Hochtemperaturwerkstoffe der Krupp VDM für den Anlagenbau

VDM REPORTNr. 25September 1999Hochtemperaturwerkstoffeder Krupp VDMfür den Anlagenbau

InhaltEinleitung 2Festigkeit bei hohen Temperaturen 5Verfestigungsmechanismen 7Mischkristallhärtung 7Ausscheidungshärtung 8Dispersionshärtung 12Beeinflussung der Korngrößeund der Korngrenzen 13Reinheitsgrad 15Einflußgrößen auf diemechanischen Eigenschaften 15Hochtemperaturkorrosion und -abrasion 16Gefügeveränderungen 16Kaltverformung 17Hochtemperaturkorrosion 18Erscheinungsformen derHochtemperaturkorrosion und Einflußfaktoren 19Verhalten von Werkstoffen in korrosiven Medien 20Oxidation 20Aufkohlung 23Aufkohlung in Gasatmosphären mit a c < 1 23Aufkohlung in Gasatmosphären mit a c >> 1 25Sulfidierung 26Chlorierung 28Nitrierung 29Salzschmelzenkorrosion 31Korrosion in komplex zusammengesetztenGasatmosphärenMüllverbrennung 33Kohlevergasung 35Papier- und Zellstoffindustrie 36Verhalten gegenüber Abrasion und Korrosion 37VerarbeitbarkeitFügetechnik 39Schweißen 39Anwendungstechnische Eigenschaften derSchweißverbindung 41Verarbeitung und Wärmebehandlung 43Warmumformung 44Kaltumformung 44Wärmebehandlung 44Entzundern 44Spanende Bearbeitbarkeit 46Mechanische Auslegunghochtemperaturbeanspruchter Bauteile 47Normen, Richtlinien und SpezifikationenTÜVIS-Prüfgrundlagen für Dampfkessel,Bd. 1, Stand nach dem 56. Änderungsdienst,Dez. 1994 51TÜVIS-Prüfgrundlagen für Druckbehälter,Bd. 2, Ausgabe Juli 1980 in der Fassungvom Februar 1989 51TÜVIS-Prüfgrundlagen für Druckgasanlagen,Bd. 1, Stand nach dem 46. ÄnderungsdienstAugust 1994 51DIN-Normen (allg.) 51DIN-Normen (spez.) 51Spezifikation nationalerAbnahmegesellschaften 51Klassifikationsgesellschaften 51Kundenspezifikationen 51Stahleisen-Liste/Prüfblätter/Werkstoffblätter 51Stahlschlüssel 51Einsatzgebiete hochwarmfesterWerkstoffe im Anlagenbau 52Literatur 56Vertriebsorganisation 59Impressum64p1

Hochtemperaturwerkstoffeder Krupp VDMfür den AnlagenbauU.Brill, M. RockelKrupp VDM GmbHPostfach 1820D-58778 WerdohlEinleitungHochtemperaturwerkstoffe der Krupp VDM sindWerkstoffe, die bei hohen Temperaturen eingesetzt werden.Die Beurteilung, ob eine Temperatur als hoch anzusehenist, ist jedoch relativ und hängt natürlich in starkemMaße vom Korrosionsmedium ab.Die vorliegende Definition von Hochtemperaturwerkstoffengilt jedoch aus Gründen der vereinfachten Prüfungnur für das Korrosionsmedium „Luft“. So läßt sichHochtemperatur einmal definieren über das Oxidationsverhalteneines Werkstoffes - hier bietet sich die beginnendeFeO-Bildung an, andererseits über die Veränderungder mechanischen Eigenschaften - hier ist die theoretischeRekristallisationstemperatur sicherlich eine wichtigeKenngröße 1) - 2) .Natürlich hat es auch nicht an rechnerischenAnsätzen gefehlt. Die Grenztemperatur, d. h. die Temperatur,bei der mit beginnender Hochtemperaturbeanspruchungzu rechnen ist, ist für jeden Werkstoff inAbhängigkeit von der Legierungszusammensetzung fürein „Korrosionsmedium“ individuell zu ermitteln. In derRegel ist jedoch die von der DIN 17459 für austenitischeStähle mit mindestens 13 % Chrom angegebeneGrenztemperatur von rund 550 ˚C für die Praxis vollkommenausreichend 3)-5) . Damit Eigenschaften und Kosten ineinem sinnvollen Verhältnis stehen, werden hochlegierteaustenitische Stähle und Nickelbasislegierungen oberhalbvon 550 ˚C bis zu ca. 1200 ˚C eingesetzt. HöhereTemperaturen erfordern den Einsatz von Niob-,Molybdän-, Tantal- oder Wolframlegierungen. DieseWerkstoffe bieten noch bis ca. 1500 ˚C eine ausreichendeWarmfestigkeit, erfordern aber, wenn sie nicht unterinerten Gasen eingesetzt werden, eine Oberflächenbeschichtung.Temperaturen unterhalb von 550 ˚C erfordern nur beibesonders korrosiven Medien den Einsatz hochlegierteraustenitischer Stähle oder Nickelbasislegierungen. Tabelle 1gibt eine Übersicht der häufig eingesetzten warm- undWerkstoff Alloy-Bez. W.-Nr. Ni Cr Mo C Al Ti Fe SonstigeCronifer 2520 310 S 1.4841 20 25 – 0,06 – – 53 0,05 SE, 1,4 SiNicrofer 3718 330 1.4864 36 16 – 0,08 – – 46 1,5 SiNicrofer 3220 H 800 H 1.4958 31 21 – 0,07 0,25 0,35 47 –Nicrofer 45 TM 45 TM 2.4889 47 27 – 0,08 – – 23 0,1 SE, 2,7 SiNicrofer 6023 H 601 H 2.4851 60 23 – 0,06 1,4 0,5 14 –Nicrofer 7216 H 600 H 2.4816 74 16 – 0,07 0,2 0,2 9 –Nicrofer 4722 Co X 2.4665 48 22 9 0,07 – – 18 1 CoNicrofer 5120 CoTi C-263 2.4650 51 20 6 0,06 0,5 2,1 0,5 20 CoNicrofer 5219 Nb 718 2.4668 53 19 3 0,05 0,6 0,9 18 5,2 NbNicrofer 5520 Co 617 2.4663 54 22 9 0,06 1 0,5 1 12 CoNicrofer 6025 HT 602 CA 2.4633 62 25 – 0,18 2,3 0,2 9,5 0,1 Y, 0,1 ZrNicrofer 7016 TiNb X-750 2.4669 72 16 – 0,05 0,6 2,7 7 1 NbNicrofer 7520 Ti 80 A 2.4952 75 20 – 0,06 1,4 2,3 – –Nicrotan 6325 hAlC 2100 GT 2.4677 63 25 – 0,3 3 – 1 8 Ta, 0,1 YCronix 70 NS 70 NS – 67 30 – 0,08 0,15 – 1 0,2 Y, 0,4 N2Tabelle 1 – Chemische Zusammensetzung typischer Hochtemperaturwerkstoffe in Masse -%

hochwarmfesten Werkstoffe. Bei moderatenKorrosionsbedingungen undnicht zu hohen Anforderungen an dieWarmfestigkeit der Werkstoffe, zumal,wenn die vorliegende Konstruktionauch den Einsatz entsprechend dickdimensionierter Komponenten zuläßt,sind austenitische CrNi- und ferritischeCr-Stähle vollkommen ausreichend.Obwohl un- und niedriglegierteStähle nur deutlich niedrigere Einsatztemperaturenzulassen als beispielsweiseCrNi-Stähle, ermöglicht hiereine Beschichtung z. B. mit Aluminium,die Einsatztemperaturen bis zuca. 550 ˚C zu erhöhen.Abb. 1 zeigt in übersichtlicherForm eine grafische Darstellung derEinsatztemperaturen verschiedenerWerkstoffgruppen 6) - 7) .10 3 h-Zeitstandfestigkeit, N/mm 2400300200100LeichtmetalllegierungenwarmfesteundhochwarmfesteStähleVerbundwerkstoffeTitanlegierungenhochpolymereWerkstoffe00 400 800 1200 1600Temperatur, °CSuperlegierungenhochschmelzendeMetalleu. LegierungenAbb. 1 – 1000 h-Zeitstandfestigkeit verschiedener Werkstoffe in Abhängigkeit von der Temperatur 7)Vom Beanspruchungsprofil derWerkstoffe im späteren Einsatz lassensich zwei Grenzfälle unterscheiden:• Die rein mechanische Beanspruchung,dies ist im Ofenbau in derRegel eine Zeitstandbeanspruchung.HCF- und LCF-Belastung(High-Cycle Fatigue und Low-Cycle Fatigue) treten vergleichsweiseselten auf.• Die reine Hochtemperaturkorrosionsbeanspruchungmit den imAnlagenbau besonders häufigenVarianten der Oxidation, Sulfidierung,Aufkohlung, Nitrierung undHalogenierung.MechanischeBeanspruchungVerarbeitbarkeitEinsatzbedingungenWarmfestigkeitVerarbeitungscharakteristikWerkstoffverhaltenHT-KorrosionsbeanspruchungHT-KorrosionsbeständigkeitBeide Grenzfälle treten in dieserreinen Form natürlich nicht auf, sonderndie Praxis ist eine Überlagerungbeider Beanspruchungen (Abb. 2).Egal wie der BeanspruchungsfallAbb. 2 – Hochtemperaturwerkstoffgerechte Konstruktion3

auch immer aussieht, eine ausreichendeVerarbeitbarkeit muß in jedem Fallgewährleistet sein, d. h. das als Halbzeugvorliegende Ausgangsmaterialmuß durch Umformvorgänge in diegewünschte Endform gebracht und,falls erforderlich, zu größeren Einheitenzusammengefügt werden können.Dies sind die Anforderungen, die dasBauteil an den Werkstoff stellt.Bringt man nun Werkstoffverhaltenund Bauteilbeanspruchung, wie inAbb. 2 schematisch skizziert, zurDeckung, kann man von hochtemperaturgerechtemKonstruieren sprechen.Spannung, N/mm 2100010010R p 1.01,5R p 1.0624 °CR p1.0/100000R p1.0/10000100 200 300 400 500 600 700 800Temperatur, °CAbb. 3 – Vergleich der Kurzzeit- und Langzeitfestigkeiten am Beispiel des WerkstoffesNicrofer 6025 HT (2.4633)50030013CrMo44X22CrMoV121200NiCr23Co12MoSpannung, N/mm 210050302010C-StahlX8CrNiMoNb1616X10NiCrAlTi3220H5300 400 500 600 700 800 900 1000Temperatur, °C4Abb. 4 – 100.000 h-Zeitstandfestigkeit einiger Stähle und einer Nickellegierung in Abhängigkeit vonder Temperatur

Festigkeit bei hohenTemperaturenIm Vergleich zu den Naßkorrosionswerkstoffenkommt der Festigkeitvon Hochtemperaturwerkstoffen eineviel entscheidendere Bedeutung zu.Ursache hierfür ist, daß aus Wirtschaftlichkeitsgründendas plastischeVerformungsvermögen der Werkstoffehäufig vollständig in Anspruchgenommen werden muß und daß beihöheren Temperaturen der Zeitabhängigkeitder mechanischen KennwerteRechnung getragen werdenmuß. Naßkorrosionswerkstoffe hingegenwerden im Vergleich hierzu reinelastisch beansprucht.Zeitstandfestigkeit, R m/10 4 (MPa)4030201075432Nicrofer 3718Nicrofer 3220 HNicrofer 6023 HNicrofer 7216 HNicrofer 6025 HTCronifer 2520Abb. 3 zeigt am Beispiel derLegierung Nicrofer 6025 HT denEinfluß der Beanspruchungsdauer aufdie Langzeitfestigkeit des Werkstoffesund der hieraus abgeleiteten Grenztemperaturfür die Auslegung vonBauteilen nach Zeitstandfestigkeit.800 900 1000 1100 1200Temperatur, °CAbb. 5 – 10.000 h-Zeitstandfestigkeit einiger austenitischer, warmfester Stähle und Nickellegierungenim Temperaturbereich 800 - 1200 °CIn Abb. 4 sind die Zeitstandfestigkeitenverschiedener Werkstoffe,angefangen vom unlegierten C-Stahlüber ferritische und ferritisch-martensitischeCr-Stähle, austenitische Edelstählebis hin zu einer hochwarmfestenNickelbasislegierung, dargestellt.Abb. 5 zeigt den Temperaturbereichvon 800 -1200 ˚C etwas detaillierter.Man erkennt deutlich, daßsich die Nickelbasislegierung Nicrofer6025 HT signifikant abhebt vonden Legierungen Nicrofer 6023 Hund Nicrofer 7216 H, die ihrerseitsim Streuband der EisenbasislegierungenCronifer 2520, Nicrofer 3718und Nicrofer 3220 H liegen.Zeitstandfestigkeit, R m/10 4 (MPa)70504030201075432Nicrofer 45 TMNicrofer 6023 HNicrofer 4722 CoNicrofer 7216 HNicrofer 6025 HTNicrofer 5520 Co800 9001000 1100 1200Unter den Nickelbasislegierungenerreicht bei ca. 850 ˚C dieLegierung Nicrofer 5520 Co dieTemperatur, °CAbb. 6 – 10.000 h-Zeitstandfestigkeiten verschiedener Nickelbasislegierungen in Abhängigkeitvon der Temperatur5

Zeitstandfestigkeit, R m/10 4 (MPa)10007005004003002001007050403020Nicrofer 7016 TiNbNicrofer 5120 CoTiNicrofer 5219 NbNicrofer 6025 HT500 600700 800 900Temperatur, °CNicrofer 7520 TiAbb. 7 – 10.000 h Zeitstandfestigkeiten verschiedener aushärtbarer Nickelbasislegierungen inAbhängigkeit von der Temperaturhöchsten Festigkeiten. Bei höherenTemperaturen bis zu 1200 ˚C erweistsich die Legierung Nicrofer 6025 HTals deutlich überlegen (siehe Abb. 6).Die Zeitstandfestigkeiten deraushärtbaren Legierungen im ausgehärtetenZustand sind in Abb. 7vergleichend mit Nicrofer 6025 HTdargestellt. Die außergewöhnlichhohen Festigkeiten der aushärtbarenLegierungen bleiben nur bis etwa800 - 850 ˚C erhalten.Dauerschwingbeanspruchte Bauteiletreten im Anlagenbau nicht sohäufig auf wie zeitstandbeanspruchteAnlagen, Komponenten und Aggregate.Man findet sie vornehmlich inrotierenden Komponenten wie Drehrohren,Ofenrollen, Transportrollen,aber auch in Vibrationen ausgesetztenRührern, Schüttelrutschen sowie inBauteilen, die durch Gaspulsationenzum Schwingen angeregt werden.σ 0, N/mm 2 bei Grenzlastspielzahl604020WechselbeanspruchungGrenzlastspielzahl n = 1 . 10 6 WechselT = 1100 °CXR m/1000R m/10000 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0Frequenz, HzXIm Gegensatz zu Betrachtungenbei Raumtemperatur oder mäßig erhöhtenTemperaturen liegt die Dauerschwingfestigkeitder warmfestenWerkstoffe bei höheren Temperaturenüber ihrer Zeitstandfestigkeit. Abb. 8zeigt am Beispiel des WerkstoffesNicrofer 6025 HT für 1100 ˚C denVergleich der Dauerschwingfestigkeitfür die Grenzlastspielzahl n = 1·10 6Wechsel zur korrespondierendenZeitstandfestigkeit. Die Dauerschwingfestigkeitfällt mit sinkender Frequenz(Abb. 9) und steigender Temperatur(Abb. 10).6Abb. 8 – Frequenzabhängigkeit der Dauerschwingfestigkeit von Nicrofer 6025 HT (KG = 40 µm)

VerfestigungsmechanismenZur Gewährleistung eines befriedigendenHochtemperatur-Festigkeitsverhaltenssind alle Maßnahmengeeignet, die einerseits die Temperaturbeginnender Aufschmelzung heraufsetzenund andererseits die Diffusionund das Korngrenzengleiten erschweren,d. h. die Bewegung von Versetzungenerschweren, Polygonisationund Abbau der Versetzungen verzögernund Versetzungsneubildungermöglichen. Der hierbei am häufigstenbeschrittene Weg ist dasLegieren mit Elementen, die sowohldie Warmfestigkeit als auch dieKorrosionsbeständigkeit verbessern.Durch die Wahl der Basiskomponentenund geeigneter Legierungszusätzeist es heute möglich, die Gebrauchstemperaturvon Legierungen auf 0,9 T s(T s = Schmelzpunkt in ˚C) anzuheben.Beanspruchung, ± σ m (MPa)10080604020T=1100 °C0,1 Hz01E+02 1E+03 1E+04 1E+05 1E+06 1E+07LastspielzahlAbb. 9 – Wechselfestigkeit von Nicrofer 6025 HT (σ m = 0)3 Hz1 Hz0,3 HzDie legierungstechnischen Verfestigungsmechanismen,die bei Hochtemperaturwerkstoffengenutzt werden,um zu hohen Zeitstandfestigkeiten zukommen, sind sehr unterschiedlich.Am Beispiel der bisher vorgestelltenWerkstoffe lassen sich folgendeMechanismen nennen:MischkristallhärtungDer Terminus Mischkristallhärtungbedeutet, daß durch Zulegiereneines in einer Matrix löslichenElements eine Festigkeitssteigerungder Matrix erzielt wird. Dies erfolgthauptsächlich durch Verzerrung desAtomgitters, wodurch die Bewegungvon Versetzungen behindert wird.Das Wandern von Versetzungen istjedoch notwendig für Verformungsvorgänge,wozu auch das KriechenBeanspruchung, ± σ m (MPa)1008060402001E+02 1E+03 1E+04 1E+05 1E+06 1E+07LastspielzahlAbb. 10 – Wechselfestigkeit von Nicrofer 6025 HT (σ m = 0)1000 °C1100 °C1150 °C0,1 Hz7

gehört. Eine Verzerrung des Atomgittersist u. a. durch Einbau von Elementenmit größerem Atomradiusmöglich.Eine weitere Auswirkung derMischkristallhärtung ist die Verringerungder Stapelfehlerenergie desKristallgitters, wodurch vor allemQuergleitprozesse von Versetzungen,welche die hauptsächlichen Verformungsträgerin Realkristallen sind,behindert werden. Bei hohen Temperaturen(> 0,6 T m , hier über etwa820 ˚C) sind die Warmfestigkeitseigenschaften,insbesondere das zeitabhängigeKriechen, überwiegenddiffusionsbestimmt. Für diesen Fallsind die diffusionsträgen ElementeMo, W, Hf und Ta besonders zurMischkristallhärtung geeignet. Wegendes erheblich geringeren Atomgewichtsund der niedrigeren Kostenwird jedoch häufig das ElementMolybdän bevorzugt.Unter Berücksichtigung derWirksamkeit und der Gehalte anmischkristallverfestigenden Elementenlassen sich die Werkstoffe entsprechendihren Zeitstandfestigkeiten einordnen(Tabelle 2). Als Maßstab fürdie Einordnung diente die 10.000 h-Zeitstandfestigkeit bei 800 ˚C.Danach ist bei Werkstoffen mitüberwiegender Mischkristallverfestigungeine eindeutige Korrelation zwischender Summe an diesen Elementenund der Zeitstandfestigkeitgegeben. Die höheren Gehalte derElemente Cr, Co, Mo und W bewirkeneine Erhöhung der Zeitstandfestigkeit,während Silizium einen deutlich zeitstandfestigkeitsreduzierendenEinflußausübt.AusscheidungshärtungEine erhebliche Steigerung derKriechfestigkeit von Hochtemperaturlegierungenkann durch Ausscheidungshärtungerzielt werden. BeiNickel- bzw. Eisenbasislegierungenist dies durch die Elemente Ti, Al undNb möglich. Ti, Al und Nb sind indiesen Systemen nur in begrenztemUmfang löslich, so daß aus einemübersättigten Mischkristall durch geeigneteGlühbehandlung fein verteil-Werkstoff Gewichteter Gehalt an R m/10.000mischkristallverfestigend wirkendenMPaElementen1 x (Cr + Co) + 2 x (Mo + W) - 5 x (Si)Nicrofer 45 TM 14,5 19Nicrofer 7216 H 16 29Nicrofer 6023 H 23 31Nicrofer 4626 MoW 32 42Nicrofer 4722 Co 41 59Nicrofer 5520 Co 51 658Tabelle 2 – Einfluß der mischkristallverfestigend wirkenden Elemente auf die Zeitstandfestigkeit R m/10.000 bei 800 °Cvon Nickelbasislegierungen

te Ausscheidungen in der Matrixerzeugt werden können. Die aufgrunddieser temperaturabhängigenLöslichkeit erzeugten Ausscheidungen,in der Regel Ni 3 (Ti, Al)-γ’-Phasebzw.Ni 3 Nb-γ”-Phase, erschweren dieBewegung von Versetzungen.400Auslagerungstemperatur, °C650700750800Eine Versetzungsbewegung inder Matrix erfolgt nun entweder durchSchneiden oder Umgehung der ausgeschiedenenTeilchen. Wie Abb. 11zeigt, liegt der günstigste Gitterzustand,d. h. die stärkste Behinderungder Bewegung von Versetzungen ineiner Matrix mit fein verteilten Ausscheidungendann vor, wenn diese einenDurchmesser von rd. 20 - 50 nmhaben. Bei zu kleinen Teilchen ist esfür Versetzungen energetisch am günstigsten,die Teilchen zu schneiden.Bei gröberen Teilchen mit niedrigeremDispersionsgrad, d. h. größeremTeilchenabstand, ist ein Umgehen derTeilchen energetisch am günstigsten.Beides führt zu einer Reduzierung derFestigkeitseigenschaften 8) .Härte, HV3503000 10 100Mittlerer Partikel-Durchmesser, nmAbb. 11 – Abhängigkeit der Härte vom Durchmesser der ausgeschiedenen Teilchen in einerNickellegierung mit 22 % Chrom, 2,8 % Titan und 3,1 % Aluminium, nach Mitchell, aus 15)1150Die Verwendung von γ’ und γ”-ausscheidungshärtenden Hochtemperaturlegierungenist hinsichtlich derEinsatztemperaturen beschränkt, dadurch Überalterung bzw. Auflösender Teilchen die Warmfestigkeitseigenschaftenverschlechtert werden.Dem kann durch das LegierungselementKobalt begegnet werden, dahierdurch gemäß Abb. 12 die Löslichkeitsgrenzefür Ti und Al angehobenwird und somit auch die obereGrenze der Anwendungstemperatur.Eine weitere Beschränkung derEinsatzmöglichkeiten von ausscheidungshärtendenHochtemperaturwerkstoffenist häufig durch die geringeDuktilität dieser Werkstoffe sowie ihreTemperatur, °C110010501000950900γ59 % Ni - 22 % Cr - 19 % Co8500 1 2 3 4 5 6Titan, %78 % Ni - 22 % Crγ + γ ’Abb. 12 – Sättigungslöslichkeit von Titan in einer Nickel 22 %-Chrom-Legierung und Beeinflussung derLöslichkeit durch Zusatz von 19 % Kobalt. Das Ti/Al-Verhältnis ist dabei stets 1:1, aus 3)9

Spannung, N/mm 228 R m/10000 h bei 900 °C262422200,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08Kohlenstoff, %eingeschränkte Schweißbarkeit gegeben9) .Eine andere Form der Ausscheidungshärtungist die Härtung durchsekundär ausgeschiedene Karbide.Die Steigerung der Warmfestigkeitdurch Karbidhärtung ist vor allem beiwarmfesten austenitischen Edelstählenvon großer Bedeutung, da Mischkristallhärtungdurch Elemente wie Mo,W usw. wegen deren beschränkterLöslichkeit nur in begrenztem Umfangmöglich ist. Wesentlich ist beidiesen Legierungen die Ausscheidungvon Titan-, Niob- und Vanadin-Karbonitriden.Abb. 13 – 10.000 h-Zeitstandfestigkeit von Nicrofer 3220 H bei 900 °C als Funktion desKohlenstoffgehaltes 11)Es werden weiterhin festigkeitssteigerndeStapelfehler erzeugt. Diesgeht jedoch zu Lasten der Duktilität.Durch Erhöhung des Nickelgehalts inaustenitischen Legierungen wird dieLöslichkeit für Kohlenstoff gesenkt.Das führt bei gleichen Kohlenstoffgehaltenzu einer verstärkten Ausscheidungvon Karbiden. Aus energetischenGründen erfolgt dies vorzugsweisean Korngrenzen.1020 µm 20 µmAbb. 14 – Gefüge einer Zeitstandprobe vonNicrofer 5520 Co nach 7209 h bei 850 °Cund 54 N/mm 2 BelastungAbb. 15 – Gefüge einer Zeitstandprobe vonNicrofer 5520 Co nach 10.000 h bei 1.000 °Cmit 6 N/mm 2 BelastungDiese Gesetzmäßigkeit kann,wenn richtig genutzt, vor allem zurErhöhung der Kriechfestigkeit eingesetztwerden, denn bei hohenTemperaturen laufen Kriechvorgängeunter praktisch relevanten Belastungengrößtenteils über Korngrenzenab. Wie Abb. 13 bespielhaft zeigt,wird die Kriechfestigkeit von Hochtemperaturwerkstoffenauf Nickel-Chrom-Eisen-Basis eine Funktion desKohlenstoffgehalts und somit derMenge an Karbiden, welche - vorzugsweisean den Korngrenzen ausgeschieden- das Korngrenzengleitenbehindern. Die Kriechvorgänge wer-

den damit von der Korngrenze wegin das Korninnere zurückgedrängt.Zur Stabilisierung der Korngrenzensind am besten kleine, globulare undnicht zusammenhängende Karbidegeeignet. Dies sind vor allem primärausgeschiedene MC- und M 6 C-Karbide,basierend auf Mo, W, Ti undNb. Da die meisten Hochtemperaturlegierungenaus Korrosionsgründenhohe Chromgehalte (ca. 16 - 30 %)enthalten, ist die Bildung von M 23 C 6 -Karbiden unumgänglich. Bei langzeitigerhoher Temperaturbeanspruchungneigen die MC- und M 6 C-Karbideaußerdem zur Umwandlung inM 23 C 610).Wie aus Abb. 14 ersichtlich, hatdieses Karbid die Neigung zur Ausbildungzusammenhängender Korngrenzenausscheidungen.Da Karbideaufgrund ihrer Struktur spröde sind,stellen diese zusammenhängendenKorngrenzenbelegungen einen bevorzugtenPfad für Rißwachstum darund können somit zu einem Abfall derKriechbeständigkeit führen.Bei nicht zusammenhängend,d. h. globular ausgeschiedenen Karbidenkönnen dagegen Spannungendurch geringes Korngrenzengleitenabgebaut und somit die Bildung vonMikrorissen verhindert oder verzögertwerden. Wie Abb. 15 deutlichmacht, tendieren M 23 C 6 -Karbideandererseits bei hohen Temperaturenauch zur Agglomeration, d. h. zurBildung weniger großer Karbide aufKorngrenzen. Diese stellen Ausgangspunktefür die Rißbildung dar. Zudemwird das Abgleiten von Korngrenzenbegünstigt. Beides führt zu einemAbfall der Zeitstandfestigkeit. Inmischkristallhärtenden Hochtemperaturlegierungenneigen nach langzeitigerHochtemperaturbeanspruchungdie Karbidbildner Molybdän undWolfram ebenfalls zur Ausscheidungals Karbid auf Korngrenzen. Hierdurchentstehen an diesen Elementenverarmte Korngrenzensäume. Dashat einerseits den Nachteil, daß dieMischkristallhärtung in diesem Bereichabnimmt, jedoch andererseitsden Vorteil, daß aufgebaute Spannungenüber diese „weicheren”Zonen und nicht über die mit Karbidbelegten Korngrenzen abgebaut werden.Als Resultat ist ein positiverEinfluß auf die Zeitstandfestigkeit festzustellen.1992 wurde zum ersten Mal diePrimärkarbidhärtung für knetbareNickellegierungen großtechnisch realisiert.Der primär karbidgehärteteWerkstoff Nicrofer 6025 HT ist bis zu1100einer Spitzentemperatur von 1200 ˚Cnoch mit anspruchsvollen Zeitstandfestigkeiteneinsetzbar und übertrifftbei Temperaturen ab ca. 1000 ˚C diereinen mischkristallverfestigten Nickelbasislegierungendeutlich in ihrerZeitstandfestigkeit.Neben der Karbidhärtung wurdein den letzten Jahren auch derVersuch unternommen, sekundär ausgeschiedeneNitride zur Verfestigungeiner Ni-Matrix zu verwenden. Derhohe Stickstoffgehalt, der erforderlichist, um ein ausreichend großes Volumenan ausgeschiedenen Nitriden zuerreichen, wird durch die DESU-Technologie(Druck-Elektroschlacken-Umschmelzen)ermöglicht. Eine typischeAnalyse der nitridverfestigten LegierungCronix 70 NS ist in Tabelle 1aufgeführt. Cronix 70 NS ist ausscheidungshärtbarim Temperatur-π-PhaseTemperatur, °C10009008007006005000,1 0,5 1 5 10Zeit, hδ-Phaseγ ‘-PhaseAbb. 16 – Schematisches Zeit-Temperatur-Ausscheidungsschaubild für die π-Phasenausscheidung inCronix 70 NS und die γ’und δ-Phase in Nicrofer 5219 Nb (2.4668)11

ereich von 750 - 1150 ˚C durch dieAusscheidung der π -Phase, einesCr 13 Ni 7 N 4 -Nitrides.Durch die bis ca. 1150 ˚C gegebeneStabilität der π-Phase sind solcheAusscheidungen hinsichtlich derHärtbarkeit von Nickellegierungennützlicher als die γ’-, γ”- und δ -Phasenausscheidungen wie sie heutez. B. bei Nicrofer 5219 Nb oderNicrofer 5120 CoTi genutzt werden(Abb. 16).StreckgrenzeausscheidungsgehärtetdispersionsgehärtetDispersionshärtungEine weitere Möglichkeit, dieWarm- und Zeitstandfestigkeit einerLegierung zu erhöhen, bietet diesogenannte Dispersionshärtung. DerUnterschied zwischen der Aushärtungund der Dispersionshärtungbesteht darin, daß die Ausscheidungenbei höheren Temperaturen in derMatrix löslich sind, während zurDispersionshärtung Teilchen einer inder Matrix weitgehend unlöslichenPhase verwendet werden.Als Dispersoide kommen heutefast ausschließlich Oxide zum Einsatz,für die hochwarmfesten Nickelbasislegierungenmeistens Yttriumoxid.Diese sogenannten ODS-Legierungen(Oxide-Dispersened-StrengthenedAlloys) werden pulvermetallurgischhergestellt und heute hauptsächlich inden Halbzeugformen Blech, Stangeund Draht angeboten.Korngröße, µm1000800600400200Auslagerungszeit: 1000 hNicrofer 7216 HNicrofer 3220 HNicrofer 6023 HCronifer 2520Nicrofer 6025 HTTemperaturAbb. 17 – Vergleich der Temperaturabhängigkeit der Streckgrenze beiAusscheidungshärtung und Dispersionshärtung12Der Vorteil der dispersionsgehärtetenLegierungen liegt in derUnlöslichkeit bzw. nur sehr geringenLöslichkeit des Dispersoids in der Matrix,so daß keine Auflösung undKoagulation selbst bei sehr ho-01000 1100Temperatur, °CAbb. 18 – Kornwachstum verschiedener Werkstoffe1200

hen Temperaturen erfolgt. Dadurcherreichen diese Werkstoffe bei Einsatztemperaturen,bei denen Ausscheidungenbereits aufgelöst sind, nochnennenswerte Festigkeiten (Abb.17) 2) .Der Nachteil solcher Werkstoffeist jedoch, daß die Dispersion durchdas Schweißen aufgelöst wird unddie Schweißgüter auf dem Festigkeitsniveauder nicht dispersionsverfestigtenMatrix liegen. Um das zuvermeiden, müssen Schraub- undSteckverbindungen zum Fügen derWerkstoffe vorgesehen werden.Beeinflussung der Korngrößeund KorngrenzenDie typische abschließendeWärmebehandlung für Hochtemperaturwerkstoffeist in der Regeleine Lösungsglühung, die bei ca.1100 - 1200 ˚C mit anschließenderSpannung, N/mm 2605040302010100950 °C1000Wasserabkühlung durchgeführt wird.Hierbei lösen sich vorhandeneKarbide weitestgehend auf. Bei gröberenKarbiden, die aufgrund derzeitlich begrenzten Lösungsglühungnicht vollständig in Lösung gebrachtwerden können, erfolgt zumindest einAusgleich der Elementverarmung bzw.-anreicherung an der PhasengrenzeKarbid und Matrix 12) .Die Lösungsglühung bewirktdarüber hinaus ein Ansteigen derKorngröße, wie es beispielhaft fürverschiedene Hochtemperaturwerkstoffein Abb. 18 dargestellt ist.Zeit, h850 °CAbb. 19 – Zeitstandfestigkeit von Nicrofer 5520 Co bei 850 °C und 950 °C mitunterschiedlichen Korngrößen 13)180 µm (ASTM 2)90 µm (ASTM 4)45 µm (ASTM 6)180 µm (ASTM 2)90 µm (ASTM 4)45 µm (ASTM 6)10000 100000Bei grobem Korn sind erheblichweniger Möglichkeiten für Gleitvorgängeals bei feinem Korn vorhanden.Dies wird in Abb. 19 ersichtlich, welchesdie Abhängigkeit der Zeitstandfestigkeitdes Werkstoffes Nicrofer5520 Co von der Korngröße zeigt.Durch gezielte Steigerung der Korngrößekann vor allem bei höchstenTemperaturen eine wesentliche Erhöhungder Zeitstandfestigkeit erreichtwerden. Duplexgefüge, d. h. gleichzeitigesAuftreten von Grob- undFeinkorn, ist möglichst zu vermeiden,da dann Zonen mit unterschiedlichemKriechverhalten vorliegen, welcheinsgesamt die Kriechfestigkeit beeinträchtigen.Im Zusammenhang mit derKorngröße ist natürlich immer dieKarbidausscheidung und -verteilungals Einflußgröße auf die Kriechfestigkeitzu betrachten. Bei Feinkorn istdie Ausscheidungsdichte an Karbidengering, wodurch Gleitvorgängeauf Korngrenzen wesentlicherleichtert werden. Bei sehr grobemKorn ist andererseits die Gefahr einerzusammenhängenden Belegung derKorngrenzen mit Karbiden gegeben,mit den entsprechenden nachteiligenFolgen eines schnellen Rißwachstums.Außerdem führt es zu Duktilitätsabnahmeund zur Kaltversprödung.Die langjährige Praxis hat gezeigt,daß die Einstellung einer mittlerenKorngröße zwischen ca.100 - 200 µmam günstigsten für die Kriechfestigkeitund Duktilität von Hochtemperaturwerkstoffenist.Neben der Korngröße spielendie Korngrenzen oder - allgemeinergesagt - auch die Spurenelemente einewichtige Rolle bei der Beeinflussungdes Formänderungswiderstandes beihöheren Temperaturen. Die hier zubetrachtenden Spurenelemente tretenentweder als unabsichtliche Beimengungenoder als gezielte Legierungselementeauf und sind meist nur insehr geringem Umfang in der Matrixlöslich. Sie segregieren deshalb13

evorzugt auf Korngrenzen undbeeinflussen deren Stabilität unterKriechbeanspruchung. Dies kannsowohl positive als negative Folgenfür die Kriechfestigkeit haben.Über die Wirkungsweise derSpurenelemente Pb, Bi, Sb, Sn, As,Te, Ga, S, P, Ag mit negativemEinfluß auf die Kriechfestigkeit istwenig bekannt. Es kann aber davonausgegangen werden, daß durchden Einbau dieser Elemente in diegestörten Korngrenzen-Gitterbereichedie Dekohäsionsvorgänge erleichtertwerden. Empirisch ist zumindest eineindeutig nachteiliger Einfluß dieserElemente auf die durch Kriechvorgängebestimmte Zeitstandfestigkeitgefunden worden. Exakte maximalzulässige Gehalte an diesen Beimengungensind jedoch nicht bekanntund können von Legierung zu Legierungunterschiedlich sein. So habensich z. B. bei der weitverbreitetenLegierung Nicrofer 3220 H obereGrenzen für die Elemente Pb und Bivon 7 bzw. 1 g/t als günstig für dieZeitstandfestigkeit erwiesen.Es ist aber auch eine Frage derWirtschaftlichkeit, ob es sich lohnt,bei geringfügiger Steigerung derZeitstandfestigkeit erheblich höhereWerkstoffkosten durch weitere Senkungdieser unabsichtlichen Beimengungenin Kauf zu nehmen. Vor allemist es auch unter dem Aspekt zusehen, daß geringfügige Verbesserungenin der Praxis statistisch ineinem Streuband 14) untergehen können(Abb. 20).Neben als schädlich erkanntenBeimengungen gibt es eine Reihe vonpositiv wirkenden Spurenelementen.Es sind dies die Elemente Zr, B, Mg 15) .Ähnlich den oben diskutierten Verunreinigungensegregieren sie aufKorngrenzen.14Streuung (±), %8070605040302010Nicrofer 3220 H0600 700 800 900 1000Temperatur, °CNicrofer 7216 HNicrofer 6020 hMoNicrofer 5520 CoNicrofer 4722 CoAbb. 20 – Streuung der 100.000 h-Zeitstandfestigkeitswerte verschiedener Legierungen in Abhängigkeitvon der Temperatur 14)Sie binden dort entweder schädlichwirkende Verunreinigungen (z. B.Schwefel) ab oder werden in dasgestörte Gitter eingebaut. Letzteresführt zu einer Verfestigung derKorngrenzen, da für das Korngrenzengleitenverantwortliche Diffusionsvorgängeerschwert werden. Bor undZirkonium behindern außerdem dieAgglomeration von M 23 C 6 -Karbidenauf Korngrenzen und verringern dieGefahr von Mikrorissen. Bor reduziertzudem die Löslichkeit desKohlenstoffs auf Korngrenzen. Somitsteigt die Karbidmenge auf denKorngrenzen, die Bildung von grobenKarbiden und durchgehendenKarbidsäumen wird jedoch behindert.Beides wäre nachteilig für dieZeitstandfestigkeit. Zirkonium behin-

dert zudem das Kornwachstum beihohen Temperaturen. Die Verwendungdieser Elemente ist jedoch mit großerVorsicht zu handhaben, da einÜbermaß sehr schädliche Auswirkungenhaben kann. So erweisen sichGehalte an Bor bis 50 g/t als äußerstgünstig, während bereits geringeÜberschreitungen den positiven Aspektumkehren können. Z. B. dann,wenn die Gefahr des Auftretens vonniedrigschmelzenden Boriden mit derentsprechenden Versprödung derKorngrenzen gegeben ist.HaftendeKorrosionsbelägeSelektive KorrosionRekonstruierter AusgangsquerschnittA 0 = 78,54 mm 2Querschnitt ohne KorrosionsbelägeA 1 = 38,48 mm 2Querschnitt ohne selektive KorrosionA 2 = 24,63 mm 2Prüfspannung zu Testbeginnσ 0 = 200 MPaKorrosionskorrigierte Spannungσ 2 = 638 MPaReinheitsgradSpurenelemente, die mit derMatrix oder anderen gelösten Elementenunter Bildung von Sulphiden,Phosphiden oder Oxiden reagieren,verschlechtern den nichtmetallischenReinheitsgrad einer Legierung undführen damit in der Regel zu einerVerschlechterung der Zeitstand- undDauerschwingfestigkeit. Diesem Umstandkann zunächst durch Absenkungder Gehalte an diesenElementen durch die Auswahl derEinsatzstoffe Rechnung getragen werden.Bei höheren Anforderungenkann im Vakuum geschmolzen undabgegossen werden, gefolgt vonsekundärmetallurgischen Maßnahmenwie ESU (Elektro-Schlacke-Umschmelzung)-oder VAR (Vacuum Arc Refining)-Behandlung.Einflußgrößen auf diemechanischen EigenschaftenAbb. 21 – Reduzierung des lasttragenden Querschnitts durch KorrosionDehnung, %40302010Nicrofer 3220 HT=800 °C55 MPaS-O GasLuftS-O-C GasDie mechanischen Eigenschaftenvon Hochtemperaturwerkstoffenunterliegen im Laufe ihrer Einsatzzeitunterschiedlichen Einflüssen. Die wichtigstenEinflußfaktoren sind Hoch-00 200 400 600 800 1000 1200 1400Zeit, hAbb. 22 – Kriechkurven von Nicrofer 3220 H in Luft, einer sulfidierendenund sulfidierend/aufkohlenden Atmosphäre 16)15

temperaturkorrosion und -abrasion,Gefügeveränderungen und Kaltverformung.Hochtemperaturkorrosionund -abrasionWährend die Hochtemperaturabrasionausschließlich zu einerReduzierung des Bauteilquerschnittesführt und somit den lasttragendenQuerschnitt vermindert, ist der Einflußder Hochtemperaturkorrosion vielfältigerund komplexer. Er reicht vongleichmäßiger Schädigung über lokalekorrosive Schädigung mit damitverbundener Festigkeitsminderungdurch Querschnittsreduzierung (Abb.21) bis hin zur temporären Festigkeitszunahmedurch Beeinflussungder Mikrostruktur des Werkstoffes(Abb. 22) 16) .10 3 h-Zeitstandfestigkeit, N/mm 235030025020015010050Kaltverformung, %550 °C600 °C650 °C700 °C750 °C00 10 20 30 40Abb. 23 – Einfluß einer Kaltverformung auf das Kriechverhalten eines austenitischen Stahlesbei verschiedenen Temperaturen 18)Ein negativer Einfluß auf dieFestigkeit ist grundsätzlich den ElementenSauerstoff, Schwefel und denHalogeniden zuzuschreiben. Temporärfestigkeitssteigernd können sichdie Elemente Kohlenstoff und Stickstoffauswirken. Sie führen zur Ausscheidungvon thermisch sehr stabilenKarbiden und Nitriden. Erst bei Überschreitungeiner kritischen Ausscheidungsmengeund -größe fällt dieFestigkeit wieder deutlich unter dieWerte im Ausgangszustand ab.GefügeveränderungenLebensdauer, h80020010016Gefügeveränderungen könnenhervorgerufen werden, z. B. durchdie im Bauteil verbleibende Kaltverfestigungnach Schweißen, Richtenoder gewaltsamem Einpassen vonKomponenten. Kaltverfestigung führtje nach Höhe der Einsatztemperatur604000,1 0,5 15 10Korngröße, mmAbb. 24 – Zeitstandfestigkeit (Lebensdauer bei 980 °C und 105 N/mm 2 ) in Abhängigkeit von derKorngröße für eine Nickellegierung 18)

Kerbschlagarbeit,J250ISO-V-ProbeNachträgliche GlühungAnl.: Av = 281 JAv > 300 Jund Einsatzdauer zur Rekristallisationdes Gefüges und damit in der Regelzur Abnahme der Zeitstandfestigkeit(Abb. 23) 17)+18) .200150100500500 640 750 860Temperatur, °CAbb. 25 – Einfluß der Auslagerung auf die Zähigkeit von Nicrofer 3220 HTKerbschlagarbeit,J250200150100500ISO-V-ProbeNachträgliche GlühungTemperatur, °CAnl.: Av = 238 JAv = 260–290 J500 640 750 860Abb. 26 – Einfluß der Auslagerung auf die Zähigkeit von Nicrofer 5520 Co10 % kv + 8000 h10 % kv +4000 h4000 h8000 h10 % kv +1000 h1000 h10 % kv + 8000 h10 % kv +4000 h4000 h8000 h10 % kv +1000 h1000 hLangzeitig einwirkende hohe Temperaturenverursachen eine deutlicheKornvergröberung , hiermit verbundenist eine Zunahme der Zeitstandfestigkeit(Abb. 24) und eine Abnahme derWerkstoffduktilität.Da Hochtemperaturwerkstoffe inder Regel im lösungsgeglühten undwasserabgeschreckten Zustand eingesetztwerden, befinden sie sich beiBetriebsbedingungen, sofern sie nichtden Lösungsglühbedingungen entsprechen,im thermischen Ungleichgewicht.Das bedeutet in der Praxis,daß sie eine Gefügeumwandlungdurchlaufen, z. B. durch Ausscheidungvon intermetallischen Phasen undKarbiden, die sich in einer reduziertenKerbschlagzähigkeit äußert (Abb.25 + 26).KaltverformungDie Kenntnis des Einflusses einerKaltverformung auf das Kriechverhaltenvon Werkstoffen ist aus zweierleiGründen besonders wichtig:• Zum einen stellt die Kaltverformungverglichen mit legierungstechnischenMaßnahmen einepreisgünstige Möglichkeit zurErhöhung der Kriechfestigkeitdar.• Zum anderen lassen sich in BauteilenKaltverformungen oft nichtvermeiden, so daß Unsicherheitenauftreten, da die ursprünglichemechanische Auslegung in derRegel auf vollständig rekristallisiertenWerkstoffen beruht.17

HochtemperaturkorrosionGenerell verbessert die durcheine Kaltverformung bewirkte Steigerungder Versetzungsdichte dasKriechverhalten der Werkstoffe. DerEinfluß der dabei auftretendenKornstreckung und der damit verbundenenVeränderung der Korngrenzengleitflächenläßt sich nur schwerquantifizieren.Das verbesserte Kriechverhaltenläßt sich jedoch nur nutzen, wenn dieBeanspruchungstemperatur deutlichunterhalb der Erholungs- bzw. Rekristallisationstemperaturliegt.Wie beeinflußt die Hochtemperaturkorrosionden Werkstoff undwelche Auswirkungen hat sie auf dieBetriebs- und Produktionssicherheiteiner Anlage?Folgende Mechanismen sind möglich:• Zerstörung des Bauteils durchReduzierung des lasttragendenQuerschnitts → Ausfall derAnlage durch mechanischeÜberbelastung.• Lokal begrenzte Zerstörung desBauteils → Austreten gesundheitsschädlicheroder umweltbelastenderStoffe, während die Anlagemechanisch vollkommen intaktbleibt.• Zerstörung und/oder SchädigungAbb. 23 macht deutlich, daßdie günstige Wirkung einer Kaltverformungum so ausgeprägter ist, jegrößer die Differenz zwischen Gebrauchstemperaturund der Temperaturist, bei der die Entfestigung einsetzt17) +18) . Liegt die Einsatztemperaturoberhalb der Rekristallisationstemperaturund ist der Werkstoff starkkaltverfestigt worden, so kann es sogarzu einem deutlichen Abfall derZeitstandfestigkeit kommen 18) . Ursachehierfür ist vermutlich die Einstellungeines Gefüges während derUmkristallisation, das nicht mehr, wiedas Ausgangsgefüge, eine optimaleBeeinflussung der Zeitstandfestigkeitgarantiert.Deckschichtbildungmehrlagige DeckschichtDeckschicht mit innerer KorrosionDeckschicht mit interkristalliner KorrosionDeckschicht- und PorenbildungDeckschichtbildung und entkohlter Saumstarker Oberflächenabtragohne DeckschichtbildungErosionskorrosionMuldenkorrosionLötbrüchigkeit” mit Legierungsbildung“SpannungsrißkorrosionKontaktkorrosion18Abb. 27 – Schematische Darstellung der Erscheinungsformen von Hochtemperaturkorrosion

der Produkte durch Kontaminationmit Korrosionsprodukten → Produktschädigung,während dasBauteil mechanisch vollkommenintakt bleibt.• Kontamination eines Zwischenproduktes→ Kontamination desEndproduktes, Korrosion in anderenAnlagenteilen.Es ist also zwingend erforderlich,sich intensiv mit der WechselwirkungWerkstoff/Medium bei hohenTemperaturen zu beschäftigen. Diesumso mehr, als die Hochtemperaturkorrosiondas Werkstoffverhalten inentscheidenderer Art und Weise beeinflußtals die Naßkorrosion, da beihohen Temperaturen - aufgrund der inder Regel plastischen Beanspruchungder Werkstoffe - der WechselwirkungKorrosion/mechanische Beanspruchungeine viel höhere Bedeutungzugemessen werden muß.1. Medium● Temperatur● Konzentration und Zusammensetzung● Geschwindigkeit (Gase, Schmelzen, Lösungen)● Partikelgröße, -form, -geschwindigkeit und-konsistenz und AuftreffwinkelErscheinungsformen derHochtemperaturkorrosionund EinflußfaktorenDie Erscheinungsformen derHochtemperaturkorrosion sind denender Naßkorrosion nicht unähnlich. Sokann auch hier zwischen gleichmäßigabtragender Korrosion, Lokalkorrosion,Loch- und Muldenkorrosion,Spannungsrißkorrosion und Erosionskorrosionunterschieden werden.Daneben gibt es jedoch auch Erscheinungsformen,die auf die beihohen Temperaturen verstärkt ablaufendenDiffusionsvorgänge zurückzuführensind, beispielsweise dieKontaktkorrosion und die Legierungsbildung.Ein anderer Aspekt, daß dasKorrosionsmedium und/oder -produktbei hohen Temperaturen schmelzund/odergasförmig sein kann, führtzu Erscheinungen wie der „Lötbrüchigkeit“,entkohlten Oberflächen-2. Werkstoff● Oberflächenzustand● Wärmebehandlung/Kaltverfestigung● Gefügezustand● Temperatursäumen und Porosität (Abb. 27).Alle Einflußfaktoren auf dieHochtemperaturkorrosion lassen sichunterteilen in Einflüsse, die auf dasKorrosionsmedium, den Werkstoffund das Korrosionsprodukt zurückzuführensind. Mediumseitig sind diesvor allem die Temperatur desMediums, dessen Zusammensetzung,Geschwindigkeit im Fall von Gasen,Schmelzen und Lösungen; bei Anwesenheitvon Partikeln, deren Größe,Form, Geschwindigkeit, Konsistenzund Auftreffwinkel. Werkstoffseitigsind es vor allem der Oberflächenzustand,die Wärmebehandlung, verbliebeneoder eingestellte Kaltverfestigung,der Gefügezustand und dieWerkstofftemperatur.Das Reaktionsprodukt des Mediumsmit dem Werkstoff, das Korrosionsprodukt,beeinflußt den Ablaufder Korrosion ebenfalls in entscheidenderWeise, da es den An- undAbtransport des Mediums bzw. desentstehenden Korrosionsproduktesentscheidend bestimmt. WichtigeKriterien sind hier die mechanisch/physikalischen Eigenschaften desKorrosionsproduktes: z. B. Schmelzpunkt,Dampfdruck, thermischerAusdehnungskoeffizient und Wärmeleitfähigkeit.Ebenso wichtig sindDiffusiongeschwindigkeit und Bildungsenthalpie(Abb. 28).3. Korrosionsprodukt● Diffusionsgeschwindigkeit● Schmelzpunkt● Dampfdruck● mechanische/physikalische Eigenschaften● BildungsenthalpieAbb. 28 – Einflußfaktoren auf die Hochtemperaturkorrosion19

Verhalten von Werkstoffen in korrosiven MedienDie Auswirkung der beschriebenen Vorgänge hängtjedoch in entscheidendem Maße von den bei Beanspruchungdes Werkstoffs tatsächlich vorliegendenKorrosionsmedien ab. Deshalb wird detailliert auf dasWerkstoffverhalten unter den in der Praxis am häufigstenzu findenden Korrosionsmedien eingegangen.OxidationDie Schutzwirkung der in Tabelle 3 aufgeführtenWerkstoffe bei Hochtemperaturbeanspruchung durchOxidation beruht in erster Linie auf der Ausbildung einerdichten, gleichmäßigen Chromoxidschicht.Für die nichtrostenden und hitzebeständigen Stählegilt deshalb zunächst die Faustregel, daß dieOxidationsbeständigkeit mit dem Chromgehalt zunimmt.Zugleich wird die Oxidationsbeständigkeit bis etwa 30 %Chrom auch mit zunehmendem Nickelgehalt erhöht 19) .Weitere Maßnahmen liegen dann im Zulegieren vonSilizium und sauerstoffaffinen Elementen 20) , welche dieHaftung der Oxidschicht verbessern.Oberhalb von etwa 1000 ˚C muß dann in jedem Fallbei weiterer Temperaturerhöhung mit stark zurückgehenderLebensdauer der Bauteile gerechnet werden, da dieschützende Chromoxiddeckschicht in diesem Temperaturbereichmerklich verdampft 21) .Soweit es legierungstechnisch möglich und wirtschaftlichpraktikabel ist, sollte dann versucht werden,alternative Werkstoffe zu wählen, die schützendeDeckschichten aus Aluminiumoxid bilden. Tabelle 3 nenntu. a. solche Werkstoffe, die unter diesen Gesichtspunktenauf eine hohe Hitzebeständigkeit im Sinne hoherOxidationsbeständigkeit hin konzipiert sind.20Die in Tabelle 4 genannten hochwarmfesten Werkstoffemüssen in der Regel zugleich auch hitzebeständigeWerkstoffe sein, und das heißt in der Mehrzahl der Fälle,daß von ihnen neben hoher Warmfestigkeit auch hoheOxidationsbeständigkeit verlangt wird. Mit dem Ziel einerhohen Warmfestigkeit sind sie vielfach mit Elementen wieMo, Nb, W und Co legiert, deren Einfluß auf die

Werkstoff Alloy-Bez. W.-Nr. Ni Cr Si C Al Ti Fe SonstigeNicrofer 2020 840 1.4847 20 20 – 0,06 0,3 0,4 58 –Nicrofer 3220 800 1.4876 31 20 – 0,06 0,25 0,4 47 –Nicrofer 3718 DS* ) 1.4862 36 18 2,2 0,08 0,15 0,15 42 –Nicrofer 6023 601 2.4851 60 23 – 0,06 1,4 0,4 14 –Nicrofer 6030 690 2.4642 61 29 – < 0,02 – – 9 –Nicrofer 7216 600 2.4816 74 16 – 0,07 0,2 0,2 9 –Nicrofer 7520 75 2.4951 75 20 – 0,10 0,2 0,4 3 –Nicrofer 45 TM 45 TM 2.4889 47 27 2,7 0,08 – – 23 0,1 SENicrofer 6009 Al 10 10 Al – 57 8 – – 10 – 26 0,1 HfCronix 70 NiCr 70/30 2.4658 68 30 1,3 0,05 – – – 0,03 SECronix 80 NiCr 80/20 2.4869 78 20 1,3 0,06 – – – 0,03 SE*) W.-Nr. 1.4864 liegt im Chrom- und Siliziumgehalt etwas niedriger als Alloy DSTabelle 3 – Chemische Zusammensetzung hitzebeständiger Nickellegierungen und Sonderedelstähle in Masse -%Werkstoff Alloy-Bez. W.-Nr. Ni Cr Mo C Al Ti Fe SonstigeNicrofer 3220 H 800 H 1.4958 31 21 – 0,07 0,25 0,35 47 –Nicrofer 3220 HT 800 HP 1.4959 30 21 – 0,09 0,5 0,5 47 –Nicrofer 3228 NbCe AC 66 1.4877 32 28 – 0,05 – – 39 0,8 Nb, 0,07 CeNicrofer 6023 H 601 H 2.4851 60 23 – 0,06 1,4 0,5 14 –Nicrofer 7216 H 600 H 2.4816 74 16 – 0,07 0,2 0,2 9 –Nicrofer 4626 MoW 333 2.4608 46 25 3 0,05 0,1 – 17 3 W, 3 Co, 1 SiNicrofer 4722 Co X 2.4665 48 22 9 0,07 – – 18 1 CoNicrofer 5120 CoTi C-263 2.4650 51 20 6 0,06 0,5 2,1 0,5 20 CoNicrofer 5219 Nb 718 2.4668 53 19 3 0,05 0,6 0,9 18 5,2 NbNicrofer 5520 Co 617 2.4663 54 22 9 0,06 1 0,5 1 12 CoNicrofer 6025 HT 602 CA 2.4633 62 25 – 0,18 2,3 0,2 9,5 0,1 Y, 0,1 ZrNicrofer 6125 GT 603 GT 2.4647 62 25 – 0,22 2,8 0,2 9 0,1 Y, 0,1 ZrNicrofer 7016 TiNb X-750 2.4669 72 16 – 0,05 0,6 2,7 7 1 NbNicrofer 7520 Ti 80 A 2.4952 75 20 – 0,06 1,4 2,3 – –Nicrotan 6325 hAlC 2100 GT 2.4677 63 25 – 0,3 3 – 1 8 Ta, 0,1 YCronix 70 NS 70 NS – 67 30 – 0,08 0,15 – –Tabelle 4 – Chemische Zusammensetzung hochwarmfester Nickellegierungen und Sonderedelstähle in Masse -%2,3 Si, 0,4 N,0,2 Y21

Spez. Massenänderung, mg/m 2 h0-200-400-600-800-10007000-200-400800 900 1000Nicrofer 7216 H1100Nicrofer 45 TMCronifer 2520Nicrofer 3220 HNicrofer 3718Nicrofer 3228 NbCe1200Nicrofer 6025 HTOxidationsbeständigkeit bei sehrhohen Temperaturen jedoch negativzu bewerten ist.Praxisnahe Untersuchungen derOxidationsbeständigkeit sind deshalbunerläßlich. Sie wurden im Temperaturbereichvon 700 bis 1200 ˚Cvorgenommen 22) +23) , und zwar in 24 h-Zyklen mit jeweils 16 h auf Prüftemperaturund dazwischen liegendenAbkühl- und Aufheizperioden von 6bzw. 2 h. Bei 700 ˚C war die alsMassenveränderung gemessene Oxidationsgeschwindigkeitaller geprüftenWerkstoffe so gering, daß keinWerkstoff unter diesem Gesichtspunktfür eine praktische Anwendung ausscheidet.-600-800-10007008009001000Temperatur, °C1100Nicrofer 6023 H1200Abb. 29 – Zyklisches Oxidationsverhalten einiger Eisen- und Nickelbasislegierungen in Luftals Funktion der TemperaturIn Abb. 29 ist das zyklischeOxidationsverhalten verschiedenerNickel- und Eisenbasislegierungen inLuft dargestellt. Am besten schneidendie drei Nickellegierungen Nicrofer6023 H, Nicrofer 45 TM und Nicrofer6025 HT ab. Die relativ hohenMasseverluste von Nicrofer 7216 Hbei 1100 ˚C sind auf den bei diesenTemperaturen zu geringen Chromgehaltzurückzuführen, während die20 µm, T= 750 °C, t=1000 h 20 µm, T= 850 °C, t=1000 h 20 µm, T= 1000 °C, t=1032 h22Abb. 30 – Lichtmikroskopische Darstellung des Oxidationsangriffs bei Nicrofer 3228 NbCe im Temperaturbereich von 750 - 1000 °C

ab 1000 ˚C stark ansteigendenMasseverluste von Nicrofer 3228NbCe nicht auf einen zu niedrigenChromgehalt, sondern auf der ungünstigenWirkung von Niob beruht.Wird recht willkürlich dieGrenze der tolerierbaren Massenänderungbei ≤ 0,10 g/m 2 h gezogen,so sind die hier untersuchten EisenbasislegierungenNicrofer 3718 undNicrofer 3228 NbCe nur bis 1000 ˚Ceinsetzbar. Bei 1100 ˚C dagegenzeigt auch noch die Legierung Cronifer2520 aufgrund ihres hohenChromgehaltes und des ZusatzesSeltener Erden ein zufriedenstellendesOxidationsverhalten.Zu beachten ist jedoch, insbesondereunter Berücksichtigung derBeeinflussung der mechanischenEigenschaften durch Oxidation, daßbei zunehmender Einsatztemperaturbzw. bei Annäherung an die maximaleEinsatztemperatur eines Werkstoffes,nicht mehr mit einemgleichmäßigen Flächenabtrag zurechnen ist, sondern mit ausgeprägterselektiver Oxidation wie sie inAbb. 30 beispielhaft für Nicrofer3228 NbCe dargestellt ist.AufkohlungNeben dem Angriff durchSauerstoff unterliegen Hochtemperaturwerkstoffebei höheren Anwendungstemperaturenhäufig aucheinem Angriff durch Kohlenstoff, derin den meisten Fällen durch dieZersetzung von Kohlenwasserstoffenentsteht und über die Korngrenzen,wo eine rasche Diffusion der C-Atome gegeben ist, in den Werkstoffeindiffundiert. Durch die Kohlenstoff-aufnahme des Werkstoffs könnenu. a. aufreten: Schmelzpunkterniedrigung,bei NiCr-Legierungen um bis zu350 ˚C 24) , Karbidbildung unter Chromverarmung24) und Duktilitätsreduzierungdurch Karbidbildung 25) .Eine neuere Form der Aufkohlungtritt in Gasen mit sehr hohenKohlenstoffgehalten auf. Deshalb istin der Praxis zwischen Atmosphärenmit Kohlenstoffaktivitäten a c < 1 undsolchen mit a c >> 1 deutlich zu differenzieren.Aufkohlung inGasatmosphären mit a c < 1Wie Abb. 31 zeigt, ist dieAufkohlung eine deutliche Funktiondes Eisengehalts der Legierungen 22) ,d. h. sie nimmt mit zunehmendemNickel- und Kobaltgehalt ab. Aufgrundder sehr geringen Kohlenstofflöslichkeitin Nickel werden inFlächenbezogene Massenänderung, g/m 2400300200100Nicrofer6020 hMoNicrofer5520 CoNicrofer 6023 HNicrofer 4722 CoNicrofer 4626 MoWNicrofer 6025 HT0 10 20 30 40 50Fe - Anteil, %Nicrofer 3228 NbCeNicrofer 3320 HNicrofer 45 TMAbb. 31 – Aufkohlung als Massezunahme nach 864 h in CH 4 /H 2 (a c = 0,8) bei 1000 °C mitperiodischen Zwischenabkühlungen als Funktion des Eisengehaltes der Legierungen 22)23

stark aufkohlenden Medien häufigWerkstoffe mit hohen Nickelgehalteneingesetzt 26) .400Nicrofer 3228 NbCeAbweichungen zu geringerenspezifischen Massenänderungen vonder in Abb. 31 dargestellten Abhängigkeitweisen Legierungen mit hohenAluminium- (Nicrofer 6025 HT) undSiliziumgehalten (Nicrofer 45 TM)auf.Werkstoffe mit hohen Gehaltenan stabilen Karbidbildnern - z. B.Niob - zeigen dagegen eine Abweichungzu höheren spezifischenMassenänderungen (Nicrofer 6020hMo, Nicrofer 3228 NbCe).Spez. Massenänderung, mg/m 2 h3002001000700200800 900 1000Nicrofer 45 TM1100Nicrofer 7216 HCronifer 2520Nicrofer 3718Nicrofer 3220 H1200Bei alternierenden Glühungen inwechselweise aufkohlenden und oxidierendenGasen können diese Werkstoffejedoch nur begrenzt eingesetztwerden, da die aufgrund der geringenC-Löslichkeit massiv ausgeschiedenenKarbide in Oxide umgewandelt werdenund das dabei entweichendeCO die Korngrenzen aufweitet unddie Oxidschicht auflockert 24), 27) .1000700800Nicrofer 6025 HT9001000Temperatur, °CAbb. 32 – Zyklisches Aufkohlungsverhalten einiger Eisen- undNickelbasislegierungen in CH 4 /H 2 mit a c = 0,8Nicrofer 6023 H1100Nicrofer 5520 Co1200Nicrofer 6025 HTGas= CH4/H2, T= 1000 °C, t= 1056 h 20 µmNicrofer 3220 HGas= CH4/H2, T= 1000 °C, t= 1056 h 20 µm24Abb. 33 – Lichtmikroskopisches Erscheinungsbild der Aufkohlung am Beispiel der Nickelbasislegierung Nicrofer 6025 HTund der Eisenbasislegierung Nicrofer 3220 H

Hohe Chromgehalte begünstigenebenfalls die Beständigkeitgegen Aufkohlung, insbesonderewenn diffusionshemmende Chromoxidschichtenauf der Metalloberfächeerzeugt werden können. WieAbb. 32 deutlich macht, ist dieAufkohlungsbeständigkeit des neuenHochtemperaturwerkstoffs Nicrofer6025 HT deutlich besser als die desWerkstoffs Nicrofer 6023 H und liegtin der Nähe von Nicrofer 5520 Co.Dies ist zum Teil auf den höherenChromgehalt zurückzuführen, aberauch die anderen Legierungsbestandteile(vgl. Tabelle 4) können sichauswirken. So bewirkt z. B. der erhöhteKohlenstoffgehalt eine Annäherungder Kohlenstoffaktivitäten vonWerkstoff und Gasatmosphäre undreduziert hierdurch die treibendeKraft für die Eindiffusion von Kohlenstoff.Ein sehr wirksames Legierungselementist Silizium 24) . Die Wirksamkeitvon Silizium wird durch geringeGehalte an Seltenen Erden noch verstärkt.Als Ursache hierfür kann zumeinen die Erniedrigung der Kohlenstofflöslichkeitund zum anderen dieBlockierung der Diffusion von Kohlenstoffüber Korngrenzen angesehenwerden.Der aufgenommene Kohlenstoffführt, wie in Abb. 33 beispielhaft fürNicrofer 6025 HT und Nicrofer3220 H dargestellt, zu starken Karbidausscheidungen.Diese mikrostrukturellenÄnderungen des Gefügesdurch Hochtemperaturkorrosion bewirkenebenfalls Änderungen hinsichtlichder mechanischen Eigenschaften.So ist bei der Zeitstandprüfung eineTendenz zu höheren Zeitstandfestigkeitenbei gleichzeitiger geringfügigerReduzierung der Kriechdehnungim Vergleich zur Prüfung an Luft zubeobachten 16) .Aufkohlung inGasatmosphären mit a c >> 1In Gasgemischen - z. B. H 2 -H 2 O-CO-Atmosphären mit sehr hohenKohlenstoffaktivitäten (a c >> 1) - tritt im20 µm 500 µmAbb. 34 – Typische Erscheinungsbilder von Metal Dusting25

26Temperaturbereich von ca. 500 -800˚C eine mit der Aufkohlung einhergehendeSonderform der Korrosion,das sogenannte „Metal Dusting“,auf. Abb. 34 zeigt anhand einesSchliffbildes das typische Erscheinungsbildeines geschädigten Werkstoffes.Offenbar handelt es sich bei diesemMaterialangriff um ausgeprägteLokalkorrosion mit Muldenbildung.Der angelsächsische Begriff „MetalDusting“ bedeutet, daß der allgemeinschnell fortschreitende Korrosionsangriffdurch Zerfall des Metalles unterFreisetzung von reinem Kohlenstofferfolgt. Dieser ist an den entsprechendenOberflächenstellen deutlich undin relativ voluminösen Mengen sichtbar.Metal Dusting kann zu schnellemMaterialversagen führen 28) .Untersuchungen haben ergeben,daß Nickellegierungen mit hohenChrom-, Aluminium- und/oder Siliziumgehalteneine gute Beständigkeitgegen Metal Dusting aufweisen.Insbesondere Nicrofer 6025 HT zeigtin den Abb. 35 und 36 eine außergewöhnlichgute Beständigkeit. Deshalbhat dieser neue Werkstoff auchbei der Lösung von Metal Dusting-Problemen schnellen Eingang in diePraxis gefunden.SulfidierungIm Kontakt mit Schwefel undSchwefelverbindungen, z. B. Schwefeldioxidund Schwefelwasserstoff,werden Metallsulfide gebildet, die inaller Regel zu schweren Werkstoffschädigungenführen. Die Gründehierfür sind 24), 27) : Aufbau von porösenwenig schützenden Zunderschichten,Korrosionsgeschwindigkeit, mg.cm -2. h -1Korrosion, µm/Jahr1,00E+001,00E - 011,00E - 021,00E - 031,00E - 041,00E - 051,00E - 060 2000 4000 6000 8000 100008060402001) oxidiert2) blank3) geschliffenNicrofer 6025 HT 1)Nicrofer 6030 2)

da die Metallsulfide im Vergleich zuden korrespondierenden Metalloxidenein um den Faktor 2,5 - 2,9größeres Volumen haben und diehierdurch induzierten Spannungenzu starken Abplatzungen, ggf. zukatastrophalem Korrosionsangriffinfolge des niedrigen Schmelzpunktes(635 - 1070 ˚C) der gebildetenMetallsulfide führen 29) .Besonders schädigend wirkensich - bezogen auf das Chromoxid -reduzierende Gase aus, da hier dieschützende, inkubierende Wirkungeiner Chromoxiddeckschicht nichtzum Tragen kommen kann. Die korrosionshemmendeWirkung dichterOxidschichten ist in der Praxis abernutzbar, indem dort, wo mit Sulfidierungzu rechnen ist, für eine ausreichendeVoroxidation gesorgt wird30)+31).Die legierungstechnischen Möglichkeitenzur Reduzierung der Sulfidierungsind beschränkt, dennochlassen sich Verbesserungen in der Kor-Korrosionsgeschwindigkeit, mg.cm -2. h -150004000300020001000040003000200010006000600700700800800Temperatur, °CCronifer 2520Nicrofer 3220 HNicrofer 3228 NbCeNicrofer 3718900Nicrofer 7216 HNicrofer 6020 hMoNicrofer 45 TMNicrofer 6023 HAbb. 37 – Zyklisches Sulfidierungsverhalten einiger Eisen- und Nickelbasislegierungen in 10 % SO 2 /N 2900Nicrofer 3220 HT= 750 °C, t= 1008 h 20 µmNicrofer 6020 hMoT= 750 °C, t= 1008 h 20 µmNicrofer 45 TMT= 750 °C, t= 1008 h 20 µmAbb. 38 – Lichtmikroskopische Darstellung der Sulfidierung am Beispiel der Legierungen Nicrofer 3220 H,Nicrofer 6020 hMo und Nicrofer 45 TM27

osionsbeständigkeit erzielen: DurchAnheben des Chromgehaltes, Einlegierenvon Aluminium und Silizium,Einlegieren höherer Gehalte an Kobalt,Elemente, die einerseits dieDiffusionsgeschwindigkeit von Schwefelim Werkstoff reduzieren 32) , gemäßdem Zustandsschaubild Kobalt-Schwefel29) andererseits den Schmelzpunktder Eutektika zu höheren Temperaturenverschieben, sowie Einlegierenweiterer Elemente, die Schwefel stabilabbinden und somit eine Reaktioninsbesondere mit Nickel und Chromunterbinden, z. B. Mangan, Magnesium,Calcium, Cer und Yttrium.Das Sulfidierungsverhalten wurdegeprüft in N 2 +10% SO 2 imTemperaturbereich von 650 ˚C -850 ˚C (Abb. 37). Auch hier bestätigtsich, was aus der Literaturbekannt ist, daß hohe Chromgehaltedie Sulfidierungsbeständigkeit vonhitzebeständigen und warmfestenWerkstoffen deutlich verbessern 33) .Gleichzeitig weisen die an der WerkstoffneuentwicklungNicrofer 45 TMdurchgeführten Versuche einen positivenEinfluß von Silizium auf dieSulfidierungsbeständigkeit aus 32) .Die Ergebnisse der Untersuchungenzur Massenänderung deuteneine bessere Beständigkeit derNickellegierungen gegenüber denEisenbasislegierungen an, eine nähereBetrachtung der Schliffbilder inAbb. 38 zeigt jedoch deutlich, daßnur Nicrofer 45 TM eine genügendgute Korrosionsbeständigkeit besitzt,um eine lange Lebensdauer zugewährleisten.ChlorierungHalogene und Halogenverbindungen,zumeist Chlor- oder Fluorverbindungen,gelangen über dieGasphase oder Salzschmelzen inKontakt mit dem Werkstoff. ElementareHalogene greifen, ebenso wie z. B.von Glühgütern abgegebene gasförmigeHalogenverbindungen, hitzebeständigeLegierungen bereits beimittleren Temperaturen sehr stark an.Während Salze im allgemeinen eineSpez. Massenänderung, mg/m 2 h0-100-200-300-100-200-300-400-1200-1600-36505000-50050010%HCl/H 2Nicrofer 3220 H0,25%Cl 2 ,20%O 2 , ArNicrofer 45 TM600600700Verschlackung und Auflösung derOxidschicht verursachen und somitden metallischen Bereich nur indirektbeeinflussen, dringen die Halogeneselbst tief in den Werkstoff ein, ohnedie Oxidschicht zu zerstören. Sie reagierenmit dem Werkstoff unterBildung von Schwermetallhalogeniden,diese sind thermodynamischwesentlich unbeständiger als die korrespondierendenOxide 34) .Nimofer 6928 + Ni 205700 800Nicrofer 5923 hMoTemperatur, °CAufgrund der im Vergleich zuNicrofer 7216 HNicrofer 3220 HNicrofer 5923 hMo800Nicrofer 7216 HNi 205900 1000Nimofer 6928900 100028Abb. 39 – Zyklisches Chlorierungsverhalten einer Eisen- und verschiedener Nickelbasislegierungen in10 % HCI/H 2 und 0,25 % Cl 2 /20 % O 2 /Ar

anderen Metallhalogeniden niedrigen Dampfdrücke derNickelhalogenide 34) (Tabelle 5) werden überall dort, womit Korrosion durch Halogene zu rechnen ist, Werkstoffemit hohen Nickelgehalten, z. B. Nickel 99,2, Nicorrosund Nicrofer 7216 eingesetzt. Wie eingehende Untersuchungen35) zeigen, steigt die Korrosionsbeständigkeit insauerstofffreien Wasserstoff-Chlorwasserstoff-Atmosphärenzwischen 650 und 850 ˚C generell mit zunehmendemNickelgehalt, noch stärker aber mit zunehmendemMolybdängehalt der Legierungen. Siliziumgehalte wirkensich dagegen nachteilig aus.Abb. 39 zeigt das Chlorierungsverhalten der Werkstoffein einer sauerstofffreien H 2 + 10 % HCI-Atmosphäreund in einer oxidierend/chlorierend wirkenden 0,25 %CI 2 +20% O 2 + Ar-Atmosphäre im Temperaturbereich von550 - 850 ˚C. Nach den Untersuchungsergebnissen verhaltensich die hochnickelhaltigen Werkstoffe - und hierinsbesondere Legierungen mit zugleich hohem Molybdängehalt- sehr gut in der sauerstofffreien Atmosphäre. Imoxidierend/chlorierend wirkenden Prüfmedium sind hoheMolybdängehalte eher von Nachteil.Es gibt Hinweise, daß bei noch höheren Temperatureneventuell Aluminiumoxidschichten eine bessereSchutzwirkung haben könnten als Chromoxidschichten.So wurde in einer Mischgasatmosphäre aus Ar/5,5 %O 2 /0,96 % HCI/0,86 % SO 2 bei thermisch zyklischerBeanspruchung bei 900 ˚C eine leicht verbesserteMassenverlustrate einer Al 2 O 3 -bildenden NiCr-Legierungim Vergleich zu anderen Nickel- und Kobaltbasislegierungengefunden 34) .Chloride T v in °CFeCl 3 167FeCl 2 536CoCl 2 587NiCl 2 607CrCl 3 611CrCl 2 741Tabelle 5 – Temperatur, bei der der Dampfdruck desChlorids 10 -4 bar beträgt 34)Aus der Praxis ist bekannt, das fluorhaltigeKorrosionsmedien weniger aggressiv sind, also höhereWerkstofftemperaturen zulassen als chlorhaltige 36) . Dieserklärt sich durch die höheren Schmelzpunkte und niedrigerenDampfdrücke der Schwermetallfluoride im Vergleichzu den korrespondierenden Chloriden.NitrierungDie Reaktionsträgheit des molekularen Stickstoffs hatzur Folge, daß im Bereich niedriger Temperaturen keineGefahr der Aufstickung durch molekularen Stickstoffbesteht. Das Werkstoffverhalten bei höheren Temperaturenist in starkem Maße von der Legierungszusammensetzungabhängig, so erfahren beispielsweise niedriglegierteStähle bei 300 - 500 ˚C in Ammoniak eine starke Aufstickungdurch innere Nitrierung. Bei Temperaturen ab ca.500 ˚C sind hochchromhaltige Edelstähle aufgrund derhohen Stickstoffaffinität von Chrom besonders gefährdet.Die sich ausbildenden Nitridschichten sind zunächstrißfrei, wobei sie auch als Diffusionsbarriere gegen dasweitere Eindringen von Stickstoff wirken können. Durchdie große Volumenzunahme jedoch, die mit der Bildungder Nitridschichten einhergeht, werden starke Spannungenaufgebaut, die zum schalenförmigen Abplatzen derNitridschichten führen.Auch thermisch-zyklische Beanspruchung führt aufgrundmangelnder Duktilität der Nitridschichten zuraschem Abplatzen der Nitride und somit zu „echten”Hochtemperaturkorrosionsschäden.Aufgrund der geringen Stickstofflöslichkeit und derthermischen Unbeständigkeit von Ni-N-Verbindungen, sozersetzt sich z. B. Ni 3 N beim Erhitzen im Vakuum bereitsbei 190 ˚C und in Stickstoffatmosphären bei ca. 450 ˚C,verhalten sich Nickelbasislegierungen in aufstickendenMedien besser als Stähle. Bei höheren Temperaturen(> 1000 ˚C) nimmt die Reaktionsfreudigkeit des Stickstoffsdurch die verstärkte Dissoziation des molekularen Stickstoffsdeutlich zu.Die Legierungselemente Chrom, Titan, Aluminium,Vanadin, Niob und Zirkonium, die als starke Nitridbildnerwirken, verschlechtern die Beständigkeit desWerkstoffs. Bor, Kohlenstoff und Silizium dagegen redu-29

zieren die Diffusionsgeschwindigkeitdes Stickstoffs im Werkstoff und verbessernsomit seine Beständigkeit innitrierenden Medien.Um die grundsätzliche Korrosionsbeständigkeitder neuen KruppVDM-Werkstoffe Nicrofer 45 TM undNicrofer 6025 HT in aufstickenderAtmosphäre zu prüfen, wurden umfassendeUntersuchungen bei 1000,1100 und 1200 ˚C durchgeführt 37) ,wobei als Referenzwerkstoffe einigebekannte Eisenbasislegierungen miteinbezogen wurden. Die Ergebnissekönnen wie folgt zusammengefaßtwerden: Alle Hochtemperaturwerkstoffenehmen bei 1000 - 1200 ˚CStickstoff auf (Abb. 40).Massenänderung, g/m 2200 1100 °C10% H 2 /N 2 Nicrofer 3220 HNicrofer 6025 HT150Nicrofer 6023 HCronifer 2520Nicrofer 45 TM100Nicrofer 3718 So50Nicrofer 7216 H00 200 400 600 800 1000 1200Auslagerungszeit, h30Die mit der Stickstoffaufnahmeverbundene innere Nitrierung führtzu einem Abfall der Raumtemperaturzähigkeit,der aber bei Nickelbasislegierungendeutlich geringer als beiEisenlegierungen ist, wie die Ermittlungder relativen Verluste in Abb. 41belegt.Metallografische Untersuchungenlassen erkennen, daß nicht nurdie Tiefe der inneren Nitrierung(Tabelle 6) bzw. die Nitridgröße denVerlust an Kerbschlagzähigkeit bestimmen,sondern vielmehr die Duktilitätdurch die Form und den Ort derNitridausscheidungen mitbestimmtwird. Besonders ungünstig wirkensich zusammenhängende Korngrenzenbelegungenaus (Abb. 42).Wie den einzelnen Untersuchungsergebnissenzu entnehmen ist,zeigen die NickelbasislegierungenNicrofer 7216 H und Nicrofer 6025HT die höchste Beständigkeit gegenü-Abb. 40 – Massenänderung als Funktion der Zeit nach Auslagerung in nitrierendem 10 % H 2 /N 2 -Gasgemisch bei 1100 °CRelativer Verlust an Kerbschlagzähigkeit, %500-50-100Nicrofer 6025 HTNicrofer 7216 HNicrofer 6023 HNicrofer 3718 SoNicrofer 45 TMCronifer 2520Nicrofer 3220 H1000 1100Temperatur, °C1200Abb. 41 – Relativer Verlust der Kerbschlagzähigkeit nach 1008 Stunden Auslagerung in einem10 % H 2 /N 2 -Gasgemisch als Funktion der Temperatur, bezogen auf die Kerbschlagzähigkeitnach 1008 Stunden Auslagerungszeit an Luft bei gleicher Temperatur

Cronifer 2520 20 µmNicrofer 3220 H 20 µm Nicrofer 3718 So 20 µmNicrofer 45 TM 20 µmNicrofer 7216 H 20 µm Nicrofer 6023 H 20 µm Nicrofer 6025 HT 20 µmAbb. 42 – Querschnitt durch Proben nach 1008 Stunden Auslagerung in 10 % H 2 /N 2 bei 1100 °CWerkstoff Alloy-Bez. W.-Nr Tiefe der inneren Nitrierung in µm1000 °C 1100 °C 1200 °CCronifer 2520 314 1.4841 60 >2000 >2000Nicrofer 3220 H 800 H 1.4958 1100 >2000 >2000Nicrofer 3718 So DS 1.4862 650 >2000 >2000Nicrofer 45 TM 45 TM 2.4889 1000 110 >2000Nicrofer 7216 H 600 H 2.4816 >2000 >2000 >2000Nicrofer 6023 H 601 H 2.4851 – >2000 >2000Nicrofer 6025 HT 602 CA 2.4633 – 800 >2000Tabelle 6 – Tiefe der inneren Nitrierung nach 1008 Stunden Auslagerung in 10 % H 2/ N 2ber Aufstickung. Für die industrielle Anwendungist von großem Vorteil, daßdie Werkstoffneuentwicklung Nicrofer6025 HT gleichzeitig die höchsteOxidationsbeständigkeit aufweist.SalzschmelzenkorrosionBei einer Vielzahl von industriellenProzessen treten insbesondere aufder Oberfläche von Wärmetauscherrohrenkorrosive Ablagerungen auf,die überwiegend aus Alkalisulfaten,31

-chloriden und/oder -karbonaten bestehen.Aufgrund ihres niedrigenSchmelzpunktes können diese Alkalisalzeeine saure oder basische Auflösungdes darunterliegenden Metallesbewirken, was zu schnellem Abtragund Versagen führt. Als Folge vonSalzschmelzenkorrosion treten Problemeinsbesondere in Anlagen derPapier- und Zellstoffindustrie, in Müllverbrennungs-und Kohlevergasungsanlagenauf. Erkenntnisse über dieSalzschmelzenkorrosion sind vorwiegendbei der Erforschung der sogenannten„Hot corrosion”, d. h. derdurch Alkalisulfate verursachten Hochtemperaturkorrosionin Gasturbinen 38)gewonnen worden.Korrosionsangriff, mm/Jahr86421m Na 2 SO 41m Na 2 SO 4 +0,01 KClNicrofer 45 TMNicrofer 3220 HNicrofer 3228 NbCeCronifer 2520Nicrofer 6020 hMoNicrofer 3127 hMoNicrofer 5923 hMoNicrofer 6616 hMo32Auf Kesselrohren können sichauch Sulfatablagerungen bilden, diezu der sogenannten sulfatinduziertenKorrosion führen. Insbesondere molybdänhaltigeLegierungen zeigen relativhohe Korrosionsgeschwindigkeiten.Abb. 43 gibt die Ergebnisse nach1008 h einer Prüfung von Probenwieder, die mit Natriumsulfat bzw.mit Natriumsulfat und Zusatz vonKaliumchlorid beschichtet waren.Die Korrosionsgeschwindigkeitenzeigen deutlich, daß die molybdänhaltigenLegierungen - und hierinsbesondere die eigentlich für dieNaßkorrosionsanwendung vorgesehenenLegierungen Nicrofer 3127hMo, Nicrofer 6616 hMo und Nicrofer5923 hMo - höchste Abtragungenaufweisen, wobei auch eine direkteZuordnung zum Molybdängehaltgefunden werden konnte. Die molybdänfreienWerkstoffe zeigen hier einwesentlich besseres Verhalten, soauch die Krupp VDM-NeuentwicklungNicrofer 45 TM.Korrosionsangriff, µm0Abb. 43 – Korrosionsangriff von Proben, die nach einer Beschichtung mit Na 2 SO 4 bzw.Na 2 SO 4 /KCI 1008 h zyklisch bei 750 °C ausgelagert wurden4003002001000T = 750 °Ct = 1000 h53 mol-% Na 2 SO 440 mol-% MgSO 47 mol-% CaSO 4Nicrofer 6025 HT Nicrofer 7216 H Nicrofer 6023 H Nicrofer 3220 HAbb. 44 – Vergleich der Korrosionsbeständigkeit verschiedener Werkstoffe ineiner eutektischen Sulfatschmelze

Korrosion in komplexzusammengesetztenGasatmosphärenZur Prüfung des Korrosionsverhaltensunter sulfathaltigen Ablagerungenwurden desweiteren Tauchversuchebei 700 ˚C über 1000 Stunden ineiner Sulfatschmelze aus 53 mol.-%Na 2 SO 4 , 40 mol.-% MgSO 4 und 7mol.-% CaSO 4 durchgeführt. Die metallografischermittelte Schädigungstiefeist in Abb. 44 aufgetragen. ImVergleich zu den gleichfalls geprüftenWerkstoffen Nicrofer 7216 H, Nicrofer6023 H und Nicrofer 3220 H,schneidet Nicrofer 6025 HT mit einerSchädigungstiefe von nur 10 µm deutlichals bester Werkstoff ab 38) .MüllverbrennungDie bei der Müllverbrennungentstehenden Rauchgase können sehrvielfältiger Zusammensetzung seinund enthalten neben Chlor in derRegel auch noch Schwefel. Hierfürsind hochnickelhaltige Werkstoffeeher nachteilig. Entsprechend demallgemeinen Stand der Kenntnissemuß vielmehr versucht werden, mitmöglichst hohem Chromgehalt zuarbeiten. Wird auch noch Siliziumzulegiert, kann damit ein Werkstoffkonzipiert werden, der zugleich hinreichendaufkohlungsbeständig füreine Müllpyrolyse ist. Aus diesenÜberlegungen resultierte der bereitsin Tabelle 1 vorgestellte neue WerkstoffNicrofer 45 TM (2.4889).Als Testmedium für eine Prüfungwurde u. a. auch Rauchgas aus Stick-stoff mit 9 % O 2 , 2,5 g/m 3 HCI und1,3 g/m 3 SO 2 gewählt. Die gewonnenenUntersuchungsergebnisse sindvielversprechend. Abb. 45 zeigt diehervorragende Korrosionsbeständigkeitdes Werkstoffs im Müllverbrennungs-Rauchgasnoch bis zu 850 ˚C,während der sonst vielseitig einsetzbareHochtemperaturwerkstoff Nicrofer3220 H schon ab Temperaturenvon mehr als 650 ˚C nicht mehrbrauchbar ist 38) .Vergleichsweise gut verhält sichdie Nickelbasislegierung Nicrofer6020 hMo. Tatsächlich wird dieserLegierungstyp in den USA derzeit ingroßem Umfang für die Reparaturder Kesselwände von Müllverbrennungsanlagenverwendet und dabeidurch Auftragschweißung auf dieabkorrodierten Dampferzeugerrohreaufgebracht 39) .Masseänderung, g/m 22500-250-500-750-1000N 2 +9% O 2+2,5g/m 3 HCl+1,3g/m 3 SO 2t=1000 hNicrofer3220 HNicrofer 45 TMNicrofer 6020 hMoNicrofer 3228 NbCeNicrofer 45 TM ist Nicrofer6020 hMo nach diesen Untersuchungsergebnissenin der Korrosionsbeständigkeitdeutlich überlegen. Dieneben der Massenänderung zubetrachtende Schädigungstiefe ist inAbb. 46 wiedergegeben. Auch hiererweist sich die neue LegierungNicrofer 45 TM unter derartigen Arbeitsbedingungenals überlegen, wasdie metallografischen Schliffuntersuchungenbelegen (Abb. 47).-1250-1500550 650 750 850Temperatur, °CAbb. 45 – Massenänderung des neuen Werkstoffes Nicrofer 45 TM (2.4889) in einerMüllverbrennungsatmosphäre im Vergleich zu anderen HochtemperaturwerkstoffenWeil sich unter Müllverbrennungs(MVA)-BetriebsbedingungenimKesselbereich auch starke Ascheablagerungenbilden und zudem übererhöhte Korrosion berichtet wird, sindsolche Bedingungen in Laborprüfungensimuliert worden. Dabei wurdedie übliche MVA-Atmosphäre eingestellt,die Proben aber zusätzlich mit33

Schädigungstiefe, µm1000800600400200N 2 +9 %O 2+2,5g/m 3 HCl+1,3g/m 3 SO 2t=1000 hNicrofer 3220 HNicrofer 6020 hMoNicrofer 45 TMNicrofer 3220 HNicrofer 6020 hMoNicrofer 45 TMNicrofer 3220 HNicrofer 6020 hMoNicrofer 45 TMNicrofer 3220 H 20 µm0650 750850Nicrofer 6020 hMo 20 µmTemperatur, °CAbb. 46 – Maximale Schädigungstiefe des neuen Werkstoffes Nicrofer 45 TM (2.4889) in einerMüllverbrennungsatmosphäre im Vergleich zu den Hochtemperaturwerkstoffen Nicrofer 6020 hMo(2.4856) und Nicrofer 3220 H (1.4958)Asche aus der MVA Iserlohn beaufschlagt.Die Prüftemperaturen lagenbei 450, 600 und 750 ˚C, die Prüfdauerbei 40 Tagen bzw. 1008Stunden. Es wurde der Metallabtraganhand der Massenverluste ermittelt,zusätzlich die innere Korrosion durchmetallografische Nachuntersuchungenaller geprüften Proben.Während bei 450 ˚C alleWerkstoffe noch einen Metallabtragvon deutlich unter 0,05 mm zeigen -mit Ausnahme des C-Stahls, der auchNicrofer 45 TM 20 µmAbb. 47 – Lichtmikroskopisches Erscheinungsbildder Werkstoffe nach zyklischer Prüfung bei750 °C über 1000 h in einem synthetischenMüllverbrennungsgasMassenänderung Innere Korrosion MetallabtragWerkstoff Alloy-Bez. W.-Nr ∆m in g/m 2 C i in mm (A-B)/2Mittelwert (4 Proben) Probe 1 Probe 2 Probe 1 Probe 2St 52-3 – 1.0570 – – – – –Cronifer 2520 314 1.4841 -1999± 537 0,31 0,29 0,38 0,35Nicrofer 3220 H 800 H 1.4958 -2556± 272 0,36 0,55 0,645 0,49Nicrofer 3127 hMo 31 1.4562 -35,4± 3,6 0,055 0,05 0,005 0,005Nicrofer 45 TM 45 TM 2.4889 -312 ± 108 0,48 0,46 0,23 0,21Nicrofer 6020 hMo 625 2.4856 -1,1± 1 0,03 0,09 0 0Nicrofer 6219 Si 626 Si 2.4855 – 0,025 0,030 – –34Gas: 2,5g/m3 HCI/1,3 g/m 3 SO 2 /9 % O 2 /N 2 Salz: Kesselasche MVA IserlohnVersuchsdauer: 1008 h Zyklus: 24 h Temperatur: 600 °CTabelle 7 – Ergebnisse von Hochtemperaturkorrosionsversuchen unter MVA-Aschen

Korrosionsangriff, mm0,60,40,20400 450 500 550 600 650 700 750Temperatur, °CNicrofer 3127 hMoCronifer 2520Nicrofer 3220 HNicrofer 45 TMNicrofer 6020 hMoNicrofer 6219 SiAbb. 48 – Max. Korrosionsangriff (innere Korrosion und Metallabtrag) nach 1008 h Auslagerung ineinem Müllverbrennungsgas. Gas: 2,5 g/m 3 HCI, 1,3 g/m 3 SO 2 , 9 % O 2 , N 2 ,Ablagerung: 1 mol Na 2 SO 4 , 0,01 mol KCIausgeprägte innere Korrosion aufwies-, sind die Verluste bei 600 ˚C fürdie Werkstoffe Cronifer 2520, Nicrofer3220 und Nicrofer 45 TMdeutlich erhöht (Tabelle 7). Dagegenverhält sich der hochchromhaltigeNicrofer 3127 hMo noch relativ gut.Bestes Verhalten ergeben hier jedochdie Nickellegierungen Nicrofer 6020hMo und die WerkstoffneuentwicklungNicrofer 6219 Si.Die Bedingungen werden allerdingsbei 750 ˚C extrem korrosiv,wie die entsprechenden Werte fürden Metallabtrag und die innereKorrosion belegen. Noch gut verhaltensich die Legierungen Nicrofer6020 hMo und Nicrofer 6616 hMo,wobei letztere hier als Naßkorrosionswerkstoffwegen seines hohenMo-Gehaltes mitgetestet wurde.Korrosionsangriff, mm10,80,60,40,2St 52Nicrofer3220 HNicrofer45 TMCronifer2520Nicrofer3127 hMoNicrofer6020 hMoAnders als bei Sulfatablagerungenwirken Chloride zusammen mitFlugasche offenbar sehr korrosiv, wieein Vergleich der Ergebnisse alsFunktion der Temperatur in den Abb.48 und 49 deutlich macht. Nebendem allgemeinen (gemittelten)Korrosionsabtrag ist hierbei auch dieinnere Korrosion bei einigenWerkstoffen erheblich. Diese Ergebnissesind bei der praktischen Werkstoffwahlstets zu berücksichtigen 38) .KohlevergasungNicrofer 6219 Si0400 450 500 550 600 650 700 750Temperatur, °CAbb. 49 – Max. Korrosionsangriff (innere Korrosion und Metallabtrag) nach 1008 h Auslagerung ineinem Müllverbrennungsgas. Gas: 2,5 g/m 3 HCI, 1,3 g/m 3 SO 2 , 9 % O 2 , N 2 ,Ablagerung: Kesselasche aus MVA IserlohnReduzierende, schwefelhaltigeGase, wie sie in Kohlevergasungsprozessenvorkommen, sind besondersschädigend für metallischeWerkstoffe. Intensive Labor- und Feldversuchehaben jedoch gezeigt, daßNiCrFe-Legierungen mit mindestens25 Masse-% Chrom eine gute Be-35

36Korrosionstiefe, mmSpez. Massenänderung, g/m 20,120,090,060,030-200-400-600-800H 2 S haltiges GasAuslagerungszeit: 2100 h0200 400 600Temperatur, °C-10000 200 400 600 800 1000Auslagerungszeit, hNicrofer 3220 HAISI 310AISI 446Nicrofer 3220 LCalloy 617Nicrofer 6030Nicrofer 3228 NbCeNicrofer 45 TMAbb. 50 – Korrosionsangriffstiefe bei Edelstählen und Nickellegierungen nach Auslagerung in derKohlevergasungs-Pilot-Anlage von Krupp Koppers in Fürstenhausen als Funktion der TemperaturNicrofer 3127 hMoAISI 314Nicrofer 3220 HNicrofer 45 TMNicrofer 6020 hMoNicrofer 3228 NbCeNicrofer 5923 hMoAbb. 51 – Spezifische Massenänderung nach Auslagerung in Luft unter flüssigen Salzablagerungen(45% Na 2 S, 21 % Na 2 CO 3 , 21 % Na 2 SO 4 , 13% NaCl) bei 600 °Cständigkeit in Kohlevergasungsatmosphärenaufweisen 18), 40) . Zusätzevon Silizium haben eine weitereVerbesserung der Sulfidierungsbeständigkeiterbracht. Die in der PRENFLO-Pilotanlage der Krupp Koppers inFürstenhausen durchgeführten Feldversucheweisen Nicrofer 45 TM mit27 Masse-% Chrom und 2,7 Masse-%Silizium als beständigsten der geprüftenWerkstoffe aus 40) . Abb. 50 zeigtdie bei verschiedenen Temperaturenund an unterschiedlichen Orten nach2000 h Auslagerung ermitteltenSchädigungstiefen.Papier- und ZellstoffindustrieHochtemperaturkorrosion anÜberhitzerrohren im Bereich derWärmerückgewinnung ist eines derHauptprobleme in der Papier- undZellstoffindustrie. Hohe Rohrwandtemperaturen,Ablagerungen aus demMitriß von Zellstoff (black liquor)sowie kondensierende Salze aus denVerbrennungsgasen führen zur Bildungvon Alkalisalzschmelzen, diebei hitzebeständigen Edelstählen ab550 ˚C zu starken Abtragungen undsomit schnellem Ausfall führen können.Solche Ablagerungen sind sehrkomplex und bestehen überwiegendaus Natriumsulfat, Natriumkarbonatsowie Beimengungen von Natrium-/Kaliumchlorid, Kaliumkarbonat undVanadiumpentoxid.Untersuchungen an sieben kommerziellenEisen- und Nickelbasislegierungen38) in einer solche Bedingungensimulierenden Alkalischmelzebei 550 bis 650 ˚C ergaben, daßalle Werkstoffe allgemein abtragendeKorrosion erleiden (Abb. 51), beimehreren aber zusätzlich ausgeprägte

innere Sulfidierung auftritt.Die Ergebnisse (Abb. 52) könnenso interpretiert werden, daß Nicrofer3220 H, Nicrofer 3228 NbCe undNicrofer 6616 hMo sehr anfälliggegenüber Alkalisalzschmelzen sind.Deutlich besser verhalten sich die siliziumhaltigenLegierungen AISI 314,Nicrofer 45 TM, aber auch Nicrofer3127 hMo und Nicrofer 6020 hMo.Die metallografischen Nachuntersuchungenergeben jedoch für dieLegierungen AISI 314, Nicrofer 3127hMo und Nicrofer 6020 hMo ausgeprägteinnere Sulfidierung. BestesVerhalten zeigt die Krupp VDM-Neuentwicklung Nicrofer 45 TM.Spez. Massenänderung, g/m 20-1000-2000-3000-4000-5000AISI 314Nicrofer 6020 hMoNicrofer 3127 hMoNicrofer 45 TMNicrofer 3220 HNicrofer 5923 hMoNicrofer 3228 NbCe550 600 650700Temperatur, °CVerhalten gegenüber Abrasionund KorrosionAbb. 52 – Spezifische Massenänderung nach 1008-stündiger Auslagerung in Luft unter flüssigenSalzablagerungen (45% Na 2 S, 21 % Na 2 CO 3 , 21 % Na 2 SO 4 , 13% NaCl) als Funktion der TemperaturInsbesondere in Drehrohröfenund Pyrolyse-Anlagen wirkt ein kombinierterAngriff von Korrosion undErosion. Dabei können abrasiv wirkendeTeilchen das Korrosionsverhaltendeutlich beeinflussen. Abb. 53zeigt den Metallverlust verschiedenerWerkstoffe in einer synthetischenMüllverbrennungsatmosphäre alsFunktion der Temperatur. Für dieEisenbasiswerkstoffe ergeben sichhohe Abtragungsgeschwindigkeitenund ein Maximum bei 750 ˚C,während sich die NickelwerkstoffeNicrofer 45 TM und Nicrofer 6020hMo am günstigsten verhalten 38 ).Abb. 54 gibt die Abhängigkeitder Abtragung von der relativenGeschwindigkeit zwischen Partikelund Probe bei 750 ˚C wieder. DieErgebnisse belegen, daß dieBeständigkeit gegenüber Erosionskorrosionüberwiegend durch dieMetallverlust, g/m 2120010008006004002000600v = 0,23 m/sGas: 2,5 g/m 3 HCI1,3 g/m 3 SO 29% O 2 /N 2Nicrofer 3220 HNicrofer 3228 NbCeAISI 314Nicrofer45 TMNicrofer6020 hMo650700750Temperatur, °C800850 900Abb. 53 – Metallverluste von Werkstoffen, die 1008 h in einer erosiven Partikelmasse bei Anwesenheiteines synthetischen MVA-Gases rotierten, als Funktion der Temperatur37

Korrosionsbeständigkeit im entsprechendenMedium gegeben ist, wasdas gute Verhalten der chlorgasbeständigenWerkstoffe Nicrofer 45 TMund Nicrofer 6020 hMo in dem vorliegendensynthetischen MVA-Gaserklärt. Obwohl Nicrofer 3220 H nachLiteraturhinweisen i. a. eine gute Erosionsbeständigkeitaufweist, erleidetder Werkstoff hohe Massenverluste.Demnach sollte eine Werkstoffwahlfür thermische Behandlungsanlagenin erster Linie nach den Kriterien derKorrosionsbeständigkeit vorgenommenwerden, auch für den Fall desAuftretens von Erosionskorrosion.Korrosionsprüfungen unter gleichzeitigabrasiven Bedingungen sind u.a. in einer simulierenden MVA-Atmosphäredurchgeführt worden. AlsAbrasionsmittel diente feiner Sandder Körnung 0,5 mm, in den die Probenrotierend eintauchten. Die Ergebnissein Abb. 55 lassen erkennen,daß der hochchrom- und siliziumhaltigeWerkstoff Nicrofer 45 TM sowieNicrofer 6020 hMo ein sehr günstigesVerhalten zeigen 38) .In Untersuchungen zur Verzunderungan Luft bei gleichzeitig abrasivenBedingungen findet man fürden neuen HochtemperaturwerkstoffNicrofer 6025 HT die niedrigstenspezifischen Massenverluste (Abb.56).Metallverlust, g/m 2Massenverlust nach 1000 h Auslagerungsdauer, g/m 21400120010008006004002000024002000160012008004000-400Probengeschwindigkeit0 m/h880 m/h1660 m/hNicrofer45 TM0,1AISI 314Nicrofer3220 H0,2Nicrofer 3220 HNicrofer 3228 NbCeGeschwindigkeit, m/sNicrofer6020 hMo0,3Nicrofer 6020 hMoNicrofer 45 TMAISI 3140,4 0,5Abb. 54 – Wie Bild 53, jedoch als Funktion der relativen Geschwindigkeit zwischen Partikel und ProbeNicrofer3228 NbCe38Abb. 55 – Massenverlust einiger Hochtemperaturwerkstoffe nach 1000-stündiger Auslagerung in einerMüllverbrennungsanlage (2,5 g/m 3 HCI, 1,3 g/m 3 SO 2 , 9% O 2 , N 2 ) bei verschiedenen Proben- bzw.Partikelgeschwindigkeiten

VerarbeitbarkeitFügetechnikSpez. Massenänderung, g/m 240 500 h700 h35 1000 h302520151050Nicrofer6025 HTNicrofer3220 HNicrofer7216 HNicrofer6030Nicrofer45 TMAbb. 56 – Korrosionsverhalten einiger Hochtemperaturwerkstoffe unter kombinierter Hochtemperaturkorrosionund -abrasion bei 1000 °C und 830 m/h Proben- bzw. PartikelgeschwindigkeitDie gebräuchlichste Form derFügetechnik von Hochtemperaturwerkstoffenim Anlagenbau ist dasSchweißen. Das Löten sowie Schraub-,Steck- und Klemmverbindungen werdennur in Ausnahmefällen als Mittelder Fügetechnik eingesetzt.SchweißenDie Werkstoffentwicklung dervergangenen Jahrzehnte war strengvon den anwendungsbezogenenWerkstoffeigenschaften wie Warmfestigkeit,Kriechfestigkeit, OxidationsundHeißgaskorrosionsbeständigkeitgeprägt. Die Entwicklung der Fügetechnik- und hier im besonderen dieSchweißtechnik als wichtigstes Fügeverfahren- vollzog sich oftmals separatund zeitlich verschoben. Hierdurchkam es häufig zu später drastisch steigendenWerkstoffkosten, da unvorhersehbareund nicht kontrollierbaremetallurgische Reaktionen zu starkerRißbildung beim Schweißen führten.Trotz vieler Schwierigkeiten ist undwird das Schweißen das wichtigste Fügeverfahrenim Anlagenbau bleiben.Schweißen erlaubt die kostengünstigeHerstellung großer Bauteilkomponenten,ohne zusätzliches Gewichtund nennenswerte Reduzierung derGebrauchseigenschaften. Da das Lötenim Anlagenbau keine bedeutendeRolle spielt, wird auf die einschlägigeLiteratur verwiesen 41) 42) .Beim Schweißen von Nickellegierungenfür den Anlagenbausteht natürlich die Erhaltung derWarm- bzw. Zeitstandfestigkeit undder Korrosionsbeständigkeit im Vordergrund.Deshalb gilt auch hier der39

40I-NahtV-NahtTulpennahtX-Nahtbis 2,5 mm Blechdicke70 °1,5 – 3,0 mm 0,5 – 3,0 mmR=670 °15 °1,0 – 3,0 mm 1,5 mmDoppel-TulpennahtR=615 °1 – 3 mm1 – 3 mmvon 2,0 –15 mmBlechdickevon 12 – 25 mmBlechdickevon 16 – 25 mmBlechdicke2 mm2 mmAbb. 57 – Nahtvorbereitung für das Schweißenvon Nickel und Nickellegierungen 43)bekannte Schweißgrundsatz „mindestensartgleich”.Der Zusatzwerkstoff, der zur Verbindungvon zwei unterschiedlichenWerkstoffen verwandt wird, sollte folgendeAnforderungen erfüllen:• Hohe Lösungsfähigkeit für Elementewie z. B. Eisen, Nickel undChrom, ohne daß sprödbruchoderrißempfindliche Legierungen(Bildung intermetallischer Phasen,starke Kohlenstoffdiffusion) entstehen.• Der Wärmeausdehnungskoeffizientsollte zwischen denen der zuverbindenden Legierungen liegen.• Die Korrosionsbeständigkeit,Festigkeit und Dehnbarkeit solltenmindestens der schwächsten Legierungim Verbund entsprechen.Wünschenswert wären natürlichSchweißzusätze, die in ihrenEigenschaften mindestens derhöherwertigen Legierung im Verbundentsprechen, da der Gußzustand,in dem der Schweißzusatzvorliegt, oftmals ungünstigereEigenschaften aufweist als dieKnetlegierung gleicher ZusammensetzungBeim Schweißen von Nickellegierungensollten folgende Punktebesonders beachtet werden:• Geringe Wärmeleitfähigkeit undgrößere Wärmedehnung im Vergleichzum Kohlenstoffstahl.• Gefahr der Porenbildung imSchweißgut durch Sauerstoff- undStickstoffaufnahme.• Thermische Beeinflussung vonAusscheidung.• Gefahr der Heißrißbildung durchSchwefelaufnahme.Alle Punkte finden Beachtung inden folgenden Vorgaben für Schweißarbeiten:• Nickelwerkstoffe werden je nachEinsatztemperatur im weichgeglühtenoder lösungsgeglühten Zustandgeschweißt.• Vor dem Schweißen muß der Glühzunderdurch Sandstrahlen, Beizenoder Schleifen entfernt werden.• Sowohl die Nahtflanken als auchdie Blechober- bzw. -unterseitemüssen, zumindest im Abstandvon 25 mm, zur Flanke saubersein, d. h. fettfrei, frei von Farbmarkierungenund Anstrichresten.Die Reinigung sollte mit schwefelundchloridfreien Mitteln erfolgen.• Die Nahtvorbereitung sollte wiein Abb. 57 dargestellt erfolgen.• Porenbildende Gase müssen unbedingtferngehalten werden(Schutzgasschweißen, Aktivgasschweißen,desoxidierende Elektrodenummantelung,Vermeidungvon Feuchtigkeitsaufnahme derElektroden).• Auch die Reaktion des Schmelzbadesmit oxidierend wirkendenGasbestandteilen ist zu vermeiden,da der hierdurch verursachte selektiveAbbrand der besonders sauerstoffaffinenElemente zu einernachhaltigen Beeinträchtigung derOxidations- bzw. Korrosionsbeständigkeitder Schweißnaht führenkann.• Schweißverfahren und empfohleneZusatzwerkstoffe sind Tabelle 8 zuentnehmen.• Anlauffarben sind nach demSchweißen zu entfernen.Generell sind das Widerstands-,Elektrodenhand- und Schutzgasschweißensehr gut einsetzbar,während das UP-Verfahren aufgrunddes relativ großen Schmelzbadvolumens- und die dadurch bedingte geringeAbkühlgeschwindigkeit - sowieder metallurgischen Beeinflussungdurch die Pulverzusammensetzungnur bedingt einsetzbar ist. Das Autogenverfahrenist zwar grundsätzlichmöglich, wird heute jedoch nur nochrecht selten eingesetzt. Plasma- undAktivgasschweißungen kommen zunehmendin besonderen Anwendungsfällenzum Einsatz. Lichtbogenhand-,MIG- und WIG-Verfahren finden diegrößte Anwendung. Hierzu sind inTab. 8 kurze Hinweise zu finden 44) 45) .

Grundwerkstoff Alloy-Bez. W.-Nr Schweißverfahren SchweißzusatzNicrofer 3718 330 1.4864 LBH, WIG ,MIG Nicrofer S 7020 (2.4806)Nicrofer 6030 690 2.4642 WIG Nicrofer S 6030 (2.4642)Nicrofer 3220 H 800 H 1.4958 LBH, WIG ,MIG Nicrofer S 7020 (2.4806)Nicrofer 3220 HT 800 HP 1.4959 LBH, WIG ,MIG, UP Nicrofer S 5520 (2.4627)Nicrofer 3228 NbCe AC 66 1.4877 LBH, WIG ,MIG Nicrofer S 6020 (2.4831)Nicrofer 45 TM 45 TM 2.4889 LHB, WIG, Plasma Nicrofer S 3028 (1.4563)Nicrofer 6023 H 601 H 2.4851 LBH, WIG ,MIG Nicrofer S 6025 (2.4649)Nicrofer 7216 H 600 H 2.4816 LBH, WIG ,MIG Nicrofer S 7020 (2.4806)Nicrofer 4722 Co X 2.4665 LBH, WIG ,MIGNicrofer S 4722 (2.4613)Nicrofer S 5520 (2.4627)Nicrofer 5520 Co 617 2.4663 LBH, WIG ,MIG Nicrofer S 5520 (2.4627)Nicrofer 6025 HT 602 CA 2.4633 LBH, WIG, Plasma, UP, MAG Nicrofer S 6025 (2.4649)Nicrofer 6219 Si 626 Si 2.4855 LBH, WIG ,MIG, UP Nicrofer S 6219 (2.4832)LBH: Lichtbogenhandschweißung WIG: Wolfram-Inertgas-Schweißung MIG: Metall-Inertgas-SchweißungPlasma: Wolfram-Plasma UP: Unterpulver MAG: Metall-Aktivgas-SchweißungTabelle 8 – Schweißverfahren und empfohlene Schweißzusätze einiger typischer ApparatebauwerkstoffeAnwendungstechnische Eigenschaftender SchweißverbindungIm Sinne der Funktionssicherheiteiner Anlage muß die Schweißverbindungvergleichbare anwendungstechnischeEigenschaften besitzen,und zwar in allen kritischen Bereicheneiner Schweißverbindung: imSchweißgut, im Übergangsbereichund in der Wärmeeinflußzone.Während bei den Naßkorrosionswerkstoffenausschließlich ein imVergleich zum Grundwerkstoff adäquatesKorrosionsverhalten gefordertwird, muß bei den Hochtemperaturwerkstoffenzusätzlich die Warmfestigkeitsowie die Bruchdehnung mit demGrundwerkstoff vergleichbar sein 46) .Nachfolgend werden einige angeschweißten Proben ermittelte Datendes Werkstoffes Nicrofer 6025 HTaufgeführt und mit dem ungeschweißtenGrundwerkstoff verglichen.Die WIG-Schweißung ist porenundheißrißfrei, sie weist zudem eineausreichende Nahtüberhöhung derDecklage sowie einen Durchhang imWurzelbereich auf (Abb. 58). DieBiegeversuche sowohl über Deck- alsauch Wurzellage waren bis zu 180˚anrißfrei.Die Ergebnisse der Zugversuchebei Raumtemperatur der WIG-geschweißtenProbe entsprechen denendes Grundwerkstoffes (Tabelle 9), miteiner Bruchlage ausschließlich imGrundwerkstoff.Auch die bis zu 1200 ˚C ermittelteWarmfestigkeit der Schweißverbindungzeigt tendenziell sogar einetwas besseres Verhalten als derGrundwerkstoff (Abb. 59).Bei den geschweißten Verbindungenmuß hinsichtlich der Zeitstandfestigkeitenallerdings mit einerReduzierung der Festigkeit von knapp20 % im Vergleich zum Grundwerkstoffüber dem untersuchten Temperaturbereichgerechnet werden.Ähnliche Ergebnisse wurden anweiteren Proben ermittelt, die nachden Schweißverfahren MIG, MAG,Elektrodenhand sowie Unterpulverhergestellt wurden. Biegeversucheüber Deck- und Wurzellage erreichtenjeweils mindestens 160˚. Die Zerreißversucheergaben ebenfalls keineBeeinträchtigung der Schweißverbindunggegenüber dem Grundwerkstoff;Festigkeiten und Bruchdehnungsind mit denen des Grundwerkstoffes41

300R mNicrofer 6025 HT(artgleich WIG-geschweißt))R m , R p 0.2 , MPa200100R p 0,2Nicrofer 6025 HT(Grundwerkstoff)0800 900 1000 1100 12001000 µmAbb. 58 – Querschliff durch eine mehrlagigeWIG-Verbindungsschweißung des WerkstoffesNicrofer 6025 HTPrüftemperatur, °CAbb. 59 – Warmfestigkeit des artgleich WIG-KD-geschweißten Nicrofer 6025 HTSchweißverbindungR p 0,2 R m A 5BruchlageMPa MPa %490 761 31 GWWIG-KD 486 752 33 GW486 750 27 GWWIG-HD492 630 16 SG488 721 21 SG458 762 32 GWElektrodenschweißung 449 750 31 GW469 761 32 GW372 787 34 GWMIG 354 786 34 GW361 786 34 GWMAG– 735 – GW– 741 – GW430 775 28,5 SGUP 378 758 30,5 GW418 – 25,0 SGGW: GrundwerkstoffSG: Schweißgut42Tabelle 9 – Ergebnisse der Zerreißversuche bei Raumtemperatur

Zeitstandfestigkeit R m/10 4 ,MPa3025201510vergleichbar.5-18 %Nicrofer 6025 HT(artgleich WIG-geschweißt))800 9001000 1100 1200Untersuchungsergebnisse zurKorrosionsbeständigkeit der Schweißverbindungergaben gegenüber demGrundwerkstoff keine Beeinträchtigung,wie für die Oxidationsbeständigkeitbeispielhaft nachgewiesen(Abb. 61). Die drei Schliffbilder zei-Nicrofer 6025 HT(Grundwerkstoff)-16 %Temperatur, °CAbb. 60 – Vergleich der Zeitstandfestigkeiten des Grundwerkstoffes und derWIG-KD-geschweißten Verbindung-16 %-18 %gen Proben, die über einen Zeitraumvon 1008 h bei 1000 ˚C, 1100 ˚Cund 1200 ˚C in Luft geprüft wurden.Das Schweißgut ist in der linkenBildhälfte zu sehen.Zu beachten ist allerdings, daßUP-Schweißnähte aufgrund einerdeutlichen Aluminiumabreicherungim Schweißgut eine etwas schlechterezyklische Oxidationsbeständigkeitim Vergleich zum Grundwerkstoff aufweisen.Dies ist beispielhaft inAbb. 62 für Oxidationsversuche bei1100 ˚C und 1200 ˚C dargestellt 46) .Verarbeitung undWärmebehandlungNickelbasislegierungen könnenebenso wie Kohlenstoffstahl durchWalzen, Drücken, Tiefziehen undBiegen kaltverformt werden.Aufgrund der hervorragendenDuktilität von Nickelbasislegierungensind hohe Umformgrade ohneZwischenglühung möglich. ÜbermäßigeKaltverformung kann jedochzu irreversiblen Gefüge- und Oberflächenschädenführen. Ist dies zubefürchten, muß häufiger zwischengeglühtoder warmumgeformt werden.Oberflächenschäden, sofern sienoch nicht nennenswerte Teile desQuerschnitts des Bauteils erfaßthaben, sollten durch Schleifen oderPolieren beseitigt werden.Wichtig ist, daß die Werkstoffevor und während der Wärmebehandlungsauber und frei von jeglichenT = 1000 °C 100 µm T = 1100 °C 100 µm T = 1200 °C 100 µmAbb. 61 – Zyklisches Oxidationsverhalten von Grundwerkstoff, WEZ und Schweißgutder artgleich WIG-KD-geschweißten Verbindung43

Korrosionsgeschwindigkeit, mm/a0,2±0-0,2-0,4-0,6-0,2-1,01100 °C1200 °CGrundwerkstoffWIG-KD-/WIG-HD-SchweißungElektroden-SchweißungUTP 6225 AlUP-Schweißungmit FX 50-11Abb. 62 – Vergleich der zyklischen Oxidationsbeständigkeit verschiedener Schweißverbindungen imVergleich zum Grundwerkstoff Nicrofer 6025 HTBei starken Kaltumformungen sindZwischenglühungen nötig. Bei Kaltumformungüber 10 % ist eine erneuteLösungsglühung durchzuführen.WärmebehandlungDie Lösungsglühung erfolgt inder Regel bei Temperaturen von1200 bis 1100 ˚C. Zur Erzielungoptimaler Zeitstandfestigkeiten istbeschleunigt mit Wasser abzukühlen.Bei Dicken unter ca. 3 mm kann auchschnelle Luftabkühlung erfolgen. EinVoroxidieren an Luft oder der Einsatzbereits bei der Auslieferung voroxidierterWerkstoffe kann zu deutlicherhöhter Korrosionsbeständigkeit führen.Bei jeder Wärmebehandlungsind die vorgenannten Sauberkeitsforderungenzu beachten.44Verunreinigungen sind. Schwefel,Phosphor, Blei und andere niedrigschmelzende Metalle können bei derWärmebehandlung der Werkstoffezu Schädigungen führen. DerartigeVerunreinigungen sind auch inMarkierungs- und Temperaturanzeige-Farbenoder -stiften sowie inSchmierfetten, Ölen, Brennstoffenund dergleichen enthalten.Die Brennstoffe müssen einenmöglichst niedrigen Schwefelgehaltaufweisen. Erdgas sollte einen Anteilvon weniger als 0,1 Masse-% Schwefelenthalten. Heizöl mit einem Anteilvon max. 0,5 Masse-% Schwefel istebenfalls geeignet. Die Ofenatmosphäresoll neutral bis leicht oxidierendeingestellt werden und darfnicht zwischen oxidierend und reduzierendwechseln. Die Werkstückedürfen nicht direkt von den Flammenbeaufschlagt werden.WarmumformungDie Warmumformung der meistenHochtemperaturwerkstoffe erfolgtim Temperaturbereich zwischen1200 und 900 ˚C mit anschließenderschneller Abkühlung in Wasser oderan Luft. Eine Wärmebehandlungnach der Warmumformung wird zurErzielung optimaler Eigenschaftenempfohlen. Zum Aufheizen sind dieWerkstücke in den bereits aufSollwert aufgeheizten Ofen einzulegen.KaltumformungDie meisten hochwarmfestenWerkstoffe weisen eine höhere Kaltverfestigungals austenitische nichtrostendeStähle auf, was bei der Wahlder Umformparameter zu berücksichtigenist. Das Werkstück soll im lösungsgeglühtenZustand vorliegen.EntzundernHochtemperaturwerkstoffe bauenim Betrieb schützende Oxidschichtenauf. Daher sollte dieNotwendigkeit des Entzunderns geprüftwerden. Oxide der meistenhochwarmfesten und hitzebeständigenWerkstoffe haften im Vergleichzu nichtrostenden Stählen fester.Schleifen mit sehr feinen Schleifbändernoder -scheiben wird empfohlen.Falls gebeizt werden muß, sinddie Beizzeiten - wie bei allen Hochtemperaturwerkstoffen- kurz zu halten.Vor dem Beizen in Salpeter-Flußsäure-Gemischenmüssen die Oxidschichtendurch Strahlen oder feinesSchleifen zerstört oder in Salzschmelzenvorbehandelt werden. Da Warmumformung-und Wärmebehandlungstemperaturenfür jeden Werkstoffunterschiedlich sind, sollte immer auf

45SS3214035PHKobaltbasislegierungen3017-7Eisenbasislegierungenalloy 25N 155A 286alloy 188TD NiTD NiCrMAR M 302alloy 722 (W)WASPALLOYalloy 706alloy 601alloy 600alloy Xalloy 625alloy 718X-40 (HS 31)alloy 901M252SELSEL 15UDIMET500UDIMETRENÉ 77RENÉ 63RENÉ 80RENÉ 100RENÉ 41RENÉ 85RENÉ 95AF 2-10A(ASTROLOY)700NickelbasislegierungenAbb. 63 – Bearbeitungsraten von einigen Superlegierungen und Referenzwerkstoffen. Der Index 100 bezieht sich auf30 min Lebensdauer (≅ 0,381 mm Abtrag) des Karbidwerkzeuges bei einem Weg von 244 m/min bei B 1112 47)45

das entsprechende Werkstoffdatenblatt der Krupp VDMzurückgegriffen werden.VerfahrenMetallabtragsrate, cm 3 /minSpanende BearbeitbarkeitDie Bearbeitung von Teilen aus Nickelbasislegierungenist ein wichtiger Prozeß bei der Herstellung vonKomponenten und Baugruppen.Bei Turbinenscheiben machen bespielsweise dieBearbeitungskosten 90 % der Gesamtkosten aus. BeiOfenbauteilen liegt dieser Anteil deutlich niedriger, erkann bei geometrisch einfachen Bauteilen durch denEinsatz von großformatigen Blechen auf bis zu 10 %sinken.Daß Nickelbasislegierungen im Vergleich zum Stahleine aufwendigere Bearbeitbarkeit erfordern, ist eininhärentes Werkstoffmerkmal, welches gerade Legierungenmit hoher Hochtemperaturfestigkeit zu eigen ist. Soliegen beispielsweise Schnittgeschwindigkeit und Werkzeuglebensdauerbei Nickelbasislegierungen - verglichenmit Stählen - um das 5- bis 10-fache niedriger (Abb. 63).Die üblichen Bearbeitungsvorgänge sind:• Drehen• Richten und Biegen• Anbohren• Hobeln und Fräsen• Bohren• Gewindeschneiden• NutenziehenzunehmendeSchwierigkeit beider BearbeitungDrehen 50Fräsen 50Schleifen 200Elektrochemische Bearbeitung(ECM)16Funkenerosive Bearbeitung(EDM)1,6Laserstrahl-Bearbeitung(LBM)0,005Tabelle 10 – Typische Abtragungsraten von konventionellen und Sonder-Bearbeitungsverfahren• Möglichst viel Material an der Nase von Schruppstählenbelassen.• Reichliche Schneidölzufuhr (schwefelfrei).• Im Vergleich zu Stählen deutlich heruntergesetzteSchnittgeschwindigkeit; eher eine größere als zu kleineSchnittiefe, um Kaltverfestigungen zu vermeiden.• Größtmöglicher Spanableitungsraum für Schneid- undBearbeitungswerkzeuge.Einzelheiten über einzusetzende Werkzeuge, Bearbeitungsparameteretc. sind der Broschüre „Verarbeitungshinweisefür hochlegierte Sonderedelstähle undNickelbasislegierungen” zu entnehmen 48) . Diese kannüber das Technische Marketing bzw. die Anwendungstechnikder Krupp VDM GmbH angefordert werden.Übliche Abtragungsraten bei konventionellen Verfahrenliegen zwischen 50 cm3/min und 200 cm3/min. InTabelle 10 sind typische Abtragungsraten von konventionellenSonder-Bearbeitungsverfahren aufgeführt.46Für ein erfolgreiches Zerspanen von Nickelbasislegierungensollten folgende Punkte beachtet werden:• Maximale Steifheit von Werkzeug und Werkstücksowie ständige Scharfhaltung der Werkzeuge (glatteOberfläche und scharfe Kanten), um einen sauberenSchnitt zu gewährleisten.• Zur Abstützung der Schneidkante sollte der Keilwinkelnicht größer als nötig sein.

Mechanische AuslegunghochtemperaturbeanspruchterBauteileBei der Auslegung hochtemperaturbeanspruchterBauteile fühlt sich mancher Konstrukteur unbehaglich. Da beiRaumtemperatur oder mäßig erhöhten Temperaturen in derRegel nur mit einem zeitlich unveränderten Werkstoffverhaltenzu rechnen ist, muß nun zusätzlich eine zeitabhängigeKriechverformung und/oder Dauerschwingbeanspruchungberücksichtigt werden.Abb. 64 zeigt in schematischer Weise die einzelnenSchritte der Auslegungsprozedur eines hochtemperaturbeanspruchtenBauteils 49) . Nach Vorlage der Konstruktionszeichnung,der Angabe der einwirkenden Kräfte, derBetriebstemperatur und -zeit, ist der vorliegende Belastungsfallzu definieren, d. h. es ist zu klären, ob dasBauteil nach:• Kurzzeitfestigkeit• Langzeitfestigkeit• Knickfestigkeit• Dauerschwingfestigkeitausgelegt werden muß.Die Entscheidung, ob Kurzzeit- oder Langzeitwertefür die Berechnung zugrunde gelegt werden müssen, kannDiagrammen - wie z. B. in Abb. 3 für Nicrofer 6025 HTdargestellt - entnommen werden. Man erkennt deutlich,daß sich der Bereich der zulässigen Beanspruchung mitzunehmender Belastungsdauer von R m zu R m/100.000 zuniedrigeren Spannungen erstreckt. Der Schnittpunkt derLangzeitfestigkeitskurve mit der Kurzzeitfestigkeit ergibtdie Grenztemperatur, ab der die Langzeitfestigkeitskennwerteder Werkstoffe zur Berechnung herangezogenwerden müssen. Im vorliegenden Fall liegt die Grenztemperaturbei ca. 600 ˚C. Ähnliche Diagramme gibt es auchfür die 1 %-Zeitdehngrenze für den Fall konstruktiv begrenzterAusdehnungen oder wenn aus Korrosionsgründenauf die plastische Dehnung der Schutzschicht Rücksichtgenommen werden muß.Für die Auslegung überwachungsbedürftiger Bauteile sindzusätzlich die folgenden Sicherheitsbeiwerte zu berücksichtigen49) :Kurzzeitfestigkeit: R p, R pls smit Sicherheitsbeiwert s = 1,5Konstruktionszeichnung,Betriebsbedingungen (T, t),Normen, Richtlinien,Spezifikationen o. ä.R msmit Sicherheitsbeiwert s = 3,5 fürunbehandelte und geschweißte TeileBelastungsfallmax. Beanspruchung,BeanspruchbarkeitBetriebssicherheit•Beanspruchungssicherheit•Temperatursicherheit•ZeitsicherheitAbb. 64 – Schematische Darstellung der Vorgehensweise bei derAuslegung hochtemperaturbeanspruchter BauteileLangzeitfestigkeit: R pl/tsmit Sicherheitsbeiwert s = 1,0R m/tsmit Sicherheitsbeiwert s = 1,5Für die Auslegung des Bauteils ist dann jeweils nur dieniedrigste gemäß den vorgenannten Kriterien ermittelteBeanspruchung anzusetzen.Für die Berechnung z. B. des einachsigen Spannungszustandeswird in der Regel nach den Gleichungen 1 - 2vorgegangen 50) :σ γ = F· cos γ/s`= σ· cos 2 γ Gl. 1τγ = F· sin γ/s`= 1 · σ· sin 2 γ Gl. 2247

48σ γ und τ γ sind die unter dem Winkel γ zur Senkrechtenangreifende Normal- bzw. Schubspannung.Für die Berechnung des Sicherheitsfaktor (V) in Gl. 3GrenzspannungV == σ B >1,0 Gl. 3Größte auftretende Spannung σ max.wird für die Grenzspannung die jeweils gültige und zutreffendeZeitstandfestigkeit R m/t angenommen, um demzeitabhängigen Festigkeitsverhalten der Hochtemperaturwerkstoffeausreichend Rechnung zu tragen.Für die Berechnung von Bauteilen auf Biegung kannebenso wie bei Raumtemperatur oder nur mäßig erhöhtenTemperaturen von Gleichung 4 ausgegangen werden:σ = M BWGl. 4In Gleichung 4 ist σ die resultierende Spannung, M B dasBiegemoment und W das Widerstandsmoment.In diese Berechnung fließt damit auch die Lastverteilungund die Einspannung ein. So kann z. B. für einen frei aufliegendenTräger mit symmetrischer Belastung das maximaleBiegemoment nach Gleichung 5 angesetzt werden:M = M Bmax. = 1 · F· I Gl. 52In Gleichung 5 ist F die Kraft und I die Länge des Balkens.Die Bauteilgeometrie fließt über das Widerstandsmomentin die Berechnung mit ein. So berechnet sich z. B. für eindünnwandiges Rohr das Widerstandsmoment nach Gl. 6:I~ π · s · rW =2 Gl. 6r+ s 2In Gleichung 6 sind s die Wanddicke und r der Radiusdes Rohres.Die Optimierung von Bauteilen auf hohe Widerstandsmomenteoder Trägheitsmomente kann in Einzelfällen zueiner zusätzlichen Beanspruchung durch Knickung führen.Die Knickung ist konstruktiv immer dann zu berücksichtigen,wenn für schlanke Bauteile mit dünnen Wandstärkennach den Gleichungen 7 - 8 gilt:σ K > σ B Gl. 7σ K > σ max. Gl. 8mit σ B = Grenzspannung und σ max =größte auftretendeSpannung. Die Knickspannung wird für den Fall der elastischenKnickung nach der Eulerschen Knickformel(Gleichung 9) berechnet 50) :F= σ 2 · E · l/s 2 Gl. 9Hieraus leitet sich die Knickspannung als Euler-Hyperbelnach Gleichung 10 ab 50) :σ K = F = σ2 · E · l/s σ 2 · E =A A 2 λ 2Gl.10In den Gleichungen 9 und 10 bedeuten F die Kraft, E denE-Modul, I das Trägheitsmoment, s die freie Knicklängeund A die Fläche.Der in Abb. 65 eingetragene Grenzwert, der den unelastischenvom elastischen Bereich trennt, liegt für Stahlbzw. Nickellegierungen bei:λ 0 (Stahl) = π · 215.000/230 ~ 96λ 0 (Nickellegierung) = π · 207.000/350 ~ 76Nickelbasislegierungen können also aufgrund des deutlichniedrigeren λ 0 -Wertes deutlich höhere Knickspannungenertragen, bevor der Übergang elastisch/plastisch erreichtwird.Neben statischen Bauteilen sind häufig rotierendeKomponenten - z. B. Rollen in Öfen - mechanisch auszulegen.Fast ausschließlich wird auch hier nach Zeitstandfestigkeitausgelegt, da entweder keine werkstoff- undbeanspruchungsspezifischen Dauerschwingfestigkeitswerteverfügbar sind oder eine konservative Auslegung für denFall des Rollenstillstandes bei Betriebstemperatur für nötiggehalten wird. Ist vom Betriebsablauf gesichert, daß kein

Knickspannung σ k, N/mm 2500400300σαP200100λ 000 25 50 75 100 125 150 175 200unelastischer elastischer BereichSchlankheitsgrad λAbb. 65 – Euler-HyperbelRollenstillstand auftreten kann oderzumindest die Zeit des Rollenstillstandesauf wenige Minuten beschränktwerden kann, ist es möglich, diewesentlich höhere Dauerschwingfestigkeitσ W für die Berechnung zugrundezu legen. Abb. 8 zeigt für den WerkstoffNicrofer 6025 HT bei 1100 ˚Ceinen Vergleich der Zeitstandfestigkeitmit der Dauerschwingfestigkeit für dieGrenzlastspielzahl n =1·10 6 Wechselim Frequenzbereich von 0,3 - 3,0 Hz.Häufig sind Betriebsbedingungenund hier insbesondere die Temperaturennicht so homogen, daß fürdie Berechnung von einem einheitlichenTemperatur- bzw. Belastungshorizontausgegangen werden kann.Auch die Auslegung eines Bauteilsnach den höchsten zu erwartendenBeanspruchung, N/mm 25210 25210 1 521Temperaturkollektivtm i°C550600650σ Betr.70075080085090095010 0 10 1 10 2 10 3 10 4 10 5 10 6Zeit, hBetriebstemperatur, °C100090080070010 1 10 2 2 • 10 1Betriebsdauer t Betr. , h5 • 10 2Σ = 630 hi T(°C) t Betr.i t mi Di=t Betr.i /t mi1 950 10 1 5·10 1 0,22 900 2·10 1 5·10 2 0,13 850 5·10 2 1,5·10 3 0,34 800 10 2 10 4 0,01Dt max. = = 1 = 1,64 ∑Di = 0,61∑Di 0,61Das Temperaturprofil kann 1,64 mal ertragen werdenn∑ t Betr.i = D (Schadenssumme) D = 1 nach Robinson, Tairai = 1 t miAbb. 66 – Lebensdauernachweis auf der Basis eines angenommenen Temperaturkollektivs und derZeitbruchkurven von Nicrofer 6023 H für den Temperaturbereich 550 - 950 °C 49)49

Temperaturen bzw. Belastungen würdezu einer unwirtschaftlichen Überdimensionierungdes Bauteils führen.Hier hilft z. B. die Schadensakkumulationshypothesevon Robinson 51)und Taira 52) , die von der einfachenVorstellung ausgeht, daß die Schädigungzwischen Beanspruchungsbeginnund zulässiger Bauteilverformungbzw. Bauteilbruch linear verläuft undbei der Schadenssumme D =1 Versagenzu erwarten ist. Die Abb. 66+67zeigen am Beispiel eines mit 30N/mm 2 im Temperaturbereich von800 - 950 ˚C belasteten Werkstoffesdie Lebensdauerberechnung nachder Lebensdaueranteilregel von Robinsonund Taira 49) .180Betriebsdauer: 10000 h180Betriebsdauer: 100 000 h160140R m3,5R p1/10000 R m/100001,5160140R m3,5R p1/100000R m/1000001,5Beanspruchung, N/mm 21201008060R p 0,21,5Bereich zulässigerBeanspruchungBeanspruchung, N/mm 21201008060R p 0,21,5Bereich zulässigerBeanspruchung404020550 °C00 200 400 600 800 1000Temperatur, °C20510 °C00 200 400 600 800 1000Temperatur, °C50Abb. 67 – Zulässige Beanspruchung für überwachungsbedürftige Anlagen aus Nicrofer 7216 H 49)

Normen, Richtlinienund SpezifikationenDie folgenden Normen, Richtlinien und Spezifikationenkönnen natürlich aufgrund des Umfangs an verfügbarenUnterlagen nur einen Ausschnitt des gesamtenSpektrums darstellen. Für jeden Einzelfall ist gesondert zuprüfen, welche Normen, Richtlinien, Spezifikationen undPrüfzeugnisse Anwendung finden müssen.TÜVIS-Prüfgrundlagen für Dampfkessel, Bd. 1,Stand nach dem 56. Änderungsdienst, Dez. 1994- Teilsammlung A: Verordnungen- Teilsammlung B: Aufbau und Anwendung (TRD 001)- Teilsammlung B2: Übersicht über das AD-Regelwerk- Teilsammlung E: Festigkeitsberechnungen(TRD 300 - 320) z. B. für TRD 300 mit denAD-Merkblättern B0 - B13, N1 - N4 und S1 - S3/4TÜVIS-Prüfgrundlagen für Druckbehälter, Bd. 2,Ausgabe Juli 1980 in der Fassung vom Februar 1989- TRD 100: Werkstoffemit den AD-Merkblättern W0 - W13 und N1 - N4TÜVIS-Prüfgrundlagen für Druckgasanlagen, Bd. 1, Standnach dem 46. Änderungsdienst, August 1994- TG - Technische Grundsätze- Beschlüsse des Deutschen Druckgasausschusses- Beschlüsse des Deutschen Druckbehälterausschusses- VdTÜV-MerkblätterDIN-Normen (allg.)- z. B. Nicrofer 3220 H (1.4958):17.460 (Bleche, Stangen)17.459 (Rohre)- oder Nicrofer 6023 H (2.4851):17.742/17.750 (Bleche)17.742/17.751 (Rohre)17.742/17.752 (Stangen)Die DIN-Normen beinhalten die Werkstoffanalyse, mechanischeEigenschaften, Wärmebehandlung, Schweißzusätzeund Prüfbedingungen.DIN-Normen (spez.)z. B. die DIN 65236 für Drähte und Stahl, Nickel- undKobaltlegierungen für die Luft- und Raumfahrt (TechnischeLieferbedingungen).Spezifikation nationaler Abnahmegesellschaften- z. B. Stoomwezen (Niederlande), ANC (Italien)Klassifikationsgesellschaften- z. B. Germanischer Lloyd, Lloyds Reg. Of Shipping,Norske VeritasKundenspezifikationenz. B. häufig in der Luft- und Raumfahrt (Rolls Royce, MTU)Stahleisen-Liste / Prüfblätter / Werkstoffblätter- Zuordnung der Analyse zur Werkstoff-Nr.StahlschlüsselUnverbindliche Analysen entsprechend der Werkstoff-Nr.Hochtemperaturwerkstroffe unterliegen zur Zeit nochkeiner separaten Normung oder speziellen Richtlinien undSpezifikationen. Darum muß sich der Konstrukteur jeweilsanwendungs- bzw. werkstoffspezifisch um entsprechendeRegelwerte bemühen.51

Einsatzgebiete hochwarmfesterWerkstoffe im AnlagenbauAufgrund der Vielfalt vorhandener Anwendungenkann hier nur ein kurzer Abriß existierender Einsatzgebietegegeben werden, wobei Anlagen und Komponentennach dem vorliegenden Korrosionsmedium geordnet sind,soweit sich dies so vereinfachend darstellen ließ 44), 53)-56) .Oxidation- Wärmetauscher für die Aufwärmung von Stahl(T=1200 ˚C)- Keramikbrennöfen und Ofeninnenteile (T

Nitrierung- Ammoniakspaltanlagen (T

BrennhaubenNicrofer 3220 H - Brennhauben, wie in Abb. 69 gezeigt,werden bei der Abfackelung von Erdgas eingesetzt.HaubenöfenAbb. 70 zeigt eine gasbeheizte Hochkonvektions-Haubenofenanlage der Firma EBNER-Industrieofenbau inLinz/Österreich zum Blankglühen von Drahtringen ausNickelbasislegierungen. Da Temperaturen von über1100° C erreicht werden und das bei Glühzeiten, diemehrere Stunden dauern können, ist eine hoheWarmfestigkeit der Gestelle erforderlich. Darüber hinausist auch ein gutes Thermoschockverhalten wegen derAbkühlung der Drahtbunde im Wasserbecken gefordert.Abb. 72 – Muffel eines Blankglühofens aus Nicrofer 6025 HTSchutzgasglühenAbb. 71 zeigt einen 12-strängigen kontinuierlich arbeitendenSchutzgasglühofen für Feindraht. Die Schutzgaseinspeisungin die Rohre erfolgt häufig in derOfenmitte. Bei den Schutzgasen handelt es sich in derRegel um Wasserstoff oder Wasserstoff/Stickstoffgemische.Aus diesem Grund wird heute noch häufig derWerkstoff Nicrofer 7216 H eingesetzt.DurchlaufofenAbb. 72 zeigt die Muffel eines Blankglühofens ausNicrofer 6025 HT für das kontinuierliche Glühen vonStahlband. Diese hängende Muffel ist bei Temperaturenbis zu 1180 ˚C in Betrieb. Die Muffelaußenseite liegt imBrennerbereich.Ofenrollen für DurchlauföfenAbb. 73 zeigt eine vollmetallische Ofenrolle aus Nicrofer6025 HT. Diese Rolle ist nach fünf Jahren immer noch ineinem bis 1220 ˚C an Luft arbeitenden Durchlaufglühofenim Einsatz.VentilatorenDer Werkstoff Nicrofer 3220 H wird vor allem wegen seinergegenüber hitzebeständigem Edelstahl höherenKriechfestigkeitseigenschaften im Industrieofenbau eingesetzt,z. B. als Konstruktionswerkstoff für Ofenventilatoren(Abb. 74).54Abb. 73 – Vollmetallische Ofenrolle aus Nicrofer 6025 HTTrommelöfen/ DrehrohreAbb. 75 zeigt das Drehrohr eines Trommelofens. Gefor-

Abb. 75 – Drehrohreines Trommelofensdert ist hier aufgrund der großen freitragenden Längeeine hohe Warmfestigkeit. Die äußere Beheizung erforderteine gute Oxidations- und Aufkohlungsbeständigkeitauf der Rohraußenseite, während das Rohrinnere - entsprechenddem jeweiligen Einsatzgebiet - unterschiedlichstenBeanspruchungen ausgesetzt sein kann.Öl- und GasbrennerFortschrittliche Heizkessel mit Niedertemperatur- oderBrennwerttechnik sparen bis zu 40 % Energie und verursachenentsprechend weniger Schadstoffe. Neuentwickelte,technisch ausgereifte Öl- und Gasbrenner, wieder RotriX-Ölbrenner und der MatriX-Gasbrenner derViessmann Werke GmbH & Co, Allendorf, reduzierenzusätzlich die Stickoxid-Emissionen und tragen zurVerbesserung der Luftqualität bei. Nicrofer 45 TM undNicrofer 6025 HT werden derzeit für diese Anwendungszweckeeingesetzt.Abb. 76 – RotriX-ÖlbrennerAbb. 74 – Nicrofer 3220 H als Konstruktionswerkstoff für OfenventilatorenAbb. 77 – MatriX-Gasbrenner55

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Krupp VDM Vertriebsbüros, Niederlassungen und VertretungenDeutschlandDeutschlandEuropaEuropaHauptverwaltungKrupp VDM GmbHPlettenberger Straße 2D-58791 WerdohlPostfach 1820D-58778 WerdohlTel.: (0 23 92) 55-0Fax: (0 23 92) 55-22 17http://www.kruppvdm.deLeitung Außenorganisationund Zentrale VertriebskoordinationKrupp VDM GmbHPlettenberger Straße 2D-58791 WerdohlPostfach 18 20D-58778 WerdohlTel.: (0 23 92) 55-25 01Fax: (0 23 92) 55-25 96BerlinKrupp VDM GmbHWittestraße 49D-13509 BerlinTel.: (030) 4 32 40 36Fax: (030) 4 35 29 68DresdenKrupp VDM GmbHOskar-Röder-Straße 3D-01237 DresdenTel.: (03 51) 2 52 28 06Fax: (03 51) 2 52 28 07MünchenKrupp VDM GmbHBrienner Straße 44D-80333 MünchenTel.: (089) 5 23 45 37Fax: (089) 54 29 09 94StuttgartKrupp VDM GmbHAm Ostkai 15D-70327 StuttgartTel.: (07 11) 9 32 88-0(07 11) 9 32 88-36Fax: (07 11) 32 89 30WerdohlKrupp VDM GmbHPlettenberger Straße 2D-58791 WerdohlPostfach 18 20D-58778 WerdohlTel.: (0 23 92) 55-25 88Fax: (0 23 92) 55-25 26Belgien/LuxemburgS.A. Krupp VDM Belgium N.V.Avenue du Champ de Mai,14 Bte 34Résidence SaturneB-1410 WaterlooTel.: (2) 3 54 29 00Fax: (2) 3 54 36 26BulgarienKrupp VDM Austria GmbHSlavianska 38BG-1000 SofiaTel./Fax: (2) 88 37 58DänemarkCarl A. Plesner A/SP.O. Box 119Klintehøj Vænge 6DK-3460 BirkerødTel.: (45) 81 96 00Fax: (45) 81 96 22FinnlandOy Cronimo AbKiitoradantie 7FIN-01530 VantaaTel.: (9) 87 01 190Fax: (9) 87 02 217ab Dezember ’99Oy Cronimo AbKarhutie 6FIN-01900 NurmijärviTel.: (9) 27 64 210Fax: (9) 27 64 21 50FrankreichKrupp VDM Sarl30 Bd BelleriveF-92566 Rueil Malmaison CedexTel.: (1) 41 39 04 20Fax: (1) 47 16 78 20(1) 47 16 78 14GriechenlandInterog Ltd.P.O. Box 650608, Pambouki Str.GR-15410 Psychico (Athens)Tel.: (1) 6 72 67 11(1) 6 72 67 15Fax: (1) 6 71 12 74Großbritannien, IrlandKrupp VDM U.K. Ltd.VDM House111, Hare LaneClaygate-Esher, Surrey,KT10 OQYTel.: (13 72) 46 71 37Fax: (13 72) 46 63 88GUS-StaatenKrupp VDM Austria GmbHKrasnopresnenskaja nab 12Internationales Handelszentrum(CMT)Office 1209123610 MoskauTel.: (502) 258 2074Fax: (502) 258 2076ItalienKrupp VDM Italia S.R.L.Via Milanese 20I-20099 Sesto S.G. (Mi)Tel.: (02) 26 25 12 50Fax: (02) 26 25 14 56Bosnien, Kroatienund SlowenienKrupp VDM Austria GmbHZajceva 44a, PredstavnistvoHR-10000 ZagrebTel.: (51) 243 1334Fax: (51) 243 1333NiederlandeKrupp VDM Nederland B.V.Stationsweg 4NL-3311 JW DordrechtP.O. Box 750NL-3300 AT DordrechtTel.: (78) 6 31 69 66Fax: (78) 6 31 58 57NorwegenA/S Stavanger RørhandelGamle Forusvei 53P.O. Box 184N-4033 ForusTel.: (51) 81 85 00Fax: (51) 81 86 00Österreich/OsteuropaKrupp VDM Austria GmbHTenschertstraße 3A-1230 WienTel.: (1) 6 15 06 00Fax: (1) 6 15 36 00PolenKrupp VDM Austria GmbHRzeznicza 13/15PL-30530 KrakowTel.: (12) 429 32 62Fax: (12) 429 33 43PortugalKrupp VDM IBERICACalvet, 30-32,2. o , 1. aE-08021 BarcelonaTel.: (93) 2 00 90 11Fax: (93) 2 00 22 5459

EuropaNordamerikaSüdamerikaAfrikaRumänienKrupp VDM Austria GmbHStr. Popa Savu Nr. 74R-71262 Bucuresti 1Tel.: (1) 2 22 75 55Fax: (1) 2 22 28 63SchwedenESMA ABDomnarvsgatan 8P.O. Box 8027S-16308 SpangaTel.: (8) 47 44 200Fax: (8) 47 44 260SchweizKrupp VDM (Schweiz) AGLange Gasse 90P.O. BoxCH-4002 BaselTel.: (61) 2 05 84 88Fax: (61) 2 05 84 15SpanienKrupp VDM IBERICACalvet, 30-32,2. o , 1. aE-08021 BarcelonaTel.: (93) 2 00 90 11Fax: (93) 2 00 22 54Tschechische Republik,SlowakeiKrupp VDM Austria GmbHNejedleho 9CZ-63800 BrnoTel.: (5) 45 22 23 40Fax: (5) 45 22 23 40TürkeiAkkurt A.S.Ahmediye KöyüTR-34904 Cekmece-IstanbulP.K. 140TR-34711 Bakirköy-IstanbulTel.: (2 12) 8 87 14 15-17Fax: (2 12) 8 87 10 79KanadaKrupp VDM Canada Ltd.11 Allstate ParkwaySuite 203Markham, Ontario L3R 9T8Tel.: (9 05) 4 77-20 64Fax: (9 05) 4 77-28 17USAKrupp VDM Technologies Corp.10 Sylvan WayParsippany, NJ 07054Tel.: (9 73) 2 67-85 45Fax: (9 73) 2 92-49 19MexikoKrupp VDM de MéxicoBulevard Manuel AvilaCamacho No. 80 PH-ACol. Lomas de Sotelo-El ParqueNaucalpan de Juarez,Edo. de MéxicoC.P. 53390 MéxicoTel.: (5) 5 57 14 71Fax: (5) 5 57 14 76ArgentinienWalvoss S.R.L.Humberto 1 o 1333RA-1103 Buenos AiresTel.: (1) 3 04 87 70Fax: (1) 3 05 06 91BrasilienThyssen Acos Especiais Ltd.Rua da Mooca, no. 1615/1637CEP 03103-003, Sao Paulo-SPTel.: (11) 60 96-79 77Fax: (11) 60 96-73 91ChileThyssen Aceros y Servicios S.A.San EugenioP.O. Box Casilla 3097Correo CentralSantiagoTel.: (2) 2 39 22 34Fax: (2) 2 39 23 46EcuadorImportadora Schiller Cia. Ltda.Toledo 1328 y CoruñaQuitoTel.: (2) 542 662Fax: (2) 562 891KolumbienHERGUT Ltda.CRA 43 A No.1Sur 1, Oficina No. 208MedellinTel.: (4) 266-1737(4) 266-1757Fax: (4) 268-6192PeruAMSET E.I.R.L.José Maria Eguren(Chumbiongo) 107Dpto. 302Miraflores (Lima 18)Tel.: (1) 440 4953Fax: (1) 442 1233UruguayFierro Vignoli S.A.Av. Uruguay 1274/76MontevideoTel.: (2) 91 45 60Fax: (2) 92 12 30ÄgyptenOSAB TradeDr. O. Abbas6, El Nil El Abiad St.Lebanon SquareGizaKairoTel.: (2) 3 03 51 46Fax: (2) 3 46 08 00Samir L.W. El AyoubiP.O. Box Maadi 191House 30, Street 11Maadi-CairoTel.: (2) 3 50-21 12Fax: (2) 3 78 31 15SüdafrikaKrupp VDM TechnologyS.A. (Pty.) Ltd.P.O. Box 84Wendywood 2144Tel.: (11) 4 44-36 20Fax: (11) 4 44-39 50Mittlerer OstenIslamische Republik IranKrupp Iran Ltd.P.O. Box 141 55-1979Ostad Motahari 36815698 TeheranTel.: (21) 890 3706Fax: (21) 890 3706IsraelMiddle East Metals Ltd.1, Korazin St.P.O. Box 870Givatayim 53583Tel.: (3) 5 71 53 74Fax: (3) 5 71 53 71JordanienInternational TechnicalConstruction CompanyP.O. Box 95 02 79AmmanTel.: (6) 60 49 63Fax: (6) 67 70 69VenezuelaGunz S.R.L.Apartado 1382Esq. Tienda HondaEdif. Carvallo, Piso 1Caracas 1010ATel.: (2) 81-11 01Fax: (2) 83-60-0260

IndienAsienAsienAustralienVariety (Agents) Private Ltd.301, Kakad Chambers132, Dr. Annie Besant RoadWorli, Bombay-400 018Tel.: (22) 4 93-60 99/-2691Fax: (22) 4 95 05 78Variety (Agents) Private Ltd.Gee Gee Plaza1, Wheatcrofts RoadNungambakkamMadras-600 034Tel.: (44) 8 27 45 94Fax: (44) 8 25 18 10Variety (Agents) Private Ltd.205-206, Sethi Bhavan7, Rajendra PlaceNew Delhi-110 008Tel.: (11) 5 73 91 25Fax: (11) 5 75 41 84Variety (Agents) Private Ltd.7C, Everest46C, Chowringhee RoadCalcutta-700 071Tel.: (33) 2 82 47 00Fax: (33) 2 82 73 72Variety (Agents) Private Ltd.907, RatnaRaghava-Ratna Towers,Chirag Ali LaneHyderabad-500 001Tel.: (40) 20 18 53Fax: (40) 20 11 38JapanKrupp VDM Japan KK.2nd Floor,Ochanomizu Itoh Bldg.3-3, Kanda-SurugadaiChiyoda-KuTokyo 101-0062Tel.: (3) 32 95-45 91Fax: (3) 32 95-45 94KoreaKrupp VDM Korea Co., Ltd.Room 502, Dong Nam Bldg.997-11 Daechi 3-Dong,Kangnam-KuSeoulTel.: (2) 566-2234Fax: (2) 552-6320PhilippinienMesco Inc.P. O. Box 1688 MCPO1256 Makati CityTel.: (2) 631-1775Fax: (2) 631-4028Singapur/Malaysia/Indonesien/Philippinien/Thailand/Taiwan/HongkongKrupp VDM Hongkong Ltd.Unit 1301, 13th Floor,Fook Lee Commercial CentreTown PlaceNo 33 Lockhart RoadWanchai, Volksrepublik ChinaTel.: 25 27 20 08Fax: 25 27 20 45Singapur/MalaysiaLeong Jin Corporation Pte. Ltd.No. 11, Benoi CrescentJurong Industrial EstateSingapore 2262Tel.: 2 66 11 32Fax: 2 66 15 22TaiwanBlue Bridge Industrial(Taiwan) Corp.1st Fl. No. 37, Lane 96Chung Shan N. Rd., Sec. 2TaipeiTel.: (2) 25 65 13 06Fax: (2) 25 31 10 82Transcrystal AlloyIndustrial Corp.10F-1, No. 76, Sec. 3,Roosevelt RoadTaipeiTel.: (2) 23 67-88 11Fax: (2) 23 68-54 75ThailandAlloy Metal Co. Ltd.5/16 Centurian ParkSoi Aree Tai 5Phaholyothin Rd.Samsennai, PhayathaiBangkok 10400Tel.: (2) 619 6112-4Fax: (2) 619 6115Volksrepublik China/HongkongFried. Krupp AG Hoesch KruppPR China Representative Office22/F. Office No. 2-3CITIC International Bldg.19, Jianguomenwai Da JieBeijing 100004Tel.: (10) 65 00 46 18Fax: (10) 65 00 34 66Krupp VDM Australia Pty. Ltd.724 Springvale RoadMulgrave, Vic., 3170Tel.: (3) 95 61-13 11Fax: (3) 95 61 44 65Krupp VDM Australia Pty. Ltd.Level 3, Endeavour House32, Endeavour RoadHillarys PerthWest Australia 6025Tel.: (8) 9401 2933Fax: (8) 9401 2966Fordley Development Ltd.Room 705-707Yu Sung Boon Bldg.107-111 Des Voeux Rd. CentralHong KongTel.: 25 41 43 18Fax: 28 54 19 1661

Krupp VDM Lagerhalter und DistributorenEuropaDeutschlandF. W. Hempel & Co.Erze und Metalle (GmbH & Co.)Leopoldstraße 16D-40211 DüsseldorfTel.: (2 11) 1 68 06-0Fax: (2 11) 1 68 06-74FrankreichJacquetB. P. 61Rue de BourgogneF-69802 St. Priest CedexTel.: 4 72 23 23 23Fax: 4 72 23 23 00GroßbritannienPhilip Cornes & Co. LtdLanner Building, Clews RoadRedditch, Worcestershire B98 7STTel.: (15 27) 55 50 00Fax: (15 27) 54 70 00ItalienChun & Vollerin S.R.L.Via Veneto 7I-20094 Buccinasco (Milano)Tel.: (2) 48 84 21 60Fax: (2) 488 26 97NorwegenA/S Stavanger RørhandelGamle Forusvei 53P.O. Box 184N-4033 ForusTel.: (51) 81 85 00Fax: (51) 81 86 00Sverdrup HanssenKvitsøygt. 95N-4014 StavangerTel.: (4) 89 18 00Fax: (4) 89 18 18NordamerikaUSABlechCorrosion MaterialsP.O. Box 6662262 Groom RoadBaker, LA 70714Tel.: (225) 775-3675Fax: (225) 778-6452RASCO(Reynolds Aluminum Supply Co.)P.O. Box 26885Richmond, VA 23261Tel.: (804) 281-2000Fax: (804) 281-4059Rolled AlloysP.O. Box 310125, West Stern RoadTemperance, MI 48182Tel.: (734) 847-0561Fax: (734) 847-0270BandEd Fagan, Inc.769 Susquehanna Ave.Franklin Lakes, NJ 07417Tel.: (201) 891-4003Fax: (201) 891-3207Stangen und KnüppelCorrosion MaterialsP.O. Box 6662262 Groom RoadBaker, LA 70714Tel.: (225) 775-3675Fax: (225) 778-6452The Trident Company405 North Plano RoadRichardson, TX 75080-3900Tel.: (972) 231-5176Fax: (972) 437-6569AfrikaSüdafrikaKrupp VDM Technology S.A. (Pty.) Ltd.40, Desmond StreetKramerville 2148Tel.: (11) 444-36 20Fax: (11) 444-39 50Mittlerer OstenIsraelSCOPEMetal Trading & Technical Services Ltd.P.O. Box 3BNE AYISHPARK REEM (MIZVA), 79845Tel.: (8) 34 99 43Fax: (8) 34 94 02AustralienKrupp VDM Australia Pty. Ltd.724 Springvale RoadMulgrave, Vic. 3170Tel.: (3) 95 61-13 11Fax: (3) 95 61 44 6562

TochterunternehmenUSAPrecision RolledProducts, Inc.Corporate Office14255 Mt. Bismark StreetP.O. Box 60010Reno, Nevada 89506, USATel.: (775) 972 02 72Fax: (775) 972 43 68Precision RolledProducts, Inc.306 Columbia RoadFlorham Park, N.J. 07932Tel.: (201) 822 91 00Fax: (201) 822 09 32Lieferprogramm:Blöcke, Brammen, Knüppel und Stangenaus hochwarmfesten Nickel- und Kobaltbasislegierungen,Titan und Edelstahl alsFlach-, Rund- und Profilmaterial.Werke:Reno, Nevada - StangenfertigungFlorham Park, N.J. - Schmelzwerkund Knüppelfertigung63

ImpressumVDM Report Nr. 25Hochtemperaturwerkstoffeder Krupp VDM für denAnlagenbauHerausgeberKrupp VDM GmbHPlettenberger Strasse 2D-58791 WerdohlPostfach 1820D-58778 WerdohlBundesrepublik DeutschlandTelefon: (0 23 92) 55-0Telefax: (0 23 92) 55-22 17Internet http://www.kruppvdm.deDie Informationen in dieserBroschüre beruhen auf Ergebnissenunserer Forschung und Entwicklungbei Drucklegung. Änderungen behaltenwir uns vor.Die Informationen in dieserBroschüre erfolgen nach bestemWissen, jedoch ohne Haftung unsererseitsund enthalten keine Zusicherungbestimmter Eigenschaften. Lediglich imAuftragsfall haften wir nach denKaufbedingungen, insbesondere unserenAllgemeinen Verkaufsbedingungen.September 199964

Krupp VDM GmbHPostfach 1820D-58778 WerdohlTelefon (0 23 92) 55-0Telefax (0 23 92) 55-22 17Internet http://www.kruppvdm.de