chemischen Zusammensetzung. Sie nehmen mit höheren Mangan-, Phosphor- und Siliciumgehalten sowie durch Zusatz von Molybdän oder Nickel zu. Die Wirkung von Silicium wird im Bild 135 durch die eingetragenen Werte für hitzebeständiges ferritisches Gusseisen mit 4 % Silicium verdeutlicht. Aus dem Bild ist zudem ersichtlich, dass die Bruchdehnung ein Minimum zwischen  200 und 400 °C hat. Die Härte fällt bis etwa 350 °C allmählich und darüber steil ab.
 

Für die Bemessung von Druckbehältern und Armaturen aus Gusseisen mit Kugelgraphit gilt das AD-2000 Merkblatt W 3/2 mit den in Tabelle 10 genannten Werten für die 0,2-%-Dehngrenze und Betriebstemperaturen bis 350 °C.
 

Tabelle 10: 0,2-%-Dehngrenze von GJS für die Berechnung von Druckbehältern und Sicherheitsbeiwerte (nach AD-2000-Merkblatt W3/2 von 2003)

Die Streubänder der 1000-h-Zeitstandfestigkeit von unlegiertem Gusseisen mit Kugelgraphit sind in Abhängigkeit von der Temperatur im Bild 137a dargestellt. Die anfänglich höhere Festigkeit der perlitischen Sorten nimmt mit steigender Temperatur ab und nähert sich der der ferritischen Sorten. Bei längeren Beanspruchungszeiten über 450 °C ist zudem mit zumindest teilweisem Zerfall des Perlits zu rechnen, wodurch die Festigkeit verringert wird. Angaben über das Kriechverhalten von unlegiertem Gusseisen mit Kugelgraphit im Temperaturbereich um 400 °C enthält Bild 137b. Wie aus den Bilder 137c und 137d ersichtlich, lassen
sich die Zeitstandeigenschaften durch Zusatz von Legierungselementen verbessern. In erster Linie wird Molybdän, seltener Nickel verwendet.

Bei Druckbeanspruchung ist die Abhängigkeit des Kriechverhaltens von der Temperatur ähnlich wie bei Zugbeanspruchung, was im Bild 137e für ferritisches und perlitisches Grundgefüge bei 400 und 450 °C gezeigt wird. Für längere Beanspruchungszeiten können, um jede Maß- und Eigenschaftsänderung durch Perlitzerfall auszuschließen, nur ferritische Sorten verwendet werden.

Dem starken Oxidationsangriff bei Einsatztemperaturen über 600 °C wird mit einem Siliciumgehalt von über 4 % begegnet. Ein Legieren mit Molybdän verbessert außerdem die Zeitstandeigenschaften. Werte für die Zeitstandfestigkeit und die Kriechgeschwindigkeit solcher Werkstoffe, die häufig mit dem Kurznamen GJS-SiMo bezeichnet werden, sind für 705 °C in den Bildern 137f und 137g enthalten (siehe aus Kapitel 10. 4). Die höchstmögliche Einsatztemperatur für ein Gusseisen mit etwa 4 % Silicium ist 820 °C. Bei höherer Temperatur beginnt die Ferrit-Austenit-Umwandlung, die den Werkstoff recht rasch zum Erliegen bringt.
 

Nach [126, 127] nimmt die Elastizitätsgrenze Rp bei allen Sorten mit sinkender Temperatur linear und mit gleichem Steigungsmaß zu. Die Kurven für die 0,2-%-Dehngrenze von EN-GLS-400-15 und ENGJS-500-7 steigen mit sinkender Temperatur überproportional und parallel zueinander an, die von EN-GJS-600-3 und GJS-700-2 mit bei Raumtemperatur gleicherAusgangssteigung linear und ebenfalls parallel.

Wie aus Bild 139a zu entnehmen, wird offensichtlich die Temperaturabhängigkeit der Zugfestigkeit durch den Perlitgehalt „gedreht“, und zwar um einen Punkt, der bei etwa -125 °C und etwa 500 N/mm² liegt. Mit steigendem Perlit (also geringer werdendem Ferrit-)Gehalt geht mit sinkender Temperatur der Anstieg der Kurven in einen Abfall über. Der Perlitgehalt, bei dem die Festigkeit von der Temperatur in dem hier untersuchten Bereich völlig unabhängig ist, dürfte bei über 50 % liegen, wenn davon ausgegangen wird, dass EN-GJS-500-15 mit noch relativ hoher Dehnung üblicherweise auch einen recht hohen Ferritgehalt hat.

Der Elastizitätsmodul zeigt einen ähnlichen Verlauf wie die Elastizitäts- und 0,2-%-Dehngrenze, wie am Beispiel von ENGJS-500-15 im Bild 139b zu erkennen ist. Er nimmt mit sinkender Temperatur leicht zu. Interessant ist, dass bei hohen Temperaturen stärkere Abweichungen nach unten, bei niedrigeren Temperaturen stärkere Abweichungen nach oben auftreten. Dem Verlauf der Hüllkurve zufolge ist also eine steilere Temperaturabhängigkeit zu erwarten.
 

Erst in den 1990er Jahren, 20 Jahre nach der ersten Ölkrise wurde die Windkraft als ernst zu nehmende Alternative für die Energieversorgung definiert und bis 2002 wurden in Europa für 32 000 MW Windkraftwerke installiert. Die damals für 2007 prognostizierte Zahl einer jährlichen Steigerung um rd. 15 bis 17 % bis auf 58 000 bis 60 000 MW in Europa allein bewahrheitet sich. Nach oben tendiert auch die Größe der einzelnen Anlagen. Die Zwerge von 1980 mit 0,03 MW, einer Höhe von 30 m und einem Rotordurchmesser von 15 m sind bis auf 5 MW und 130 beziehungsweise 115 m angewachsen (Bild 140).
 

Wichtige Bauteile im Gondel- und Getriebebereich sind Gussteile aus Gusseisen mit Kugelgraphit (Bild 141).
 

Die andalusische Westküste dürfte an die Gussstücke ihrer Aberhunderte von Windkraftwerken, die mehr durch ihre Konzentration als ihre Größe beeindrucken, weniger abverlangen als das raue Klima an und in der Nordsee oder in arktischen Gebieten. So bestehen in dortigen Anlagen die Gussteile grundsätzlich aus dem für tiefe Temperaturen geeignetem Werkstoff EN-GJS-400-18-LT, ob es sich dabei um das Abstützrohr für die Gondel, eine Rotornabe mit Adapter zum Rotorblatt oder ein anderes Gussteil handelt. Die herausragende Eigenschaft dieses Werkstoffs ist die ISO-V-Kerbschlagarbeit bei -20 °C, die mit >12 J zu gewährleisten ist (Tabelle 13). Die chemische Zusammensetzung mit 3,3 bis 3,5 % C, 1,9 bis 2,2 % Si, < 0,15 % Mn, < 0,030 % P, 0,008 bis 0,012 % S und 0,04 % Mg (Empfehlung) spiegelt diese Forderung sowohl qualitativ als auch quantitativ deutlich wieder.

Tabelle 13: Mechanische Eigenschaften (gewährleistete Mindest- und Anhaltswerte) von EN-GJS-400-18LT (nach [131])

Weitere Carbid stabilisierende Elemente oder solche, die um die Graphiteinschlüsse Diffusionsbarrieren bilden können, müssen auf Spurenniveau gehalten werden. Alles, was versprödet, wie etwa das Phosphideutektikum, wird restriktiv behandelt (Bild 143a). Selbst Silicium ist davon betroffen (Bild 143b), das im Hinblick auf das gewünschte hohe Graphitisierungspotential zwar so hoch wie nötig, wegen der Versprödung des Ferrits aber so niedrig wie möglich einzustellen ist.

Das Gefüge der Gusssteile muss folgende Merkmale aufweisen:

• Anzahl Graphitkugeln von 100 bis 200 Kugeln/mm² (Höhere Kugelzahlen gefährden den AISO-V-Wert, niedrigere steigern die Gefahr des Ausscheidens spröder interzellularer Phasen!);
• eine Nodularität von min. 95 %;
• eine regelmäßige Kugelform (Unregelmäßig ausgebildete Graphitkugeln können Riss auslösend wirken!);
• eine vollferritische Matrix; (Perlit oder andere an den Zellen- oder Kolonienrändern geseigerte Carbide oder nichtmetallische Einschlüsse sind nicht zulässig!) (Bild 143c)
• keinerlei Mikroporen und/oder Dross im Gussteil. 

Die Abrasiv-Beständigkeit von Eisenwerkstoffen hängt vom in der Grundmasse gelösten oder als Carbid ausgeschiedenen Kohlenstoffgehalt und der Ausbildung der Grundmasse ab [135, 136]. Die Härte im Anlieferungszustand ist kein zuverlässiges Maß für die Verschleißbeständigkeit, aber als Indikator für das Grundgefüge eines bestimmten Werkstoffes brauchbar.

Im Bild 144 [137] sind beispielhaft die Streufelder der im Schleißtopfversuch bestimmten Verschleißbeständigkeiten verschiedener Eisenwerkstoffe über der Härte dargestellt. Gusseisen mit Kugelgraphit EN-GJS-600-3 bis EN-GJS-800-2 liegen in der Mitte des Streufeldes unlegierter und niedrig legierter Stähle gleicher Härte. EN-GJS-700-2 verhält sich etwa wie ein normalisierter unlegierter Stahl mit 0,5 % C. EN-GJS-500-7 und EN-GJS-400-15 sind aufgrund ihres an Kohlenstoff ärmeren weitgehend ferritischen Grundgefüges weniger verschleißbeständig, so dass zum Beispiel EN-GJS-400-15 zwischen GE240 und GE260 liegt.
 

Die Verschleißmechanismen bei metallischen Werkstoffpaarungen sind Adhäsion (örtliches Verschweißen und im Extremfall Fressen) bei Gleitbewegung, Oberflächenzerrüttung bei Roll- und Wälzbewegung und bei Anwesenheit von Verschleißstaub oder Verschmutzung auch Abrasion. Durch Schmieren und geeignete Werkstoffpaarung soll vor allem die Adhäsion ausgeschaltet oder wenigstens gering gehalten werden.

Oft ist der Schmiermittelfilm beim Anfahren fast nicht vorhanden oder kann im Betrieb bei hohen Flächenpressungen örtlich zerstört werden. In diesen Fällen wirken die Graphitausscheidungen von Gusseisen als Schmiermittelreservoir. Der bei Ausfall der Schmierung herausgerissene Graphit kann selbst als Schmierstoff wirken und den zum Verschweißen führenden metallischen Kontakt verhindern oder verzögern. In Vergleichsuntersuchungen an Gusseisen, Stahl und Kupfer ließ sich diese Wirkung des Graphits eindeutig nachweisen. Während bei Stahl oder Kupfer bereits Fressen auftrat, wurde die Oberfläche von Gusseisen nur durch plastisches Fließen unter dem Einfluss der Reibungswärme geschädigt [139].

Lamellen- und Kugelgraphit üben die gleiche Wirkung aus, aber die höhere Festigkeit des Gusseisens mit Kugelgraphit setzt die Oberflächenzerstörung herab, wobei vor allem perlitische und auch ferritisch-perlitische Sorten den höchsten Widerstand gegen Gleitverschleiß und Fressen sowohl bei trockener Reibung [140] als auch beim Zusammenbruch des Schmierfilms [141] haben. Während bei der in der Praxis kaum auftretenden reinen Rollbeanspruchung EN-GJS-400-18 und EN-GJS-700-2 gleich beständig sind [140], nimmt bei Gleit-Roll-Verschleiß die Beständigkeit mit steigender Festigkeit zu. Sie ist bei austenitisch-ferritischen Gusseisen mit Kugelgraphit (ADI) am höchsten [142, 143], da es hier zusätzlich infolge des Austenitgehalts zu einer starken Kaltverfestigung der Oberfläche kommen kann.

Im Bild 146 ist die für Zahnradwerkstoffe wichtige Dauerwälzfestigkeit verschiedener Sorten von Gusseisen mit Kugelgraphit im Vergleich zu anderen Gusseisenwerkstoffen und Zahnradstählen dargestellt. Beim Überschreiten der Dauerwälzfestigkeit tritt Grübchenbildung auf. Die Beständigkeit dagegen nimmt mit steigender Festigkeit des Gusseisens mit Kugelgraphit zu. EN-GJS-700-2 und ENGJS-800-2 übertreffen die legierten Zahnradstähle (zum Beispiel 42CrMo4 und 50CrMo4). Austenitisch-ferritische Gefüge erreichen die Werte von gasnitrierten Stählen.
 

Unter dem Einfluss von Korrosion können sich die mechanischen Eigenschaften von Gusseisen mit Kugelgraphit ebenso  wie bei anderen Werkstoffen verschlechtern. Bereits nach 30 Tagen in leicht bewegtem, luftgesättigtem, destilliertem Wasser wurde eine Verminderung der Zugfestigkeit, der 0,2%-Dehngrenze und der Bruchdehnung von ferritischem, perlitischem und vergütetem Gusseisen mit Kugelgraphit festgestellt [153]. Der Festigkeitsverlust war umso größer, je höher die Härte beziehungsweise die Festigkeit des Eisens waren. Dieser Effekt wird auf eine Wasserstoffversprödung zurückgeführt. Eine ähnliche Schädigung tritt auch bei ADI (siehe Kapitel 8.2) auf.

Unter dem Einfluss von Korrosion wird vor allem die Schwingfestigkeit herabgesetzt. Dabei lässt sich oft keine Dauerfestigkeit mehr feststellen, sondern nur eine Zeitfestigkeit, da die Festigkeit mit steigender Lastspielzahl kontinuierlich abfällt. Tabelle 15 enthält einige Versuchsergebnisse. Die Ergebnisse sind allerdings kaum vergleichbar, da die Versuchsbedingungen, die einen sehr starken Einfluss ausüben, bei jeder Versuchsreihe unterschiedlich waren. Durch Inhibitoren lässt sich das Verhalten der Werkstoffe teilweise merklich verbessern [9]. 

Tabelle 15: Ergebnisse einiger Biegewechselversuche mit ungekerbten Proben in verschiedenen Medien [154 -156]
 

Die experimentelle Ermittlung statischer Bruchzähigkeitswerte kann nach DIN EN ISO 127837 [163], ESIS P2-92 [164] oder ISO 12135 [165] erfolgen. Bestimmt werden KIc-Werte nach dem Konzept der linearelastischen Bruchmechanik (ebener Dehnungszustand EDZ) oder Kennwerte des CTOD- und J-Integral-Konzeptes bei elastisch-plastischem Werkstoffverhalten (ebener Spannungszustand ESZ). Eine
Umrechnung von J in K ist über die elastischen Konstanten E und V

möglich. Aus dem Verlauf der temperaturabhängigen Bruchzähigkeitskennwerte K_Ic (EDZ) beziehungsweise K_Q (ESZ) für ferritisches EN-GJS-400-15, gemessen an 100 bis 200 mm dicken CT-Proben, ist ableitbar, dass gültige, das heißt auf das Bauteil übertragbare bruchmechanische Kennwerte mit vertretbaren Probenabmessungen nur mit fließbruchmechanischen Konzepten bestimmt werden können (Bild 153).
 

Die gefüge- und damit festigkeitsbedingte Abhängigkeit der Bruchzähigkeit K_Ic^J, abgeleitet aus Risswiderstandskurven des J-Integral-Konzeptes und Umrechnung in K-Werte nach Gleichung (3) geht aus Bild 154 hervor.
 

Die in Tabelle 16 aufgeführten Kennwerte des CTOD- und J-Integral-Konzeptes wurden an 20%-seitengekerbten SENBProben (10 x 20 x 100 mm) über die Aufnahme von Risswiderstandskurven (Compliance Methode) gemäß ESIS P2-92 bestimmt. Die physikalischen Rissinitiierungswerte J_i^BL und δ_i^BL- werden im Schnittpunkt der Blunting-Line mit der J_R-bzw. δ_R-Kurve ermittelt. Die Umrechnung der J_i^BL-Werte in Werte des K-Konzeptes erfolgt nach Gleichung (3).
 

Tabelle 16: Mechanische und bruchmechanische Kennwerte n. b. nicht bestimmt

Die Bauteilübertragbarkeit bruchmechanischer Kennwerte, das heißt die Berechnung zulässiger Fehlerabmessungen, setzt die Unabhängigkeit der ermittelten Werte von Probengröße und -geometrie voraus. Vorliegende Ergebnisse zur Bauteilübertragbarkeit fließbruchmechanischer Kennwerte des J-Integral- Konzeptes bestätigen, dass physikalische Rissinitiierungswerte nach der hier erfolgten Art der Auswertung die Forderung weitestgehend erfüllen. Die auch praktizierte Bestimmung der technischen Rissinitiierungswerte J_0,2 und δ_0,2 erfolgt über die J_R- bzw. δ_R-Kurven bei einem Betrag der stabilen Rissausbreitung von Δa = 0,2 mm. Aus den bruchmechanischen Kennwerten für unterschiedliche Gusseisenwerkstoffe gemäß Tabelle 16,  in die auch die mechanischen Kennwerte des Zugversuchs, die Brinellhärte HB und die Kennwerte des Kerbschlagbiegeversuchs (Kerbschlagzähigkeit KV, Seitliche Breitung SB, ISO-V-Probe) aufgeführt  sind, folgt, dass bei Raumtemperatur in der duktilen Matrix das Werkstoffversagen über eine stabile Rissausbreitung
beginnt.

Wird die Sorte EN-GJS-600-3 mit überwiegend perlitischem Gefüge in diese Betrachtung mit einbezogen, so wird hier das Werkstoffversagen durch eine überwiegend spaltflächige stabile Rissausbreitung bis zu einem deutlichen „pop-in“- Effekt eingeleitet, dem instabile Rissausbreitung folgt. Die für EN-GJS-600-3 definierten Jc = 15 kJm-2 und δc =21 μm charakterisieren einen kritischen Rissinitiierungswert bei Auftreten des „pop-in“-Effektes, das heißt einer lokalen instabilen Rissausbreitung, der bei weiterer Belastung Werkstoffversagen durch instabile Rissausbreitung folgt.

Die FKM-Richtlinie verweist auf die Möglichkeit, bruchmechanische Kennwerte über Korrelationen zu anderen Kennwerten oder dem Gefüge abzuschätzen. Aus vorliegenden Ergebnissen folgt, dass eine Abschätzung physikalischer Rissinitiierungswerte von ferritischen Gusseisenwerkstoffen über Gefügeparameter und Kennwerte des Zugversuchs möglich ist. Für ferritisches Gusseisen mit globularer und vermicularer Graphitausbildung folgt die nach Bild 155 empirisch abgeleitete Korrelation 

J_i = 4,6 (R_p0,2 . A . λ) + 11,3 kJ/m²           (4)

und für den Fall, dass im Ergebnis gießtechnisch bedingter größerer Abweichungen der Graphitteilchen von der Kugelform die Risseinleitungszähigkeit Ji durch die innere Kerbwirkung der Teilchen deutlich herabgesetzt ist, wie beispielsweise bei vermicularer Graphitausbildung, die modifizierte Beziehung

J_i = 4,2 · 10⁵ · kJ/m³ (f . λ) + 9,4 kJ/m²           (5)

Hierin bedeuten λ der mit der Teilchenzahl und der Teilchengröße korrespondierende mittlere Graphitteilchenabstand und f der Formfaktor f = 4 π . AT/U² ≤ 1, wobei A_T den Flächeninhalt und U den Umfang der Schnittfläche des Graphitteilchens beschreiben und sich für kugelförmige Teilchen f = 1 ergibt [168].
 

Im Rahmen umfassender Betriebsfestigkeitsanalysenkommen bruchmechanische Rissfortschrittskonzepte sowohl zur gefügeabhängigen Bewertung des Rissausbreitungsverhaltens als auch zur Berechnung der Bauteillebensdauer zum Einsatz. Eine wesentliche Voraussetzung hierfür ist die Verfügbarkeit der bruchmechanischen Kennwerte unter Zugrundelegung der da/dN-ΔK-Kurven (Bild 157).
 

Bei einer umfassenden Bewertung der Bauteilsicherheit, insbesondere für Unfallszenarien bei denen infolge stoßartiger Belastungen schnelle Änderungen des Spannungs- und Deformationszustandes auftreten, kann die Beanspruchbarkeit des Werkstoffs im Bauteil mit bruchmechanischen Werkstoffkennwerten charakterisiert werden. Für die experimentelle Bestimmung dynamischer Bruchzähigkeitswerte stehen hinsichtlich des Regelwerkes nur erste Ansätze zur Verfügung [178] bis [179], die sich an die Standards für den statischen Belastungsfall anlehnen. Vorliegende Ergebnisse für EN-GJS-400-15 orientieren sich schwerpunktmäßig an der Bruchsicherheitsbewertung von Behältern für den Transport abgebrannter Brennstäbe (Bild 158). Untersuchungen an EN-GJS-400-15 mit erhöhtem Perlitanteil im Temperaturbereich von RT bis - 50°C an stoßbiegebeanspruchten (K ≈ 5 ·10⁴ N/mm²¬ m/s) SENB-Proben (Dicke 140 mm) zeigen, dass bei - 40° C probendickenunabhängige K_Id-Werte im Bereich von 50 bis 60 N/mm²¬m vorliegen.
 

Die experimentelle Bestimmung dynamischer Bruchzähigkeitskennwerte mit vertretbaren Probenabmessungen wird über die Aufnahme dynamischer Risswiderstandskurven nach dem CTOD- oder JIntegral-Konzept praktiziert, wobei die Zeit und Material aufwändige Mehrprobentechnik („low-blow“-Technik) zum Einsatz kommt. Bild 159 enthält die Bestimmung  und Definition physikalischer (J_di) und technischer (J_d0,2) Rissinitiierungswerte am Beispiel eines ADI-Werkstoffs, ermittelt an gestuft schlagbiegebeanspruchten SENB-Proben (10 x 10 x 55 mm) mit Ermüdungsriss („low-blow“-Technik). Für die Entwicklung von rationelleren Einprobenverfahren [180, 181] zum Ermitteln dynamischer Risswiderstandskurven für Gusseisen gibt es gegenwärtig Vorschläge mit unterschiedlichem Aufwand und Erfolg.
 

Die dynamischen Rissinitiierungswerte für ferritisches EN-GJS-400-15 zeigen in Analogie zu den statischen Werten eine deutliche Gefügeabhängigkeit und machen im direkten Vergleich deutlich, dass die stoßartige Beanspruchung sowohl bei RT als auch bei tiefen Temperaturen zu einer deutlichen Verringerung des Risseinleitungswiderstandes führt [182]. Bestätigt wird dies auch im Ergebnis der ruchmechanischen
Bewertung einer artgleichen Schweißverbindung aus EN-GJS-400-15 bei statischer und dynamischer Beanspruchung [183]. Hier ist vor allem der zähigkeitsverringernde Einfluss kleiner Graphitteilchen im Schweißgut und erhöhter Perlitanteile auf den Risseinleitungswiderstand der Schweißverbindung bei dynamischer Beanspruchung in Verbindung mit dem Werkstoffverhalten bei tiefen Temperaturen zu beachten.

Auf den Einfluss dynamischer Beanspruchungen hinsichtlich des Risseinleitungsund Rissausbreitungswiderstandes duktiler  Gusseisenwerkstoffe wird auch in [184 - 186] hingewiesen und auf den zusätzlich zähigkeitsverringernden Einfluss tiefer Umgebungstemperaturen und großer Bauteildicken in [187, 188] aufmerksam gemacht. Beachtenswert sind in diesem Zusammenhang auch Untersuchungen [189, 190] zur Bestimmung der Rissauffangzähigkeit K_Ia nach ASTM E1221-88 zur Bewertung des temperaturabhängigen Rissstopp-Verhaltens (Rissarrest) von EN-GJS-400-15 (Bild 160).
 

Die bisher praktizierte Anwendung bruchmechanischer Kennwerte im Rahmen der Berechung zulässiger Fehlerabmessungen in Gussteilen macht im direkten Vergleich mit Stahl oder Stahlguss deutlich, dass duktiles Gusseisen in Bezug auf seine Sprödbruchsicherheit höher zu bewerten ist, als es die relativ niedrige Kerbschlagzähigkeit erwarten lässt (Bild 161), wie zum Beispiel aus Untersuchungen im Rahmen der Werkstoffzulassung von duktilem Gusseisen für Schleudergussrohre folgt [191].
 

In Umsetzung bruchmechanischer Untersuchungsergebnisse konnten 1985 bei der Neufassung des AD-Merkblattes W3/2 die für ferritische Gusseisensorten mit Kugelgraphit im Druckbehälterbau festgelegten Sicherheitsbeiwerte von S = 3,5 auf 2,4 bei Auslegung gegen die 0,2 %-Dehngrenze verringert werden. Für den Transport und die Lagerung radioaktiver Abfälle kommen in Deutschland überwiegend Behälter aus duktilem Gusseisen (Bild 158) mit Kugelgraphit zurAnwendung, für die umfassende Bruchsicherheitsbewertungen unter Einbeziehung bruchmechanischer Festigkeitsberechnungen erforderlich sind. Während bis 2002 ausschließlich die bruchmechanische Bewertung auf der Basis des statischen Belastungsfalles erfolgte, sieht die überarbeitete Leitlinie der Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (BAM) auch die Einbeziehung stoßartiger Beanspruchungen vor [159]. Gegenstand laufender Untersuchungen sind sowohl die numerische Beanspruchungsanalyse der Behälter unter Einbeziehung hypothetischer Gussfehler [192, 193] als auch die Bestimmung dynamischer Bruchzähigkeitskennwerte in Abhängigkeit von der Prüftemperatur und dem Gussgefüge des EN-GJS-400-15 [194].

Als ein weiteres Beispiel für die Anwendung bruchmechanischer Bemessungsverfahren kann die Planung und der Bau einer Turbinenrohrleitung aus duktilen Gussrohren angeführt werden [195]. Beim Bau eines 16-MW-Laufkraftwerks im Vorarlberg führten besonders hohe Sicherheitsanforderungen  und schwierige Einbaubedingungen in alpinem Gelände zu der Entscheidung, die Turbinenleitung im Nennweitenbereich bis DN 1600 bei Betriebsdrücken über 30 bar nicht mit geschweißten Stahlrohren, sondern mit duktilen  Schleudergussrohren aus optimiertem EN-GJS-400-15 zu bauen. Die bruchmechanische Bewertung erfolgte auf Basis des „Leck-vor-Bruch“-Kriteriums nach Ermittlung  der bruchmechanischen Kennwerte [196]. Im Ergebnis der durchgeführten bruchmechanischen Sicherheitsbewertungen, gestützt durch Berstversuche an der Technischen Versuchs- und Forschungsanstalt  der TU Wien, erfolgte die Verwendung von Schleudergussrohren.

Die Anwendung bruchmechanischer Bewertungskonzepte bei der Entwicklung von Eisenbahnrädern aus austenitischferritischem Gusseisen (ADI) erfolgte auf der Basis numerischer Beanspruchungsanalysen. Zur sicherheitstechnischen Auslegung des ADI-Rades (R_p0,2 = 637 N/mm², R_m = 893 N/mm²) gegen Gewaltbruch und Ermüdungsrisswachstum wurde eine linear-elastische bruchmechanische Analyse für hypothetische rissartige Fehler an exponierten Stellen durchgeführt [197]. Aus den berechneten bruchmechanisch relevanten Risslängen kann im Zusammenhang mit wiederkehrenden betrieblichen Überwachungsmaßnahmen und Sicherheitskonzepten eine zulässige Rissgröße abgeleitet werden. Die hier ermittelten kritischen Rissgrößen können mittels zerstörungsfreier Prüfverfahren sicher und zuverlässig diagnostiziert und die Eignung von ADI als alternativer Radwerkstoff bestätigt werden [198] (Bild 162).
 

Betriebsfestigkeit ist der Oberbegriff für ein Spektrum von Beanspruchungen, das ein Bauteil während der ihm zugedachten Lebensdauer ohne Versagen ertragen muss. Wesentliche Parameter sind der Werkstoff, die Gestaltung (Bauteilgeometrie), Fertigung (Gießen, Schmieden, Schweißen, Oberflächen- oder Randschichtnachbehandlungen) und Belastung (zum Beispiel mechanisch mit überlagertem Umwelteinfluss) [200- 202]. Die Kosten sind letztendlich dafür verantwortlich, dass Produkte nicht optimal, sondern optimiert auf den Markt kommen (Bild 165). Trotz jahrzehntelanger Forschungsaktivitäten ist eine Freigabe von Sicherheitsbauteilen auf Basis eines rein numerischen Betriebsfestigkeitsnachweises nicht möglich. Sowohl verkürzte Entwicklungszeiten bei gleichzeitig zu gewährleistender Zuverlässigkeit des Produkts als auch die Komplexität und Funktionsintegration bei Baugruppen fordern aber verstärkt deren numerische Behandlung, um zukünftige Entwicklungsprozesse kompetent begleiten zu können. Die Methodenentwicklung zur Erweiterung der Grundlagen zur Gestaltung, Dimensionierung und Optimierung erstreckt sich hierbei auf Parameter wie Fertigung, Randschichtzustand, Größeneinfluss und Festigkeitshypothesen. Die Übertragbarkeit von Schwingfestigkeitskennwerten auf Bauteile ist eng mit lokalen Werkstoff- und Gefügeeigenschaften und auch Versagensmechanismen verknüpft und bedingt dadurch die Unterstützung von Metallographie und Rasterelektronenmikroskopie.
 

Das heutige Verständnis zur Betriebsfestigkeit hebt sich von der ursprünglich von Ernst Gaßner 1939 eingeführten Definition, dem Festigkeitsverhalten unter zeitlich veränderlichen (variablen) Belastungsbeziehungsweise Beanspruchungsamplituden ab. Sie umfasst - Sonderbelastungen wie Überlasten, die zum Beispiel die Formdehngrenze des Bauteils ansprechen (beispielsweise an Fahrwerkskomponenten beim langsamen Überfahren eines Hindernisses), Beulen oder Knicken einer Struktur und Missbrauch durch dynamische Belastung (Impactbelastung mit hoher Geschwindigkeit und Energie, zum Beispiel beim schnellen Überfahren eines Schlagloches), wobei ein verformungsloser Sprödbruch durch Konstruktion und Werkstoffauswahl ausgeschlossen sein muss. Das heißt, ein duktiler Bruch wäre noch zulässig.

• Kriechbelastungen wie zum Beispiel bei Turbinenschaufeln unter hoher Temperatur und Fliehkraft.
• Verschleiß bei Reibpaarungen, zum Beispiel an Zahnrädern.
• Zyklische Belastungen (Schwingfestigkeit) mit konstanten oder variablen Amplituden mit überlagerten montage- oder belastungsbedingten Mittelwerten können zur Werkstoffermüdung, Rissinitiierung und somit zum Versagen von Bauteilen führen. Das Festigkeitsverhalten unter konstanten Amplituden wird durch die Wöhlerlinie und unter variablen Amplituden durch die Gaßnerlinie beschrieben (Bild 166). Die Wöhlerlinie wird in die Bereiche Kurzzeitfestigkeit (elasto-plastische Beanspruchungen mit größerem plastischem Anteil, definiert bis 5·10⁴ Schwingspiele), Zeitfestigkeit (elasto-plastische Beanspruchungen, Lebensdauer zwischen 5·10⁴ und 2·10⁶ Schwingspielen) und sogenannte „Dauerfestigkeit“ (makroskopisch elastische Beanspruchungen bei Lebensdauern größer als 2·10⁶ Schwingspielen) unterteilt. In diesem Bereich muss mit einem kontinuierlichen, werkstoff-, fertigungs- und umgebungsabhängigen Abfall der Schwingfestigkeit gerechnet werden. Das heißt, es existiert keine Dauerfestigkeit [203]. Die Gaßnerlinie kann sich zwischen 10⁴ und mehr Schwingspielen erstrecken, wobei die Belastungsvorgänge deterministisch oder stochastisch auftreten können. Typische Bauteile im Bereich der Kurzzeitschwingfestigkeit sind Reaktordruckbehälter, der Zeitfestigkeit Türscharniere von Fahrzeugtüren, der sogenannten Dauerfestigkeit Zahnräder, Kurbelwellen oder Pleuel. Typische Komponenten, die gegen variable Betriebsbelastungen bemessen werden, sind Fahrwerksteile, wie Räder, Lenker, Vorder- und Hinterachsträger oder Achsschenkel.

Die beschriebenen Belastungsarten (Sonderbelastung, Kriechen, Verschleiß, Schwingbelastung) treten im Betrieb selten einzeln auf. Sie können durchaus nacheinander oder gemeinsam auftreten, so dass ihre Lebensdauer bestimmende Interaktion stets beachtet werden muss.

Belastungen und Beanspruchungen mit nur konstanten Amplituden, sei es im Bereich der Kurzzeitschwingfestigkeit, der Zeitfestigkeit oder der sogenannten Dauerfestigkeit treten hingegen sehr selten auf. Im Betrieb liegt meistens eine Mischung aus Amplituden unterschiedlicher Höhe vor, die mit dem Begriff Kollektiv (Häufigkeitsverteilung von Amplituden) beschrieben wird und deren Kenntnis für das Ermitteln der zutreffenden Gaßnerlinien Voraussetzung ist.
 

Einflussgrößen auf die Betriebsfestigkeit

Werkstoff

Bei metallischen Werkstoffen geht in aller Regel mit einer Erhöhung der statischen Festigkeitskennwerte auch ein Erhöhen der Schwingfestigkeit einher. Allerdings trifft dies auch bei Gusswerkstoffen nur für ungekerbte oder schwach gekerbte Bauteilbereiche zu. Ab einer bestimmten Kerbschärfe kann durch eine Steigerung der Zugfestigkeit mit Hilfe einer entsprechenden Legierung oder Wärmebehandlung die Schwingfestigkeit nicht mehr angehoben werden (Bild 167).
 

Folglich ist die höhere Festigkeit eines Werkstoffes nur dann ausnutzbar, wenn Spannungskonzentrationen konstruktiv, zum Beispiel durch größere Radien, abgebaut werden. In Fällen, in denen ein Abbau der  Spannungskonzentration konstruktiv nicht möglich ist, können mechanische oder thermo-chemische Oberflächenbehandlungsverfahren nachgeschaltet werden, wobei Werkstoffe mit höheren Festigkeiten bzw. Streckgrenzen, wegen ihrer Fähigkeit entsprechend höhere Druckeigenspannungen aufzubauen, auch größere Steigerungen in der Schwingfestigkeit erfahren als Werkstoffe mit geringeren Festigkeiten [204].

Eine weitere wichtige Kenngröße für die Bemessung von Gussbauteilen ist die Mittelspannungsempfindlichkeit M, die zur Beurteilung des Einflusses von montageoder belastungsbedingten Mittelspannungen auf die ertragbare Schwingfestigkeit dient (Bild 168).
 

Sie beschreibt das Verhältnis der unter Wechselbelastung (R =-1) und Schwellbelastung (R = 0) ertragbaren Spannungsamplitude σ_a für einen Werkstoff. Sie liegt bei Gusseisen überwiegend zwischen M = 0,25 ferritische Matrix) und M = 0,50 (perlitische Matrix) und hängt somit auch von der Werkstofffestigkeit ab. Zugmittelspannungen σm mindern bei allen metallischen Konstruktionswerkstoffen die ertragbare Spannungsamplitude σ_a, Druckmittelspannungen erhöhen sie. Wenn in der Praxis auftretende Spannungsverhältnisse von reiner Wechselbelastung (R = -1) oder Schwellbelastung (R = 0) abweichen, können die zur jeweiligen Mittelspannung gehörigen Schwingfestigkeitsamplituden durch Inter- bzw. Extrapolation näherungsweise aus einem Haigh-Diagramm abgeleitet werden (Bild 189), wobei für Kennwerte außerhalb des Bereiches -1 ≤ R ≤ 0 ein Nachweis empfohlen wird.
 

Geometrie, Formgebung

Die Formgebung und damit oftmals verbundene konstruktiv bedingte Kerben beeinflussen die Schwingfestigkeit maßgeblich. Durch das Einbringen von Kerben und mit zunehmender Kerbschärfe (zum Beispiel Absätze, Bohrungen) verringert sich die ertragbare äußere Belastung. Bei sehr scharfen Kerben kann die Schwingfestigkeit einer Konstruktion nicht mehr durch die Wahl eines höherfesten Gusswerkstoffes angehoben werden (Bild 167).

Aufgrund der inneren Kerben, die bei Eisengusswerkstoffen durch den eingelagerten Graphit vorliegen, ist die relative Minderung der Schwingfestigkeit durch bearbeitungsbedingte Kerben niedriger als bei gewalzten oder geschmiedeten Stählen. Die im Vergleich zu Stählen gefügebedingte geringere Kerbempfindlichkeit von Gusswerkstoffen führt im gekerbten Zustand teilweise zu einem mit Stählen vergleichbaren Schwingfestigkeitsverhalten. Dies ermöglicht in Verbindung mit den Gestaltungsfreiräumen der Gusstechnik auch bei hoch belasteten Bauteilen Werkstoffsubstitutionen.

Fertigung

Aufgrund der Reaktion der Schmelze während des Gießprozesses mit den Formwerkstoffen oder bei Vorgängen während der Erstarrung können sich an der Gussoberfläche und im oberflächennahen Bereich Verunreinigungen, Mikroporen oder Zonen mit Gefügeentartungen bilden. Gegenüber dem fein gedrehten oder geschliffenen Oberflächenzustand kann der Gusszustand eine um etwa 20 % niedrigere Schwingfestigkeit aufweisen. Durch eine Oberflächenverfestigung, beispielsweise durch Reinigungsstrahlen, kann gegenüber dem Gusszustand eine Schwingfestigkeitserhöhung um rund 30 % erreicht und somit auch die Rauheit kompensiert werden. Diese Steigerungsbeträge sind nur dann möglich, wenn bedingt durch die Belastungsart und Bauteilgeometrie (Kerben) steile Spannungsgradienten vorliegen und keine festigkeitsmindernden Inhomogenitäten vorhanden sind. Bei dickwandigen Gussbauteilen sind daher zum Beispiel durch Kugelstrahlen weitaus geringere Steigerungen zu erwarten. Die Effektivität der Strahlbehandlung hängt von der Abstimmung der Prozessparameter mit dem jeweiligen Werkstoff und der Bauteilgeometrie ab. Ungänzen oder Entartungen, die im Fertigungsprozess im Werkstoff entstehen können, wirken sich ebenfalls auf das Schwingfestigkeitsverhalten aus [205]. Die Zusammenhänge von zulässiger Beanspruchung in Abhängigkeit vom Gefügezustand, Oberflächenbeschaffenheit und Ungänzen oder Entartungen sind für dickwandige Bauteile aus EN-GJS-400-15 in [206] ausführlich dargestellt.

In der Großserienfertigung von Gussbauteilen gibt es auch andere, wirkungsvollere Möglichkeiten, die Schwingfestigkeit zu steigern, so durch Festwalzen, Induktionshärten oder durch eine Kombination  von beiden Behandlungsarten. Je nach Werkstoff, Geometrie und Belastung (wechselnd oder schwellend,  konstante oder variable Amplituden) können hierdurch Steigerungen bis etwa Faktor 2,5 in der ertragbaren Spannungsamplitude erreicht werden [207]. Dominiert wird diese Steigerung durch die verfahrensabhängig eingebrachten Druckeigenspannungen in die Randschicht. Durch diese Maßnahmen kann die Schwingfestigkeit häufig wirksamer gesteigert werden als durch konstruktive Maßnahmen.

Grundsätzlich sind alle Randschichtzustände in ihrer Auswirkung auf die Schwingfestigkeit unter dem Gesichtspunkt „fertigungsinduzierter“ (Fräsen, Drehen, Schleifen, usw.) Eigenspannungen zu bewerten. 

Belastung

Neben den aufgebrachten äußeren Beanspruchungen (konstante oder variable Amplituden, einachsige oder mehrachsige Belastung) zählen hierzu auch die Umgebungseinflüsse wie Temperaturoder Medieneinflüsse. Unter langen Haltezeiten können bei stationärem Betrieb bei hohen Temperaturen zusätzlich auch Oxidations- und Kriecheffekte auftreten. Für Gusseisen mit Kugelgraphit fällt die Schwingfestigkeit bei höheren Temperaturen ab etwa 100 °C kontinuierlich ab. Gegenüber Raumtemperatur muss bei 300 °C mit rund 10 %, bei 500 °C rund 25 % bis 30 % Minderung gerechnet werden.

Chloridhaltige wässrige Lösungen setzen, je nach Chlorionenkonzentration, die Lebensdauer und die Korrosionsschwingfestigkeit sehr stark herab, da der Abknickpunkt der Wöhlerlinie extrem zu höheren Schwingspielzahlen hin verschoben wird. Unter Schwellbelastung sind die durch korrosives Umgebungsmedium hervorgerufenen Schwingfestigkeitsverluste niedriger als unter Wechselbelastung. Inwiefern Beschichtungen, wie zum Beispiel Verzinken, ein effektiver Schutz gegen Korrosionsermüdung sein kann, muss im Einzelfall untersucht werden.

Eine weitere Korrosionsart unter zyklischer Belastung ist die Reibkorrosion, die häufig aufgrund von Relativbewegungen zwischen Werkstoffpaarungen auftritt.  Grundsätzlich verhalten sich Eisengusswerkstoffe hinsichtlich der Reibkorrosion wegen der Schmierwirkung der Graphiteinlagerungen günstiger als Stahl. Die Reibkorrosion kann durch Kugelstrahlen (Oberflächenverfestigung und induzierte Druckeigenspannungen) sehr effektiv verringert werden.

Zyklische Kennwerte

Darstellung zyklischer Kennwerte

Die Wöhlerlinie wird doppellogarithmisch als Belastungs- oder Beanspruchungsamplitude (häufig Spannung) über der Lebensdauer (häufig Schwingspielzahl) aufgetragen, wobei für die Lebensdauer ein Versagenskriterium (Bruch, Anriss einer definierten Größe, Steifigkeitsabfall, usw.) definiert werden muss. Die maßgeblichen Einflussparameter sind der Werkstoff, die Formzahl K_t (sofern deren Definition möglich
ist), das Belastungs- oder Beanspruchungsverhältnis R = X_min / X_max (Information über den Mittelwert, dem sich die Amplitude überlagert), die Belastungsart (axial, Biegung, Torsion) und die Umgebung (Temperatur, Medien). Belastungen sind einwirkende Größen wie Kraft, Moment, Druck, oder die am Bauteil entstehenden Größen (Beanspruchungen) wie Dehnung, Spannung oder Verformung (Bild 170).
 

Die Parameter zur Beschreibung einer Wöhlerlinie sind die Neigung k im Bereich der Zeit- oder Kurzzeitfestigkeit, der Abknickpunkt N_k, die Beanspruchbarkeit am Abknickpunkt (z.B. σ_ak) und die Neigung k’ nach dem Abknickpunkt. Diesen zugeordnet ist eine Überlebens- oder Ausfallwahrscheinlichkeit P_Ü oder P_A. Die Höhe und Lage des Abknickpunktes sowie Neigungen sind abhängig von den oben genannten Einflussparametern. Bei GJSWerkstoffen liegt der Abknickpunkt überwiegend bei N = 2·10⁶ Schwingspielen. Die Streuung der Ergebnisse T ist werkstoff- und fertigungsabhängig und für eine Sicherheitsbetrachtung, die häufig auf der logarithmischen Normalverteilung basiert, notwendig. Unter dieser Annahme lässt sich aus dem Streumaß T, definiert als der Bereich zwischen den Überlebenswahrscheinlichkeiten P_Ü=10 % und 90 %, T_X = 1 : X(P_Ü=10 %) / X(P_Ü=90 %), die Standardabweichung berechnen (Bild 170). Im Bereich der Zeit- und Kurzzeitfestigkeit sind die Streumaße T_N und T_σa über die Neigung k miteinander gekoppelt. Diese Streumaße werden bis zum Abknickpunkt mit zunehmender Lebensdauer größer. Wegen des flachen Verlaufes der Wöhlerlinie nach dem Abknickpunkt macht die Angabe einer Streuung der Lebensdauer N für den Bereich N > N_k keinen Sinn mehr und ist daher auf die Streuung der Belastungs- oder Beanspruchungsamplitude beschränkt. Sie wird nicht größer als die Streuung im Übergangsbereich von der steilen zur flachen Neigung der Wöhlerlinie. Das im Bereich der Zeitfestigkeit kurz vor dem Abknickpunkt ermittelte Streumaß kann nach dem Abknickpunkt somit als konstant angenommen werden. Diese Annahme ist sinnvoll, weil das Treppenstufenverfahren sowie seine Modifikationen, die zur Bestimmung ertragbarer Last-, Dehnungs- oder Spannungsamplituden für eine festgesetzte Grenzschwingspielzahl am oder nach dem Abknickpunkt verwendet werden, nur einen zuverlässigen Mittelwert, aber kein zuverlässiges Streumaß liefern.

Die genannten Parameter gelten sinngemäß auch für die Ermittlung und Beschreibung von Gaßnerlinien (Kennzeichnung durch „ “ und bedeutet „Höchstwert der Beanspruchung“). Bei Gaßnerlinien sind die Streuungen geringer als bei Wöhlerlinien und je nach Kollektivform verlaufen sie flacher (k ≥ k). Beide werden allgemein als Lebensdauerlinien bezeichnet. Erst im doppellogarithmischen Netz ergeben sich bei deren Darstellung die geradlinigen Verläufe mit den Neigungen k, k’ oder k. Auf der Belastungs- und Beanspruchungsachse werden in der Regel Amplituden aufgetragen. Ein eventuell überlagerter Mittelwert geht aus dem RWert hervor.

Beim Ermitteln von Gaßnerlinien muss eine Teilfolge, beispielsweise als Spitzenwertfolge mit definiertem Teilfolgenumfang, vorliegen. Ein Belastungskollektiv ist die Summe der ertragenen Teilfolgen. Die Versuche werden auf unterschiedlichen Belastungshorizonten durchgeführt, wobei sich die Anzahl der Wiederholungen der Teilfolge und die Größe der Amplituden horizontabhängig ändern. Ein höherer Horizont bedeutet lediglich eine lineare Vergrößerung, ein niedrigerer eine lineare Verkleinerung aller Amplituden und der zugehörigen Mittelwerte (Bild 171). Eine Teilfolge muss, um einen betriebsähnlichen Ablauf abzubilden (betriebsähnliche Durchmischung), mindestens 5 bis 10- mal bis zum Versagen wiederholt werden.
 

Die Ergebnisse der Gaßnerversuche werden (zumindest im deutschsprachigen Raum) als Amplitudenhöchstwert der jeweils verwendeten Teilfolge über der sich ergebenden Schwingspielzahl beim Versagen aufgetragen. Unter Berücksichtigung des R-Wertes ermöglicht dies einen Vergleich mit der statischen Beanspruchbarkeit, zum Beispiel Werkstoff- oder Formdehngrenze. Darüber hinaus ist erkennbar, um wie viel der Höchstwert den Abknickpunkt der Wöhlerlinie (die sogenannte Dauerfestigkeit) überschreitet. Die genaue Lage von Gaßnerlinien in Abhängigkeit der verwendeten Teilfolge kann theoretisch über Schadensakkumulation berechnet, zuverlässig aber nur durch Versuche bestimmt werden.

Dehnungswöhlerlinien

Zum Bewerten des Werkstoffverhaltens für Beanspruchungen, die die Streckgrenze überschreiten können oder unter wiederholten elasto-plastischen Beanspruchungen ist die Kenntnis der zügigen und zyklischen Spannungs-Dehnungskurven und von dehnungsgeregelt aufgenommenen Anrisswöhlerlinien erforderlich. Sie sind eine Basis für die Bauteilbemessung nach dem örtlichen Konzept. Mit ungekerbten Proben wird das zyklische Verhalten im Kerbgrund von Bauteilen durch die Dehnungsregelung, die auch in hochbeanspruchten Bereichen von Bauteilen aufgrund von Spannungsgradienten vorherrscht, simuliert. Die Koeffizienten und Exponenten nach Coffin-Manson-Basquin, mit denen die Dehnungswöhlerlinie beschrieben wird, sowie der Koeffizient und Exponent nach Ramberg-Osgood für die zügige und zyklische Spannungs-Dehnungskurve finden Eingang in kommerzielle Bemessungsprogramme. Die Gegenüberstellung der zügigen und zyklischen Spannungs-Dehnungs-Kurven zeigt, ob ein Werkstoff bei wiederholter elasto-plastischer Beanspruchung Festigkeit aufbaut (zyklische Verfestigung), abbaut (zyklische Entfestigung) oder sich neutral verhält. Diese Kurven werden außerdem für die Berechnung von Kerbgrundbeanspruchungen, zum Beispiel durch die Anwendung der Neuber-Regel oder deren Modifikationen, verwendet [208]. In der Regel weisen Eisengusswerkstoffe eine zyklische Verfestigung auf.

Bedeutung der Versuche mit variablen Amplituden

Die Bedeutung der Versuche mit variablen Amplituden liegt darin, dass sich gegenüber konstanten Amplituden, bei gleichem Höchstwert eine deutlich höhere Lebensdauer ergibt. Dies ist darauf zurückzuführen, dass die kleineren Amplituden im Gaßnerversuch weniger schädigen als die ständig mit gleicher unveränderter Größe auftretenden Amplituden des Wöhlerversuchs. Um wie viel sich die Lebensdauer im Gaßnerversuch gegenüber dem Wöhlerversuch vergrößert, hängt von der verwendeten Teilfolge ab.

Im Falle einer Geradlinienverteilung (GV) ist der Anteil von kleineren Amplituden im Vergleich zur Normalverteilung (NV) größer (Bild 172).
 

Entsprechend weist die zugehörige Gaßnerlinie eine höhere Lebensdauer auf. Dieser Vorteil über die Kenntnis der Kollektivform und ihrem Einfluss auf die Lebensdauer bei gegebener Belastung lässt sich auch bei der Bauteildimensionierung ausnutzen. Wenn beispielsweise für eine Spurstange eines Fahrzeuges eine Lebensdauer von 10⁸ Schwingspielen erforderlich und die Höchstbelastung F_a = 100 kN durch Betriebsmessungen bekannt ist, kann aus der Wöhlerlinie mit der ertragbaren Spannungsamplitude von σa = 260 N/mm² ein Durchmesser von d = 22 mm berechnet werden. Da aber eine Spurstange im Betrieb Belastungen mit variablen Amplituden ausgesetzt ist (Messungen belegen im vorliegenden Fall eine Geradlinienverteilung), kann bei Kenntnis der entsprechenden Gaßnerlinie für eine Lebensdauer von 10⁸ Schwingspielen die ertragbare Spannungsamplitude von σ_a = 500 N/mm² als Kollektivhöchstwert zugrunde gelegt und damit ein Durchmesser von d = 16 mm berechnet werden. Diese Querschnittsverringerung wird durch das Zulassen einer Überschreitung der Wöhlerlinie bei 10⁸ Schwingspielen um den Faktor 1,9 ermöglicht. Die Reduzierung des Querschnittes von 22 auf 16 mm bedeutet gleichzeitig eine Verringerung des Gewichtes für diesen Bauteilbereich um Faktor 1,9. Diese Berücksichtigung von zeitlich veränderlichen Amplituden in der konstruktiven Praxis ist der Verdienst von E. Gaßner (1939) und der bedeutendste Fortschritt in der Bauteilbemessung nach A. Wöhler (1866).

Größeneinfluss und Übertragbarkeit

Der Größeneinfluss, ein wesentlicher Faktor bei der Übertragung von an Proben ermittelten Schwingfestigkeitskennwerten auf Bauteile, lässt sich in einen technologischen, spannungsmechanischen, statistischen und oberflächentechnischen Größeneinfluss einteilen, wobei jedoch nicht immer eine vollständige Entkoppelung aller Größeneinfluss-Mechanismen möglich ist [209]. Eine ingenieurmäßige Möglichkeit der Berücksichtigung ist durch das höchstbeanspruchte Werkstoffvolumen gegeben, in dem der spannungsmechanische und der statistische Größeneinfluss zusammenwirken. Es wird vom Spannungsgradienten, der Geometrie und auch von der Art der Belastung (zum Beispiel Planbiegung oder Umlaufbiegung, Axialbelastung, Torsion) bestimmt und beeinflusst somit die Versagenswahrscheinlichkeit entscheidend. Der sogenannte technologische und oberflächentechnische Größeneinfluss ist durch gesonderte Betrachtung von Oberflächen-, Randschicht- und Gefügezustand zu berücksichtigen.

Da Versagen auslösende Werkstoffungänzen sich nicht nur auf die Oberfläche beschränken, sondern sich auch im oberflächennahen Bereich befinden können, hat es sich als brauchbar erwiesen, jenes Volumen, in dem die maximale örtliche Beanspruchung um 10 % abfällt (in dem also mindestens 90 % der maximalen örtlichen Beanspruchungen herrschen), als das höchstbeanspruchte Werkstoffvolumen V_90% zu efinieren und zur Bewertung heranzuziehen. Je größer das höchstbeanspruchte Volumen ist, umso größer ist die Wahrscheinlichkeit, dass ein Werkstofffehler anrissinitiierend wirkt. Aus diesem Grunde werden örtlich ertragbare Spannungen von größeren höchstbeanspruchten Werkstoffvolumina geringer. Bei der Übertragbarkeit wird zunächst vorausgesetzt, dass Werkstoff, Oberflächen- und Randschichtzustand einschließlich eventuell vorhandener Eigenspannungszustände von Probe und Bauteil gleich sind. Das heißt, der technologische und oberflächentechnische Größeneinfluss wird berücksichtigt. Die Berücksichtigung des höchstbeanspruchten Werkstoffvolumens ist für dickwandigen EN-GJS-400-15 in [206] beschrieben.

Bauteilbemessung

Bei der Gestaltung eines Gussteils lassen sich mehrere Aspekte gleichzeitig realisieren. Durch das Urformverfahren kann der Konstrukteur ein Gussteil entsprechend den Anforderungen aus Belastung und Geometrie zunächst frei gestalten, wobei hoch beanspruchte Bauteilbereiche immer ein einwandfreies Gefüge aufweisen müssen. Die optimale Gestaltung eines Gussteils erfordert daher bereits in der Entwurfsphase die enge Zusammenarbeit von Konstruktion, Berechnung (numerische Simulation) und Gießerei, damit Gestaltung, Belastung und Gießbarkeit sich nicht widersprechen, sondern ergänzen. 

Regelwerke und Normen

Stellvertretend sei hier die FKM-Richtlinie genannt [26], die allgemein für Maschinenbauteile gilt und somit umfassend einen großen Bereich abdeckt. Sie ermöglicht einen Betriebsfestigkeitsnachweis für Bauteile des Maschinenbaus unter Beachtung aller wesentlichen Einflussgrößen. Sie ist ein umfassendes Regelwerk, das in Deutschland und anderen europäischen Ländern anerkannt wird. Es existieren Software-Programme, die die Handhabung beim Nachweis erheblich erleichtern.

Um einer Vielzahl von Anwendungsfällen Rechnung zu tragen, müssen Regelwerke und Normen allgemein formuliert sein. Dies kann zur Überdimensionierung führen, da Bauteileigenschaften bei einer Bemessung nicht zufriedenstellend ausgereizt werden können.

Eingangsgrößen für die Bemessung

Beim Bemessen und Gestalten von gegossenen Komponenten müssen die Funktionalität und das betriebssichere Verhalten möglichst bei minimalem Werkstoffvolumen gewährleistet sein. Die besten Beispiele liefert hierzu die Natur. Doch lassen sich bei der Gestaltung nicht immer (bei Gussteilen aber häufig) die Prinzipien eines „Bio-Designs“ auf eine Konstruktion übertragen, da geometrische Zwänge oft keinen Freiraum zur Gestaltung lassen. Für die Bemessung müssen als Eingangsgrößen viele Randbedingungen bekannt sein, wie zum Beispiel

• Belastungen (Kräfte, Momente, Drücke usw.) oder Beanspruchung (Spannungen oder Dehnungen, einschließlich Medien und Temperatur) in Höhe und Häufigkeit (Lastkollektiv) und deren Eintrittswahrscheinlichkeit;
• Beanspruchbarkeit in Form von Lebensdauerlinien;
• Bemessungslebensdauer und Ausfallwahrscheinlichkeit.

Hierbei sind die kundenspezifischen Beanspruchungsprofile von besonderer Bedeutung. Diese lassen sich am zutreffendsten durch Messungen ermitteln, welche noch unter Berücksichtigung nicht gemessener, physikalischer Randbedingungen aufbereitet werden können. Der Betriebsfestigkeitsnachweis gestaltet sich vielfältig, und reicht vom Nachweisversuch am Bauteil (Bild 174) bis hin zum rein rechnerischen Nachweis [26].
 

Bemessungskonzepte

Die Kriterien für eine zutreffende betriebsfeste Bauteilbemessung sind die Zuverlässigkeit der Komponenten einer Konstruktion oder des ganzen Systems (Funktionstüchtigkeit) und die Sicherheit (kein Ausfall vor Erreichen der Bemessungslebensdauer für eine geforderte rechnerische Ausfallwahrscheinlichkeit). Folgende Bemessungskriterien werden in der Technik angewendet (Bild 175):

• Statische Bemessung (in der Regel gegen die Werkstoff-Dehngrenze);
• „Dauerfeste“ (sogenannte) Bemessung, wenn das Kollektiv unterhalb des Wöhlerlinienverlaufes nach dem Abknickpunkt liegt, aber der Kollektivhöchstwert weitaus mehr als 106 mal auftritt (Dies ist zum Beispiel bei Pleueln, Kurbelwellen und Zahnrädern der Fall). Obwohl die Belastungen mit variablen Amplituden auftreten, werden sie wegen der hohen Häufigkeit des Kollektivhöchstwertes wie eine Belastung mit konstanten Amplituden behandelt;
• „Betriebsfeste“ (sogenannte) Bemessung, wenn eine Überschreitung des Wöhlerlinienverlaufes nach dem Abknickpunkt durch den Kollektivhöchstwert sowie durch eine begrenzte Anzahl von variablen Amplituden erlaubt wird. Die Zulassung höherer Beanspruchungen als beim Abknickpunkt der Wöhlerlinie führt zu kleineren Bauteilquerschnitten (Leichtbau!). 

 Die folgenden Konzepte werden in den verschiedenen Sparten der Technik, manchmal gleichzeitig, angewendet.

1. Nennspannungskonzept - Das Nennspannungskonzept setzt die Definition sowohl einer Nennspannung als auch die Zuordnung einer Formzahl beziehungsweise bei Schweißverbindungen einer Kerbfallklasse (Kerbdetail) voraus. Nach der Definition dieser beiden Größen muss eine Bemessungswöhlerlinie im Nennspannungssystem für die gleiche Kerbzahl oder Kerbfallklasse des zu bewertenden Bauteils herangezogen werden. Dieses Konzept, das auch mit Nenndehnungen arbeiten kann, stößt bei komplexen Geometrien, für die weder eine Nennbeanspruchung noch eine Formzahl definiert werden kann, an seine Anwendungsgrenzen. Zudem verdrängen die heutigen Möglichkeiten in der numerischen Simulation, die örtliche Beanspruchungen zur Verfügung stellen, dieses Konzept immer mehr.

2. Strukturspannungskonzept - Das Strukturspannungskonzept wurde für Schweißverbindungen entwickelt. Das Konzept, bei dem auch Dehnungen zugrunde gelegt werden können, extrapoliert die Spannungsverteilung außerhalb der Schweißnaht auf die Nahtübergangskerbe nach festgelegten Kriterien und definiert eine Hot-Spot-Spannung. Diese Spannung wird dann einer Strukturspannungswöhlerlinie zugeordnet und bewertet. Der Vorteil dieses Konzeptes liegt darin, dass bei komplexer Geometrie das Problem der Definition einer Nennspannung, gegebenenfalls auch eines Kerbfalles, umgangen wird. Im Vergleich zum Nennspannungskonzept werden bei Schweißverbindungen sehr wenige Kerbfall-(Detail)klassen angegeben. Der Nachteil liegt darin, dass von außen nicht zugängige kritische Bereiche, wie beispielsweise Wurzelkerben, mit diesem Konzept nicht mehr beurteilt werden können.

3. Örtliches Konzept - Das Örtliche Konzept (Kerbgrundkonzept) kann sowohl mit Spannungen als auch mit Dehnungen arbeiten. Hierzu müssen die lastbedingten Kerbspannungen- oder dehnungen ermittelt werden und für deren Bewertung die örtlich ertragbaren Beanspruchungen (Beanspruchbarkeit), das heißt Lebensdauerlinien im örtlichen System, unter Berücksichtigung des Größeneinflusses, Oberflächen- und Randschichtzustandes, vorliegen. Der Vorteil dieses auch für Schweißverbindungen anwendbaren Konzeptes liegt darin, dass die für das Versagen verantwortlichen lokalen Beanspruchungsgrößen auch für schwierigste Geometrien numerisch ermittelt werden können.

4. Bruchmechanikkonzept - Das Bruchmechanikkonzept geht von der Vorstellung aus, dass in kritischen Bereichen eines Bauteils rissartige Fehler oder Geometrien vorliegen, von denen aus ein Riss eingeleitet werden und fortschreiten kann. Die Risseinleitung kann durch die Definition einer Spannungsintensität, der Rissfortschritt durch zusätzliche Werkstoffgesetze linear-elastisch oder elastoplastisch behandelt werden. Findet die Entstehung eines technischen Anrisses bis zu einer definierten Länge oder Tiefe keine Berücksichtigung, wird bei dieser Bemessungsmethode diese Lebensdauerphase nicht genutzt. Zu dieser Thematik ist bereits ausführlich in Kapitel 8.6 berichtet worden.

5. Versagenshypothesen - Die Beanspruchungen in kritischen Bereichen von Bauteilen sind in der Regel mehrachsig. Sie können nur dann bewertet werden, wenn sie mittels einer geeigneten Festigkeitshypothese in eine Vergleichsspannung umgewandelt werden. Für Eisengusswerkstoffe kann die Schnittebenen bezogene Normalspannungshypothese (NH) sowohl für Beanspruchungen mit konstanten als auch zeitlich veränderlichen Hauptspannungsrichtungen angewendet werden [210 - 212].

6. Lebensdauerabschätzung - Die Frage nach der Lebensdauerabschätzung stellt sich bei zeitlich veränderlichen Beanspruchungen. Zur rechnerischen Abschätzung der Lebensdauer nach der Hypothese der linearen Schadensakkumulation nach Palmgren (1924) – Miner (1945) (Bild 176) ist die Kenntnis des Kollektives (Rainflow-Matrix oder Überschreitungshäufigkeit von Klassengrenzen in Kombination mit der Bereichspaarzählung) und auch der Wöhlerlinie erforderlich.
 

Da die Amplituden des Kollektivs in aller Regel unterschiedliche R-Werte aufweisen, wird häufig eine Transformation auf den R-Wert der Wöhlerlinie vorgenommen. Bei der Original-Palmgren-Miner-Rechnung verläuft die Wöhlerlinie nach dem Abknickpunkt waagerecht. Das heißt, es wird nicht berücksichtigt, dass Amplituden unterhalb des Abknickpunktes schädigen. Aus diesem Grund wird die Wöhlerlinie, je nach Modifikation der Palmgren-Miner-Regel, nach dem Abknickpunkt mit einer veränderten Neigung fortgesetzt, zum Beispiel mit k’=k (Palmgren-Miner-Elementar) oder mit k’=2k - m (Modifikation nach Haibach mit m = 2 für Gusswerkstoffe), um auch der Schädigung durch kleine Amplituden unterhalb des Abknickpunktes Rechnung zu tragen. Die meist angewandten Modifikationen sind die vorstehend genannten. Nach der Summation der Teilschädigungen n_i/N_i kann die Lebensdauer N_rech. mit der theoretischen Schadenssumme D_th=1,0 berechnet (abgeschätzt) werden. Für eine zutreffende Abschätzung ist die Kenntnis der tatsächlichen Schadenssumme D_tat. erforderlich, die in der Regel kleiner als 1,0 ist. Sie lässt sich nur aus Experimenten (Wöhler- und Gaßnerlinie) als Verhältnis zwischen der experimentell ermittelten Lebensdauer und der mit D_th=1,0 berechneten bestimmen (Bild 176), und ist mit dem Berechnungsverfahren und Kollektiv verknüpft. Falls im Betrieb andere Kollektivformen vorliegen als die im Versuch verwendeten, kann in diesem Fall die Lage der entsprechenden Gaßnerlinie durch eine relative Schädigungsberechnung abgeschätzt, jedoch seltenst zutreffend berechnet werden. Die tatsächlichen Schadenssummen können über drei Dekaden streuen. Etwa 90 % der aus Experimenten abgeleiteten Schadenssummen liegen unter dem theoretischen Wert D_th=1,0. Das heißt, Berechnungen mit D_th=1,0 liefern in den meisten Fällen eine Überschätzung der Lebensdauer. Aus diesem Grunde wird bei einer Vorbemessung zur Abschätzung der Lebensdauer für Schweißverbindungen die zulässige Schadenssumme D_zul=0,5 und für nicht geschweißte Bauteile D_zul=0,3 (FKMRichtlinie) angenommen. Für Beanspruchungszeit-Abläufe mit hohen Mittelwertschwankungen sollte anstatt 0,5 der Wert 0,2 und anstatt 0,3 der Wert 0,1 verwendet werden. Aufgrund dieser Unsicherheiten ist ein experimenteller Festigkeitsnachweis, sofern dies möglich ist, insbesondere für Sicherheitsbauteile stets zu empfehlen.

Ertragbare Beanspruchungen

Bruchverhalten unter Schlagbelastung

Bei einer betriebsfesten Auslegung müssen Bauteile auch nach Entstehen eines unvorhergesehenen Anrisses einer Missbrauchsbelastung wie einem Schlag durch eine entsprechende Festigkeitsreserve standhalten. Solche Belastungen können zum Beispiel an Fahrwerkskomponenten bei einer Fahrt über ein Hindernis, durch ein Schlagloch oder bei einem Aufprall gegen eine Bordsteinkante auftreten. Ausführlich wurde bereits unter 8.6 auf das Riss- und Bruchverhalten bei statischer, zyklischer und dynamischer Beanspruchung eingegangen.

Im Bild 177 wurden zwei Nutzfahrzeug- Radnaben gleichen Gewichts aus einem geschmiedeten und einem gegossenen Werkstoff gegenübergestellt, bei denen in den höchst beanspruchten kritischen Bereichen künstliche Anrisse mit einer Tiefe von 0,5 mm im hoch beanspruchten Bereich eingebracht wurden. Bei den konventionellen Werkstoffkennwerten zeigt sich zwar der Schmiedestahl dem Gusswerkstoff überlegen, jedoch ist aufgrund der gusstechnischen Gestaltung (Rippen in den kritischen Bereichen) im Vergleich zu der geschmiedeten Nabe eine deutlich höhere Schlagkraft erforderlich, um einen Gewaltbruch zu erzeugen. Die Höhe der unter schlagartiger Belastung erforderlichen Bruchkraft wird im Beispiel stark von der Geometrie beeinflusst und erlaubt daher keine Korrelation mit den an Proben ermittelten statischen  Werkstoffkennwerten.
 

Formdehngrenze

Die 0,2-%-Werkstoffdehngrenze (die Spannung mit einer bleibenden (plastischen) Verformung von ε_pl = 0,2 %) wird mit einem ungekerbten Probestab (K_t = 1,0) im Zugversuch oder während eines dehnungsgeregelten Versuchs aus der Last-(Spannung)-Dehnungskurve ermittelt. Sobald der linear-elastische Bereich der Spannungs-Dehnungskurve überschritten wird, neigt der Werkstoff unter Lastregelung und axialer Belastung, je nach seinen Verfestigungseigenschaften, wegen nicht vorhandener Stützwirkung (kein Spanernungsgradient) zu einem unkontrollierten Fließen. Dies kann bei der ungekerbten Probe nur durch eine Dehnungsregelung (Dehnungswöhlerlinie) unterbunden werden.

Für das Erreichen der 0,2%-Bauteil-Dehngrenze hingegen sind am Bauteil oder an einem Kerbstab, im Vergleich zur 0,2-%-Dehngrenze der ungekerbten Probe, eine höhere örtliche Gesamtdehnung erforderlich. Dies ist durch die Spannungsgradienten in der Kerbe des Bauteils oder der Kerbprobe bedingt. Das Verhältnis zwischen der örtlichen Gesamtdehnung, die am Bauteil und an der ungekerbten Probe eine bleibende Verformung von 0,2-% ergeben, wird als Stützziffer definiert. Die Spannungsgradienten in der Kerbe verhindern örtlich ein unkontrolliertes Fließen, das heißt, sie üben trotz der äußeren Lastregelung örtlich bis zu einem gewissen Maß eine Dehnungsregelung aus, sofern die 0,2-%-Bauteil-Dehngrenze nicht überschritten wird. Deswegen liegt am Bauteil oder an der Kerbprobe zwischen der äußeren Belastung und örtlichen Dehnung ein größerer linearer Bereich vor als bei der ungekerbten Probe. Die aus der Sicht der Betriebsfestigkeit wichtige Bauteil-Formdehngrenze, die durch eine Betriebsbeanspruchung infolge einer Sonderbelastung angesprochen werden kann, darf die Ermüdungsfestigkeit nicht beeinträchtigen. Sie ist daher, je nach Werkstoff und Konstruktion, kleiner als die 0,2-%-Bauteil-Dehngrenze, zum Beispiel 0,02 bis 0,05 %.

Auswahl bemessungsrelevanter Kennwerte

Schwingfestigkeitskennwerte werden überwiegend an Proben ermittelt und zur Verfügung gestellt. Die Aussagekraft dieser Kennwerte hängt davon ab, inwieweit der Anwender anhand der zur Verfügung gestellten Daten in der Lage ist, verschiedene Einflussfaktoren zu bewerten. Weiklärt terhin ist das Versagenskriterium von Bedeutung. Schwingfestigkeitskennwerte, die an ungekerbten Proben ermittelt wurden, bieten meistens einen konservativen Ansatz, da die Proben unter Axialbelastung keinen Spannungsgradienten aufweisen. Unter Biegebelastung werden, in Abhängigkeit des Spannungsgradienten, in aller Regel höhere Kennwerte ermittelt (Bild 178).
 

Es ist daher sehr schwierig, Kennwerte wie im Bild 167 zur Verfügung zu stellen, da diese immer eine Bemessungsmethodik erfordern (Berücksichtigung lokaler Eigenschaften wie Gefüge, Festigkeit, Randschichtzustand, höchst beanspruchtes Werkstoffvolumen, Oberflächennachbehandlung, usw.), die die zuverlässige Übertragbarkeit der Kennwerte von Proben auf Bauteile ermöglicht.

Sofern keine Erfahrungen bezüglich der Schwingfestigkeitskennwerte vorliegen, empfiehlt sich immer ein Nachweisversuch mit dem realen Bauteil. Sofern dies nicht möglich ist, sollte mit dem Bauteil entnommenen Proben (keine Angussproben) mit vergleichbaren lokalen Eigenschaften eine Lebensdauerlinie abgeleitet werden.

1. Kennwerte zu dickwandigem Guss
Zyklisch beanspruchte, dickwandige Bauteile aus Gusseisen mit Kugelgraphit, wie zum Beispiel Motorblöcke für Großdieselmotoren, Rahmen für Schmiedepressen, Hydraulikzylinder für Kunststoffspritzgießmaschinen, Verdichter- und Turbinengehäuse, Mahlteller usw., werden oftmals nur in geringen Stückzahlen produziert. Aus diesem Grunde ist es unwirtschaftlich, den Gießprozess wie bei Serienbauteilen hinsichtlich Gießverfahren, Einsatzmaterialien, Metallzusammensetzung, Impfung, Anschnitttechnik usw. zu optimieren. Infolgedessen wird das geforderte Grundgefüge nicht immer über den gesamten Querschnitt erreicht und der Abnehmer akzeptiert das Bauteil meistens nicht. Es wird zu Ausschuss erWeiklärt, wodurch den Unternehmen hohe Kosten entstehen, sowohl durch die erneute Herstellung als auch durch die arbeitsintensive Verschrottung des Ausschussteils. Daher wurden Schwingfestigkeitskennwerte für Ungänzen wie Dross an der Oberfläche, Lunkern im angeschnittenen oder eingebetteten Zustand, Graphitentartungen (zum Beispiel Chunky-Graphit) und verschiedenen anderen Entartungen bereitgestellt, die an großen, teilweise dem Bauteil entnommenen Proben ermittelt wurden (Bild 180).
 

Die Kennwerte für Gefüge ohne und mit Entartungen sind derart aufbereitet, dass sie unmittelbar in die Bemessungspraxis des für dickwandige Bauteile häufig verwendeten Gusswerkstoffes EN-GJS-400-15 einfließen können [30, 206]. Aus den ermittelten Schwingfestigkeitskennwerten wurde der Einfluss der Belastungsarten, Geometrien und Spannungsgradienten eliminiert und die Kennwerte bei einer definierten Schwingspielzahl einem bestimmten höchst beanspruchten Werkstoffvolumen zugeordnet. Die ertragbaren Vergleichsspannungsamplituden für Wechsel- und Schwellbelastung lassen sich auf andere höchst beanspruchte Werkstoffvolumina, Schwingspielzahlen und auch Spannungsverhältnisse umrechnen. Über eine Sicherheitsbetrachtung können dann die zulässigen Beanspruchungen, die von den metallographischen Gegebenheiten der zu bemessenden Bauteilbereiche abhängen, den auftretenden gegenübergestellt werden. Dadurch ist eine sofortige Entscheidung über die Freigabe eines Bauteils möglich. Die Methodik ist sowohl bei Gießern als auch bei deren Kunden akzeptiert.

2. Kennwerte zu ADI
Bei gekerbten Bauteilbereichen ist eine Erhöhung der Schwingfestigkeit durch die Wahl eines höherfesten Werkstoffes zunächst nicht zu erwarten (Bild 167). Bereits relativ alte Untersuchungen zeigen aber, dass mit dem Werkstoff ADI (siehe 8.1) durchaus auch bei Kerben eine Erhöhung der Schwingfestigkeit möglich ist, insbesondere wenn variable Amplituden vorliegen (Bild 181).
 

Unter schwellenden variablen Amplituden treten höherfeste perlitische Gusswerkstoffe (Temperguss ENGJMB-700-2 und Gusseisen mit Kugelgraphit EN-GJS-700-2) und auch ADI bereits schon im nicht Randschicht nachbehandelten Zustand in Konkurrenz zu Schmiedestählen [213] (Bild 182).
 

Neuere Untersuchungen [214, 215] verdeutlichen anhand von dehnungsgegegelten Versuchen an ungekerbten Proben das vorhandene Potential. Bei einem Unterschied in den zyklischen Dehngrenzen von 75 % beträgt die reale Steigerung für ADI gegenüber EN-GJS-400-15 100 % unter konstanten Amplituden und 120 % unter variablen Amplituden (Bild 183). 
 

Dieses Verhalten wurde auch bei realen Bauteilen (Panhardstäben) mit roher, reinigungsgestrahlter Oberfläche nachgewiesen (Bild 184).
 

Sicherheitsbetrachtung

Für eine Bauteilbemessung wird, ausgehend von einer Lebensdauerlinie mit einer Überlebenswahrscheinlichkeit von P_Ü = 50 %, eine Bemessungslebensdauerlinie, das heißt die zulässige Schwingfestigkeit, abgeleitet. Hierzu muss, je nach dem Gefährdungspotenzial eines Bauteils, zunächst eine rechnerische (theoretische) Ausfallwahrscheinlichkeit P_A definiert werden: Bei lebenswichtigen Bauteilen, die niemals ausfallen dürfen, wie Bremsen zum Beispiel P_A ≤ 10^-6, bei Bauteilen, die häufig inspiziert und in einem abgesicherten Bereich betrieben werden (zum Beispiel ein Hochdruckbehälter in einem Bunker) P_A = 10^-3.

Weiterhin müssen bekannt sein: 
s_X - Standardabweichung um den Mittelwert (P_Ü = 50 %) der Beanspruchbarkeit X (X - ertragbare Beanspruchung, wie z. B. Spannung, Dehnung, Kraft, Moment, Druck) mit

s_M - Standardabweichung des Mittelwertes der Beanspruchbarkeit (chargenoder fertigungsbedingte Streuungen des Mittelwertes im Rahmen der Qualitätskontrolle);
s_B - Standardabweichung der Beanspruchung (Belastung) (Falls die maximale Belastung als bekannt vorausgesetzt werden kann, folgt sB = 0).

Unter der Annahme einer logarithmischen Normalverteilung kann aus den einzelnen Standardabweichungen die Gesamt-Standardabweichung 

berechnet werden [216].

Aus der festgelegten rechnerischen Ausfallwahrscheinlichkeit und der Gesamt-Standardabweichung berechnet eine praxistaugliche Näherungslösung [217] den Sicherheitsfaktor

ausreichend genau. Die zulässige Beanspruchung für die geforderte rechnerische Ausfallwahrscheinlichkeit ergibt sich zu

Die gesamte BDG-Information "Gusseisen mit Kugelgraphit: Herstellung – Eigenschaften – Kugelgraphit" können Sie hier als PDF herunterladen: