Dauerfestigkeitseigenschaften von ADI- und IDI-Gusseisen

• Dauerfestigkeitseigenschaften bei hohen Zykluszahlen von ADI- und IDI-Gusseisen
• Der Effekt der rauen Oberfläche durch die Verwendung von Grünsandformen
• Dauerfestigkeitseigenschaften in zahnradgetriebenen ADI-Komponenten
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Bei der Planung ermüdungsbeanspruchter mechanischer Bauteile ist besonders darauf zu achten, dass Bereiche mit Spannungskonzentrationen (Stress Risers) d. h. Kerben als bevorzugte Stellen für die Entstehung von Ermüdungsrissen auftreten. Wenn der Kerbbodenradius gegen Null geht, ist die Bewertung der Ermüdungsgrenze basierend auf Kt-basierten Ansätzen nicht mehr anwendbar, da die lokale Spannung gegen unendlich geht. Aus diesem Grund ist es notwendig, das Problem mit Ansätzen anzugehen, die auf dem LEFM basieren. Kitagawa und Takahashi waren die ersten, die die Ausbreitungsschwellenbedingungen eines Risses analysierten: Das Ergebnis ihrer Tests ist im Diagramm in Abbildung 10 zusammengefasst, das kürzlich auf Komponenten endlicher Größe und auf verschiedene Kerbgeometrien erweitert wurde, wobei der Schwellenwert der Bruttospannungsschwingbreite Δσg, th eines Risses, der in einer im I-Modus belasteten unendlichen Platte zentriert ist. Bei ausreichender Risslänge ist die Schwellenbedingung durch den Schwellenwert ΔKth des linear elastischen Spannungsverstärkungsfaktors ΔKI an der Rissspitze gegeben. Mit abnehmender Rissgröße verringert sich der Wert der Spannungsschwingbreite gegenüber dem durch die LEFM-Linie bestimmten Wert, bis für gegen Null tendierende Rissabmessungen der Wert der Dauerfestigkeit Δσ0 des glatten Bereichs angenommen wird.

Das Ermüdungsverhalten insbesondere von ferritischen, perlitischen, IDI– und ADI 1050-Gusseisen wurde durch Rotationsbiegeversuche charakterisiert an:

• Glatte zylindrische Proben, um die Ermüdungsgrenze des glatten Teils von σAg,50% zu erhalten;
• Stark gekerbte zylindrische Proben, um den Schwellenwert für die Rissausbreitung ΔKth zu erhalten.

Für jedes Material wurden die Proben aus separaten Y-Block-Rohren mit einer entsprechenden Dicke von 25, 50 bzw. 75 mm gewonnen (Abbildung 11). Abbildung 12 fasst die Charakterisierung des Materials und die experimentellen Ergebnisse bezogen auf den Bruttoquerschnitt der Proben zusammen. Die Ermüdungsgrenze des glatten Bereichs wird als Nennspannungsamplitude (halber Min.-Max.-Bereich) angegeben. Die Ausbreitungsschwelle ΔKth wurde durch Interpolation der von den gekerbten Proben erhaltenen Daten unter Verwendung der El-Haddad-Gleichung berechnet.

Experimentelle Beweise (Abbildung 12) zeigen, dass:

• Für ein bestimmtes Material gilt: Je höher die Dicke (die Härte bleibt ziemlich konstant, wenn die Dicke variiert, während die Größe der Graphitkugeln zunimmt), desto niedriger ist die Ermüdungsgrenze vom glatten Berich σAg,50%, und desto höher ist die Ausbreitungsschwelle ΔKth;
• Unter den Werkstoffen: Mit zunehmender Härte steigen sowohl die Ermüdungsgrenze des glatten Bereichs σAg,50% als auch die Ausbreitungsschwelle ΔKth an;
• Die Wärmebehandlung führt zu einer allgemeinen Verbesserung des Dauerfestigkeitsverhaltens (von ferritischem Sphäroguss zu IDI, von perlitischem Sphäroguss zu ADI).

Unter den vielen Parametern, die die Dauerfestigkeit eines Bauteils beeinflussen, spielt die Oberflächenbeschaffenheit eine bedeutende Rolle. Ein aus Grünsandformen hergestelltes Gussteil wird normalerweise eingesetzt, indem ein Großteil seiner Oberfläche im unbearbeiteten Zustand belassen wird, wobei die Verringerung der Dauerfestigkeitsleitungen, die dieser Zustand hervorruft, bekannt ist. Die große Variabilität der Oberflächenqualität aufgrund der unterschiedlichen Art und geometrischen Komplexität der vorhandenen Defekte macht die Formulierung quantitativer theoretischer Modelle sehr schwierig. Der vorgeschlagene experimentelle Ansatz basiert auf der Theorie der linear-elastischen Bruchmechanik (LEFM) und besteht aus dem verallgemeinerten experimentellen Kitagawa-Takahashi-Diagramm, einem Planungswerkzeug, das die Ergebnisse von glatt bearbeitet und rau zusammenfasst. Ausgehend von der Gleichung des Intensivierungsfaktors der Spannungen:

und durch Ersetzen von KI durch die von Murakami vorgeschlagenen Gleichung, gültig für oberflächliche Risse:

erhält man:

wobei k eine Konstante gleich 0,42 ist und Areap der Abschnitt des Defekts ist, der in Richtung des Anlegens der Spannung projiziert wird. An der Ermüdungsgrenze nimmt der Spannungsverstärkungsfaktor KI den Schwellenwert Kth an.

Die Ermüdungstests wurden an 52 zylindrischen Rohproben mit φ16 mm aus ADI JS / 1050-6 unter Anwendung der Locati-Methode durchgeführt; Der Vorteil dieser Methode besteht darin, dass jeder einzelnen Probe eine Ermüdungsgrenze zugeordnet werden kann, die dem einzelnen Fehler entspricht, der zur Ermüdung führt.

Abbildung 14. Verallgemeinertes Kitagawa-Takahashi-Diagramm für ADI 1050

Extrapoliert durch die Fehlergröße gleich Null (Abbildung 13), stellt die horizontale rote Linie die Ermüdungsgrenze des Rohlings ohne Fehler dar, wobei KL den Reduktionskoeffizienten in Bezug auf den glatten Bereich darstellt. Wir können sagen, dass die raue Oberfläche ohne Defekte als ein weiteres „tragendes“ Material mit eigenen Eigenschaften behandelt werden kann. Defekte mit einer effektiven Abmessung, die viel kleiner als ao layer ist, bewirken zumindest theoretisch keine weitere Verringerung der Ermüdungsgrenze; es ist stattdessen offensichtlich, dass größere Defekte zu einer weiteren Reduktion beitragen, die zu der allein durch die raue Oberfläche induzierten hinzugefügt wird, wobei ein asymptotischer Wert in der Größenordnung von KL 2,5-3 erreicht wird. Da die Defekte in Bezug auf die Mechanik des Bruchs mit ausgelösten Rissen vergleichbar sind, stellt die Ermüdungsgrenze unter diesen Bedingungen eine Nichtausbreitungsschwelle dar.

In der Kraftübertragung sind ADI-Gusseisen weit verbreitet, da sie eine Gewichtsreduzierung in Kombination mit der Integration von Komponenten und Net-to-Shape-Geometrien ermöglichen und mechanische Eigenschaften besitzen, die mit denen von gehärteten Baustählen vergleichbar sind. Aufgrund ihrer hohen Verschleißfestigkeit haben viele Studien gezeigt, dass ADI-Gusseisen auch eine hohe Festigkeit gegen Kontaktermüdung aufweisen. Während des Eingriffs wird der Zahn zwei Arten von Belastungen ausgesetzt: Der Zahnfuß wird auf Biegung beansprucht, während beide Seiten Wälz-Gleit-Bedingungen ausgesetzt sind. Ein für die Zahnradfertigung geeigneter Werkstoff muss eine ausreichende Festigkeit gegen Biegung und Kontaktermüdung aufweisen. Angesichts der Informationslücken in internationalen Normen zu den Eigenschaften von ADI für diese Art von Anwendung war es zur Konsolidierung der Verwendung von ADI-Gusseisen notwendig, über Experimente folgendes zu bestimmen:

• Die Biegefestigkeit an der Zahnbasis oder Allowable stress number (bending), σFE
• Die Kontaktermüdungsfestigkeit oder Allowable stress number (contact), σH lim

gemäß Norm ISO 6336 (Tabelle 5).

Abbildung 15. Prüfbedingungen b) Biegung der Zahnbasis, c) Ermüdung durch Kontakt

Abbildung 15. Prüfbedingungen b) Biegung der Zahnbasis, c) Ermüdung durch Kontakt

Abbildung 16. Ergebnisse bezüglich σFE und σH limfür ADI-Gusseisen im Vergleich zu einigen Stählen

Die Biegefestigkeit am Zahnfuß von ADI-Gusseisen liegt in der natürlichen Ausdehnung von Sphäroguss im Gusszustand gemäß der Härtezunahme. Das Maximum von σFE wird bei HB 330 (ADI1050) erreicht; über diesen Wert hinaus (d.h. ADI1200) betritt man das Existenzfeld von niedrigem Ausferrit, das mit einer Abnahme der Dauerfestigkeit einhergeht. Der Kontaktermüdungsfestigkeitswert σHlim von ADI-Gusseisen ist vergleichbar mit dem von nitrierten-carbonitrierten Stählen. Dabei sollte der Eins-zu-eins-Vergleich mit Stahl durch Kompensation des σHlim durch den Belastungsfaktor ZE erfolgen, der die unterschiedlichen E und ν des Gusseisens gegenüber Stahl berücksichtigt: bei gleichem übertragenen Drehmoment arbeitet ein ADI-ADI-Zahnradpaar unter niedrigeren Kontaktdruck-Grenzbedingungen als das gleiche Stahl-Stahl-Paar. Unter diesem Gesichtspunkt kämen also auch induktionsgehärtete Stähle in Frage, natürlich wenn auch die zahnbedingten Anforderungen an die Biegefestigkeit erfüllt werden. Wenn die Konstruktionsanforderung die Biegefestigkeit am Zahnfuß ist, ist es offensichtlich, dass ADI-Gusseisen nur innerhalb bestimmter Grenzen und bei angemessener Dimensionierung mit Stählen konkurrieren kann. Wenn in der Konstruktionsphase die Materialauswahl von der Verschleißfestigkeit abhängig ist und die Biegefestigkeit am Zahnfuß eine untergeordnete Rolle spielt, stellt ADI eine gültige Alternative zum Stählen dar.