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Die Erfindung betrifft ein Kettenglied für Bergbauwendungen.
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Im Bergbau, vor allem im untertägigen Bergbau werden in unterschiedlichen Anwendungen Stahlketten eingesetzt. Eingesetzt werden Stahlketten beispielsweise bei Förderern, Hobelanlagen und dergleichen. Diese Ketten müssen besonders hohen statischen und dynamischen Belastungen genügen. Darüber hinaus müssen diese aufgrund des mitunter aggressiven Milieus in der Umgebung, in der diese eingesetzt sind, möglichst eine gute Korrosionsfestigkeit aufweisen. Neben diesen aus dem Betrieb bzw. der Verwendung dieser Ketten resultierenden Anforderungen bestehen auch Anforderungen an den Stahlwerkstoff resultierend aus dem Herstellungsverfahren zum Herstellen einer solchen Gliederkette. So muss eine aus einem solchen Stahlwerkstoff hergestellte Gliederkette nicht nur den genannten anwendungsspezifischen Anforderungen genügen, sondern er muss zudem formbar sein, um aus diesem Kettenglieder durch Schmieden oder Biegen herstellen zu können, vergütbar sein und die Stahllegierung muss den Anforderungen an eine gute Schweißbarkeit genügen.
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Ein Stahlwerkstoff der diesen Anforderungen genügt ist aus
DE 43 37 148 C1 bekannt. Mit diesem Stahlwerkstoff lassen sich Ketten herstellen, die hohen Beanspruchungen bei Bergbauanwendungen genügen.
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Gerade bei Bergbauanwendungen werden immer leistungsfähigere Ketten benötigt. Leistungsfähiger ist eine Gliederkette dann, wenn mit dieser höhere Lasten bewegt werden können. Eine Leistungssteigerung lässt sich prinzipiell durch Optimierung der Geometrie der Kettenglieder zum Reduzieren des zum Ausbilden eines Kettengliedes notwendigen Materialeinsatzes, durch Einsatz eines Werkstoffes mit einer höheren Bruchfestigkeit und/oder durch Erhöhungen des Drahtdurchmessers der Kettenglieder erreichen.
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Aus
DE 103 48 491 C1 ist eine Gliederkette bekannt geworden, bei der zumindest die Vertikalglieder bezüglich ihrer Geometrie zur Leistungssteigerung der Kette optimiert sind. Aufgrund einer aus diesem Stand der Technik erstmals bekannt gewordenen Geometrie dieser Kettenglieder ist es möglich, die Querschnittsfläche im Bereich der Schenkel gegenüber derjenigen im Bereich der Bögen um 15 bis 45% zu reduzieren. Die Folge ist eine nicht unbeträchtliche Materialeinsparung, ohne Nachteile in der Bruchfestigkeit hinnehmen zu müssen. Daher kann mit einer solchen Gliederkette unter Verwendung einer für eine Norm-Gliederkette gleichen Nenndurchmessers vorgesehene Antriebseinrichtung eine höhere Tonnage gefördert werden. Allerdings sind den Bemühungen, Ketten durch geänderte Geometrien der Kettenglieder leistungsfähiger zu machen, Grenzen gesetzt. Gleiches gilt für eine entsprechende Optimierung der zum Herstellen derartiger Ketten eingesetzten Stahllegierung. Ketten für Bergbauanwendungen werden aus Stahllegierungen hergestellt, wobei als typischer Werkstoff CTNiMo-Stähle des Typs 1.6758 gemäß
DIN 17115 verwendet werden. Ein solcher Stahl zeichnet sich durch hohe Cr- und Ni-Gehalte aus, wobei der Cr-Gehalt zwischen 0,4 und 0,6 Gew.-% und der Ni-Anteil zwischen 0,9 bis 1,1 Gew.-% beträgt.
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Eine Leistungssteigerung gegenüber einem solchen Stahl wurde bereits durch den in
DE 43 37 148 C1 offenbarten Stahl erreicht. Auch einer weiteren Steigerung der Stahlfestigkeit sind, wenn der Stahl den eingangs genannten Anforderungen genügen soll, Grenzen gesetzt. In solchen Fällen kann eine weitere Steigerung der Leistungsfähigkeit einer Gliederkette nur noch mit einem größeren Durchmesser des zur Ausbildung der Kettenglieder eingesetzten Materials erfolgen. Diesbezüglich ist der mittlere Bereich in den Bögen derjenige Bereich, mit dem der Drahtdurchmesser als Nenndurchmesser eines Kettengliedes bestimmt und angegeben wird, und zwar unabhängig davon, ob es sich bei dem Kettenglied um ein aus einem Draht gebogenes Kettenglied oder ein geschmiedetes Kettenglied handelt. Auch einer Steigerung der Leistungsfähigkeit durch Vergrößern des Durchmessers des Kettengliedes sind Grenzen gesetzt, und zwar durch das zum Einstellen der Härte verwendete Warmbehandlungsverfahren. Dieser Vergütungsprozess umfasst ein Härten und ein anschließendes Anlassen des Halbzeuges. Für den Härteprozess werden die Kettenglieder auf Austenitisierungstemperatur erwärmt und anschließend rasch abgekühlt (abgeschreckt). Diese Warmbehandlung wird durchgeführt, um innerhalb des Werkstückes, hier: des Kettengliedes, eine martensitische Struktur auszubilden. Nur wenn das Kettenglied über die gesamte Querschnittsfläche ein Martensit-Gefüge und damit eine hinreichende Härte aufweist, genügt ein solches Kettenglied den Belastungsanforderungen. Dann ist das durch den Stahlwerkstoff bereitgestellte Volumen optimal genutzt. Das Martensit-Gefüge kann jedoch nur dann durch das Abkühlen entstehen, wenn dieses rasch genug erfolgt. Da das Abkühlen durch Wärmeentzug aus einem solchen Kettenglied heraus nur über die äußere Mantelfläche möglich ist, dauert der Abkühlvorgang mit zunehmendem Abstand von der äußeren Mantelfläche des Kettengliedes länger. Dies hat zur Folge, dass bei größeren Kettenglieddurchmessern für die Kernbereiche bezogen auf die Querschnittsfläche nicht mehr sichergestellt werden kann, dass sich aufgrund der dort langsameren bzw. verzögerten Abkühlung das Austenitgefüge vollständig in Martensit umgewandelt und sich keine anderen, insbesondere weicheren Gefüge, wie etwa Bainit bildet. Die geringere Härte dieses anderen Gefüges bedingt eine deutlich geringere Belastbarkeit eines solchen Kettengliedes in den Querschnittsbereichen, in denen keine Martensit-Gefüge mehr vorhanden ist. Eine solche Inhomogenität in der Gefügeausbildung kann durch ein nachfolgendes Anlassen nicht mehr korrigiert werden. Die Folge ist, dass aus diesem Grund die Belastbarkeit eines solchen Kettengliedes weit unter den für dieses Kettenglied vorgesehenen Belastungen zurück bleibt. Material- und verfahrenstechnisch sind einer Optimierung des Abkühlprozesses zum rascheren Abführen der Wärme Grenzen gesetzt. Dieses liegt zum einen an der bei im Nenndurchmesser größeren Kettengliedern relativ großen abzukühlenden Masse und zum anderen an der Wärmeleitkapazität des eingesetzten Materiales, durch welches die Wärme von innen nach außen in einem solchen Kettenglied hindurch transportiert werden muss, verbunden mit der zunehmenden Entfernung des Kernbereiches von der die Abkühlfläche bildenden äußeren Mantelfläche des Kettengliedes.
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Es besteht daher der Wunsch nach einer Kette bzw. nach Kettenbestandteilen vor allem für Bergbauanwendungen, die selbst bei größeren Werkstückdurchmessern möglichst durchgängig ein Martensit-Gefüge aufweisen.
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Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, eine Lösung vorzuschlagen, durch die es trotz der vorstehend aufgezeigten Grenzen möglich ist, Gliederketten und Teile derselben mit einer höheren Leistungsfähigkeit herzustellen.
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Gelöst wird diese Aufgabe erfindungsgemäß durch ein Kettenglied für Bergbauanwendungen, hergestellt aus einer Stahllegierung mit
0,17 bis 0,25 Gew.-% C,
0,8 bis 1,4 Gew.-% Mn,
0,4 bis 1,5 Gew.-% Cr,
0,3 bis 1,0 Gew.-% Mo,
0,9 bis 1,3 Gew.-% Ni,
0,1 bis 0,5 Gew.-% W,
0,015 bis 0,05 Gew.-% Al,
max. 1,5 Gew.-% Si,
max. 0,25 Gew.-% Cu,
max. 0,015 Gew.-% P,
max. 0,015 Gew.-% S,
zumindest einem Element aus der Gruppe der Elemente Ta, Nb, V, Hf, Zr und Ti mit einem Gesamtanteil von 0,005 bis 0,1 Gew.-%, wobei Ta und Nb als vorherrschende Legierungselemente am Aufbau der Legierung beteiligt sind, sowie Rest Eisen nebst unvermeidbaren Verunreinigungen.
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Diese Stahllegierung ist abkühl- bzw. abschreckunempfindlicher als herkömmliche und überraschenderweise auch als die aus
DE 43 37 148 C1 bekannt gewordene Stahllegierung. Es wird vermutet, dass die Abschreckunempfindlichkeit und damit die verbesserte Durchhärtbarkeit durch die besondere Einstellung dieser Legierung in der Zusammensetzung seiner Legierungsbestandteile und im Besonderen durch die Kombination des Elementes Wolfram mit zumindest einem Element aus der Gruppe der Elemente Tantal, Niob, Vanadium, Hafnium, Zirkon und Titan begründet ist. Zugleich genügt diese Stahllegierung nicht nur den Anforderungen an das Formen, die Vergütbarkeit und die Schweißbarkeit, sondern in besonderem Maße auch den bei Bergbauanwendungen auftretenden hohen statischen und dynamischen Belastungen. Durch diese besondere Kombination der Legierungsbestandteile mit ihren speziellen Anteilen wird bewirkt, dass das Umwandlungsverhalten bei dem Vorgang des Härtens in ein Bainit-Gefüge zu längeren Zeiten hin verschoben ist. Dieses bewirkt, dass sich das gewünschte Martensit-Gefüge auch dann noch erhalten bleibt, wenn eine Abkühlung etwas länger dauert, wie dieses regelmäßig bei den Kernbereichen von im Durchmesser größeren Kettengliedern der Fall ist. Mit der vorstehend spezifizierten Stahllegierung können Kettenglieder mit Nenndurchmessern von deutlich mehr als 52 mm insbesondere von mehr als 58 mm hergestellt werden, die über ihre gesamte Querschnittsfläche ein martensitisches Gefüge aufweisen, und zwar unter Anwendung der allgemein üblichen Abkühlverfahren. Es muss daher nicht auf andere, insbesondere besonders aufwendige Abkühlverfahren zurückgegriffen werden, um die gewünschte Durchhärtbarkeit zu erreichen. Nach dem Abkühlverfahren werden die Halbzeuge zum Einstellen der gewünschten weiteren Eigenschaften in üblicher Weise angelassen.
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Dass die beanspruchte Stahllegierung tatsächlich abkühlunempfindlicher ist als herkömmliche war überraschend festzustellen. Begründet liegt dieses darin, dass vor der Erfindung durchgeführte thermodynamische Simulationen unter Verwendung der beanspruchten Legierungszusammensetzung eine solche verzögerte Phasenumwandlung in Bainit nicht angezeigt haben. Thermodynamische Simulationen mit der beanspruchten Legierung zeigten diesbezüglich keinerlei Unterschiede zu den parallel durchgeführten Simulationen unter Verwendung von bereits bekannten Stahllegierungen.
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Eine weitere Verbesserung der vorbeschriebenen Durchhärtbarkeit kann erzielt werden, wenn die Stahllegierung die bereits vorgenannten Legierungsbestandteile mit folgenden engeren Anteilen aufweist:
0,19 bis 0,23 Gew.-% C,
0,9 bis 1,1 Gew.-% Mn,
0,7 bis 1,0 Gew.-% Cr,
0,6 bis 0,9 Gew.-% Mo,
1,0 bis 1,25 Gew.-% Ni,
0,15 bis 0,35 Gew.-% W,
0,015 bis 0,05 Gew.-% Al,
max. 0,3 Gew.-% Si,
max. 0,15 Gew.-% Cu,
max. 0,015 Gew.-% P,
max. 0,015 Gew.-% S,
zumindest einem Element aus der Gruppe der Elemente Ta, Nb, V, Hf, Zr und Ti mit einem Gesamtanteil von 0,02 bis 0,08 Gew.-% sowie Rest Eisen nebst unvermeidbaren Verunreinigungen.
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Auch wenn grundsätzlich zumindest ein Element aus der Gruppe der Elemente Ta, Nb, V, Hf, Zr und Ti mit den genannten Anteilen am Aufbau der Legierung beteiligt ist, sind die Elemente Ta und/oder Nb als Legierungselemente aus dieser Gruppe bevorzugt. Der Gesamtgehalt der aus dieser Gruppe am Aufbau der Legierung beteiligten Elemente sollte 0,1 Gew.-% nicht überschreiten, da sich dieses ansonsten negativ auf eine oder mehrere der weiteren, an den Werkstoff und das damit hergestellte Produkt gestellten Anforderungen auswirken könnte.
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Als besonders wesentlich zum Erzielen der besonderen Durchhärteigenschaften eines aus dieser Stahllegierung hergestellten Halbzeuges, beispielsweise eines für Bergbauanwendungen vorgesehenen Kettengliedes, wird das Zusammenspiel des Elementes Wolfram (W) mit dem oder den aus der Gruppe der Elemente Ta, Nb, V, Hf, Zr und Ti beteiligten Elementen angesehen. Besonders gute Ergebnisse im Hinblick auf die Durchhärtbarkeit eines aus dieser Stahllegierung hergestellten Produktes unter Beibehaltung der anderen, an die Herstell- und Verarbeitbarkeit der Stahllegierung bzw. an das daraus hergestellte Halbzeug und Produkt gestellten Anforderungen stellt sich ein, wenn die Legierungselemente Wolfram sowie das oder die weiteren Mikrolegierungselemente aus der Gruppe Ta, Nb, V, Hf, Zr und Ti gemäß folgender Gleichung aufeinander abgestimmt sind:
wobei
- k
- Koeffizient für das oder die Mikrolegierungselemente: für Ta, Nb, Hf und Zr = 1; für V und Ti = 0.3
- CMA
- der Anteil des bzw. der Mikrolegierungselemente in Gew.-%
- CW
- der Anteil an Wolfram in Gew.-%
- mTa
- die Atommasse von Tantal (in u; Ta; = 180,95 u)
- mMA
- die Atommasse des oder der Mikrolegierungselemente (in u)
und das Ergebnis E zwischen 0,06 und 0,9 liegt. In diesem gesamten Bereich lassen sich bereits sehr gute Durchhärtbarkeitsergebnisse erzielen.
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Nochmals verbesserte Ergebnisse werden erzielt, wenn das Ergebnis E der vorstehenden Formel zwischen 0,08 und 0,5 liegt. Bei dem vorstehend beschriebenen Zusammenhang wird somit auf ein Tantaläquivalent abgestellt.
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Aus der Gruppe der vorgenannten Mikrolegierungselementen sind bevorzugt Tantal und Niob als vorherrschende Mikrolegierungselemente am Aufbau der Legierung beteiligt.
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Die Beteiligung von Silizium am Aufbau der Legierung ist unkritisch. Die erfindungsgemäßen Vorteile stellen sich sowohl ein, wenn der Si-Anteil 1,5 Gew.-% nicht überschreitet, als auch wenn dieser Anteil nur unter 0,3 Gew.-% liegt. Bevorzugt wird Silizium mit einem Anteil an der Legierung von 0,08 bis 0,2 Gew.-% verwendet.
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Aufgrund der besonderen Eigenschaften einer solchen Stahllegierung wird diese bevorzugt als Werkstoff zur Herstellung von Ketten und Kettenbauteilen, vor allem für Bergbauanwendungen verwendet. Es versteht sich, dass sich diese Stahllegierung auch zum Herstellen von anderen Produkten, beispielsweise Hebezeugen eingesetzt werden kann.
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Nachfolgend werden Ausführungsbeispiele und deren Untersuchungen näher beschrieben, und zwar im Vergleich zu den eingangs zum Stand der Technik angesprochenen Stahllegierungen des Typs 1.6758 sowie gemäß
DE 43 37 148 C1 .
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Nachfolgend ist die chemische Zusammensetzung von zwei erfindungsgemäßen Versuchslegierungen LS-3 und LS-4 wiedergeben:
| | LS-3 | LS-4 |
| C | 0,22 Gew.-% | 0,22 Gew.-% |
| Mn | 0,9 Gew.-% | 0,9 Gew.-% |
| Cr | 0,9 Gew.-% | 0,9 Gew.-% |
| Mo | 0,8 Gew.-% | 0,8 Gew.-% |
| Ni | 1,03 Gew.-% | 1,14 Gew.-% |
| W | 0,2 Gew.-% | 0,3 Gew.-% |
| Al | 0,023 Gew.-% | 0,019 Gew.-% |
| Si | 0,12 Gew.-% | 0,113 Gew.-% |
| Cu | 0,07 Gew.-% | 0,089 Gew.-% |
| P | 0,004 Gew.-% | 0,009 Gew.-% |
| S | 0,005 Gew.-% | 0,004 Gew.-% |
| Nb | 0,002 Gew.-% | 0,039 Gew.-% |
| Ta | 0,06 Gew.-% | |
| Ti | < 0,001 Gew.-% | < 0,001 Gew.-% |
| V | < 0,001 Gew.-% | < 0,001 Gew.-% |
| | Rest Eisen* | Rest Eisen* |
| * nebst unvermeidbaren Verunreinigungen entsprechend DIN 17 115 |
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Die beiden erfindungsgemäßen Legierungsproben LS-3 und LS-4 sind prinzipiell ähnlich aufgebaut. Maßgeblich unterscheiden sich die beiden Legierungen durch die Zusammensetzung der Mikrolegierungselemente. Bei der Legierung LS-3 bildet Tantal das maßgebliche Mikrolegierungselement, während dieses in der Legierung LS-4 Niob ist.
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Aus diesen Stahllegierungen wurden zylindrische Stahlproben mit einem Durchmesser von 25 mm und einer Länge von 100 mm erstellt. Diese Proben wurden dem Jominy-Versuch unterworfen und somit auf Austenitisierungstemperatur erwärmt und entsprechend der Versuchsanordnung an einer Stirnseite abgekühlt. Daher wird dieser Versuch auch als Stirnabschreckversuch bezeichnet. Durchgeführt worden sind die Versuche nach DIN EN ISO 642. Nach Abschleifen eines der Längserstreckung des Probenstückes folgenden Zylindermantelabschnittes wurden ausgehend von der Abschreckstirnseite der Probe in bestimmten Abständen auf der plangeschliffenen Fläche Härtemessungen nach Rockwell (HRC) durchgeführt.
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Neben diesen erfindungsgemäßen Stahllegierungsproben wurden in gleicher Weise Vergleichsproben untersucht. Eine erste Vergleichsprobe gleicher Dimensionierung wie die Probenstücke aus dem erfindungsgemäßen Stahl bestand aus einem Kettenstahl gemäß
DIN 17115 mit der Werkstoffnummer 1.6758, im Folgenden: Vergleichslegierung VL-1. Eine weitere Vergleichsprobe wurde aus der aus
DE 43 37 148 C1 bekannten Stahllegierung, im Folgenden: Vergleichslegierung VL-2 hergestellt und in gleicher Weise untersucht. Die Zusammensetzung der Vergleichslegierungen VL-1 und VL-2 ist der nachfolgenden Tabelle zu entnehmen:
| | VL-1 | VL-2 |
| C | 0,23 Gew.-% | 0,2 Gew.-% |
| Mn | 1,25 Gew.-% | 1,01 Gew.-% |
| Cr | 0,5 Gew.-% | 0,73 Gew.-% |
| Mo | 0,55 Gew.-% | 0,86 Gew.-% |
| Ni | 1,0 Gew.-% | 1,1 Gew.-% |
| W | | 0,39 Gew.-% |
| Al | 0,035 Gew.-% | 0,03 Gew.-% |
| Si | 0,2 Gew.-% | 0,11 Gew.-% |
| Cu | 0,02 Gew.-% | 0,13 Gew.-% |
| P | 0,002 Gew.-% | 0,005 Gew.-% |
| S | 0,002 Gew.-% | 0,009 Gew.-% |
| Nb | | < 0,001 Gew.-% |
| V | | < 0,001 Gew.-% |
| | Rest Eisen* | Rest Eisen* |
| * nebst unvermeidbaren Verunreinigungen entsprechend DIN 17 115 |
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Die Ergebnisse der Jominy-Tests an den Stirnflächen der untersuchten Proben sind in dem Diagramm der 1 gezeigt. Dem Jominy-Test entsprechend, sind die in 1 gezeigten Härtedaten an den Probenstücken gemessen worden, ohne dass diese nach dem Härteprozess angelassen worden sind.
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Die mit der erfindungsgemäßen Stahllegierung hergestellten Proben LS-3 und LS-4 zeigen in der Gegenüberstellung mit den Vergleichsproben VL-1 und VL-2 sehr anschaulich, dass in den ersten, etwa 25 mm von der Abschreckstirnfläche aus gesehen kein nennenswerter Härterückgang zu verzeichnen ist. Zwar ist ab einem Abstand von der abgeschreckten Stirnfläche der Probe von 25 mm bis zu einem Abstand von 30 mm bei den untersuchten Proben ein gewisser Rückgang in der Härte zu erkennen. Gleichwohl ist auch bei relativ großem Abstand von der abgeschreckten Stirnfläche der Probe noch eine Rockwelt-Härte (HRC) von mehr als 40 anzutreffen. Damit zeigt sich, dass die Probenstücke aus den erfindungsgemäßen Legierungen LS-3 und LS-4 auch noch mit relativ großem Abstand von der abgeschreckten Stirnfläche eine signifikant gegenüber den Vergleichsproben VL1 und VL-2höhere Härte aufweisen. Die auch noch mit einem Abstand von 30 mm anzutreffende hohe Härte belegt, dass mit diesen Legierungen Kettenglieder mit einem Nenndurchmesser von 60 mm und mehr hergestellt werden können, ohne dass beim Härten zu befürchten ist, dass die Kernbereiche eines solchen Kettengliedes kein Martensitgefüge mehr aufweisen. Daher eignen sich diese Legierungen vor allem zum Herstellen von im Materialdurchmesser größeren Körpern, insbesondere von Kettengliedern. Die größere Härte auch mit Abstand zur abgeschreckten Stirnfläche der Proben macht sich gegenüber der Vergleichsprobe VL-2 ab einem Abstand von der abgeschreckten Stirnfläche von etwa 15 mm und gegenüber der Vergleichsprobe VL-1 sogar bereits ab einem Abstand von etwa 10 mm bemerkbar.
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Die Diagramme der 2 zeigen die Ergebnisse thermodynamischer Simulationen an den Proben VL-1, VL-2 und LS-3. Die simulierten ZTU-Diagramme dieser Proben zeigen ein quasi identisches Abkühlverhalten. Vor allem können keinerlei Unterschiede zwischen der simulierten erfindungsgemäßen Probe LS-3 und derjenigen der Vergleichslegierung VL-2 erkannt werden. Die Ergebnisse dieser Simulationen sind von Interesse, da Legierungsentwicklungen regelmäßig auf Grundlage von Simulationen durchgeführt werden. Daher war nicht zu erwarten, dass in der Praxis die erfindungsgemäße Legierung eine signifikant verbesserte Durchhärtbarkeit zeigt, wie dieses in dem Diagram der 1 zu erkennen ist. Das ZTU-Diagram bezüglich der erfindungsgemäßen Probe LS-4 ist weitgehend identisch mit dem ZTU-Diagram bezüglich der Probe LS-3.
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3 zeigt in einer Gegenüberstellung die Zugfestigkeit der erfindungsgemäßen Legierungen LS-3 und LS-4 im Vergleich zu den Vergleichslegierungen VL-1 und VL-2 in Abhängigkeit von der Anlasstemperatur. Deutlich zeigt sich, dass die erfindungsgemäßen Legierungen LS-3 und LS-4 sowie die Vergleichslegierung VL-2 eine bessere Zugfestigkeit aufweisen, als die aus der Vergleichslegierung VL-1 hergestellte Probe. Insofern zeigt sich, dass die erfindungsgemäße Legierung den an die Zugfestigkeit gestellten Anforderungen genügt, sogar etwas besser ist, als die bereits für besonders hohe Anforderungen herkömmlich eingesetzte Vergleichslegierung VL-2.
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Eine weitere wichtige Eigenschaft, die bei Ketten, insbesondere für Bergbauanwendungen gefordert ist, ist die Zähigkeit. 4 zeigt ein die Zähigkeit der jeweiligen Legierung wiedergebendes Diagramm. Deutlich erkennbar ist, dass die erfindungsgemäße Legierung LS-3 hinsichtlich ihrer Zähigkeit der für Bergbauanwendungen bewährten Stahllegierung gemäß VL-2 in nichts nachsteht. Die erfindungsgemäße Legierungsprobe LS-4 entspricht hinsichtlich der Zähigkeit dem in 4 für die Probe LS-3 eingetragenen, ist in dieser Darstellung jedoch nicht mit eingetragen.
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Interessant und unerwartet ist bei der erfindungsgemäßen Legierung auch die besonders hohe Korrosionsbeständigkeit. Während bei den üblichen Stresskorrosionstests, bei denen die extreme Wasserstoffversprödung eine besondere Rolle spielt, die Vergleichslegierungen VL-1 und VL-2 bereits nach etwa 20 Stunden bzw. 35 Stunden auseinander gebrochen sind, hielt die Vergleichsprobe aus der erfindungsgemäßen Stahllegierung LS-3 dem Test ohne Bruch stand. Der Test wurde nach gut 250 Stunden abgebrochen. Die Untersuchung zeigt, dass die erfindungsgemäße Stahllegierung zur Herstellung von für Bergbauanwendungen vorgesehenen Kettenglieder oder anderen Teilen für Bergbauanwendungen besonders geeignet ist. Die Änderungen in der Legierungszusammensetzung gegenüber der Zusammensetzung der Vergleichsprobe VL-2, welcher Stahl sich gerade für Bergbauanwendungen, beispielsweise zum Herstellen von Ketten für Förderer, beispielsweise Kratzerförderer besonders bewährt haben, keine Einbußen hingenommen werden müssen.
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Gerade bei Bergbauanwendungen von aus Stahl hergestellten Produkten spielt auf Grund der zum Teil aggressiven Lösungen, denen diese Produkte ausgesetzt sind, die Korrosionsbeständigkeit eine nicht unbedeutende Rolle. 5 zeigt in einem Balkendiagramm die Korrosionsbeständigkeit in einer Gegenüberstellung der erfindungsgemäßen Legierung LS-3 gegenüber den Probenstücken aus den Vergleichslegierungen VL-1, VL-2. Auch in dieser Darstellung ist die Korrosionsbeständigkeit der erfindungsgemäßen Legierung LS-4 nicht gezeigt. Neben dem Diagramm ist eine Fotografie der Probe aus der erfindungsgemäßen Legierung LS-3 nach abgebrochenem Versuch. Die die Korrosionsbeständigkeit betreffenden Versuche wurden gemäß NACE TM 0177-2005 mit gesättigter H2S-Lösung bei einem Druck von 1 bar durchgeführt. Eindrucksvoll zeigt die vorstehend beschriebene Untersuchung, dass die aus der erfindungsgemäßen Legierung hergestellten Proben in dieser Eigenschaft selbst der als besonders resistent angesehenen Vergleichsprobe aus der Vergleichslegierung VL-2 signifikant überlegen ist.
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Die besondere Abschreckunempfindlichkeit unter Beibehaltung der Anforderungen an Ketten, die beispielsweise für Bergbauanwendungen verwendet werden sollen, etwa als Fördererkette, erlaubt erstmals die Herstellung von Kettengliedern mit einem Nenndurchmesser von mehr als 58 mm, die sodann auch den aufgrund ihres dickeren Nenndurchmessers höheren, an sie gestellten Anforderungen genügen. Schließlich geht es bei Bergbauanwendungen nicht lediglich darum, den Durchmesser der Kettenglieder zu erhöhen, sondern die Querschnittsfläche optimal zu nutzen. Entsprechend höhere Lasten können mit einer aus derartigen Kettengliedern gebildeten Kette gefördert werden. Ketten mit einem Nenndurchmesser von 60 mm und mehr lassen sich nunmehr realisieren.
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ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
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Diese Liste der vom Anmelder aufgeführten Dokumente wurde automatisiert erzeugt und ist ausschließlich zur besseren Information des Lesers aufgenommen. Die Liste ist nicht Bestandteil der deutschen Patent- bzw. Gebrauchsmusteranmeldung. Das DPMA übernimmt keinerlei Haftung für etwaige Fehler oder Auslassungen.
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Zitierte Patentliteratur
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- DE 4337148 C1 [0003, 0006, 0010, 0019, 0023]
- DE 10348491 C1 [0005]
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Zitierte Nicht-Patentliteratur
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- DIN 17115 [0005]
- DIN 17 115 [0020]
- DIN EN ISO 642 [0022]
- DIN 17115 [0023]
- DIN 17 115 [0023]
