Verarbeitung nichtrostender Duplexstähle –

Ein praktischer Leitfaden

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Verarbeitung nichtrostender Duplexstähle – Ein praktischer LeitfadenErste Auflage 2011© IMOA 1999-2011

ISBN 978-1-907470-04-2

Herausgeber: International Molybdenum Association(IMOA), London (Großbritannien)www.imoa.infoinfo@imoa.info

Autor: TMR Stainless, Pittsburgh, PA (USA)

Deutsche Übersetzung: Euro Inox mit fachlicher Be-ratung durch Dr. Ulrich Heubner, Werdohl, und Prof.Dr. Wolf-Berend Busch, Bielefeld

Gestaltung: circa drei, München (Deutschland)

IMOA dankt dem International Stainless Steel Forumund Euro Inox für die Mitwirkung an der Publikation.Ferner sollen die folgenden Unternehmen besonderserwähnt werden, die Beiträge geleistet sowie Hin-weise gegeben haben: Acerinox, Allegheny Ludlum,Aquatech, Aperam, Baosteel, Columbus Stainless, JSL Limited, Nippon Yakin Kogyo, North AmericanStainless, Outokumpu Stainless, Sandvik, Swagelokund Yieh United Steel Corporation.

Foto Titelseite: Meads Reach, Temple Quai, Bristol (Großbritannien). Quelle: www.m-tec.uk.com (Verarbeiter),www.photogenics.com (Foto)

Die International Molybdenum Association (IMOA) hatgrößte Anstrengungen unternommen sicherzustellen,dass die in dieser Broschüre enthaltenen Informatio-nen technisch zutreffend sind. Gleichwohl übernimmtIMOA keinerlei Haftung für deren Richtigkeit oderNutzbarkeit für allgemeine oder spezielle Zwecke.Der Leser wird darauf hingewiesen, dass die Ausfüh-rungen lediglich der allgemeinen Information dienen.Sie können keine Verfahrensvorschriften ersetzen undsollten nicht ohne vorherige sachkundige Beratungim Einzelfall angewandt werden. IMOA, ihre Mitglieder,Mitarbeiter und Berater übernehmen keinerlei Haf-tung oder sonstige Verantwortlichkeit für finanzielle,materielle oder körperliche Schäden, die aus der Nutzung der in dieser Veröffentlichung enthaltenenInformation erwachsen. In der vorliegenden Broschürewurden vor allem ASTM und EN-Normen herangezo-gen; Werkstoffnormen können jedoch länderspezifischverschieden sein.

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Inhaltsverzeichnis1 Einleitung 4

2 Geschichte der nichtrostenden Duplexstähle 5

3 Chemische Zusammensetzung und Rolle der Legierungselemente 8

3.1 Chemische Zusammensetzung der nichtrostenden Duplexstähle 8

3.2 Die Rolle der Legierungselemente bei nichtrostenden Duplexstählen 8

4 Die Metallurgie der nichtrostenden Duplexstähle 10

5 Korrosionsbeständigkeit 135.1 Säurebeständigkeit 135.2 Beständigkeit gegenüber alkalischen

Medien 145.3 Loch- und Spaltkorrosionsbeständigkeit 145.4 Beständigkeit gegen Spannungsriss-

korrosion 16

6 Anwendungsbezogene Spezifikationen und Qualitätskontrolle 18

6.1 Standard-Prüferfordernisse 186.1.1 Chemische Zusammensetzung 186.1.2 Lösungsglühen und Abschrecken 186.2 Besondere Prüfungsanforderungen 196.2.1 Zugversuche und Härteprüfung 196.2.2 Biegetests 196.2.3 Kerbschlagversuche und metallo-

graphische Untersuchungen auf intermetallische Phasen 20

6.2.4 Phasenanteile gemäß metallographischer oder magnetischer Messung 20

6.2.5 Korrosionsprüfungen 216.2.6 Schweißnahtausführung und -prüfung 22

7 Mechanische Eigenschaften 23

8 Physikalische Eigenschaften 26

9 Trennen 289.1 Sägen 289.2 Scherschneiden 289.3 Längsteilen 289.4 Lochen 289.5 Plasma- und Laserschneiden 28

10 Umformung 2910.1 Warmumformung 2910.1.1 Lösungsglühen 2910.2 Warmumformung 3010.3 Kaltumformung 3010.4 Blechziehen 3110.5 Drücken 31

11 Spanende Bearbeitung nichtrostender Duplexstähle 32

11.1 Allgemeine Hinweise für die spanende Verarbeitung nichtrostender Duplexstähle 32

11.2 Drehen und Plandrehen 3311.3 Planfräsen mit gesinterten Hartmetallen 3411.4 Spiralbohren mit HSS-Bohrern 34

12 Schweißen nichtrostender Duplexstähle 36

12.1 Allgemeine Hinweise 3612.1.1 Unterschiede zwischen nichtrostenden

austenitischen und Duplexstählen 3612.1.2 Wahl des Ausgangswerkstoffs 3612.1.3 Reinigung vor dem Schweißen 3612.1.4 Nahtgeometrie 3612.1.5 Vorwärmen 3812.1.6 Wärmeeintrag und Zwischenlagen-

temperatur 3812.1.7 Wärmebehandlung nach dem Schweißen 3812.1.8 Angestrebtes Phasengleichgewicht 3812.1.9 Mischverbindungen 3912.2 Qualifizierung der Schweißverfahren 4012.3 Schweißverfahren 4012.3.1 Wolfram-Lichtbogenschweißen 4012.3.2 Metall-Schutzgasschweißen (MSG/MAG) 4212.3.3 Fülldrahtschweißen 4412.3.4 Schweißen mit umhüllter Stabelektrode

(E-Handschweißen) 4412.3.5 Unterpulverschweißen (UP) 4612.3.6 Elektronen- und Laserstrahlschweißen 4612.3.7 Widerstandsschweißen 46

13 Andere Verbindungstechniken 4713.1 Vorbereitung des zu fügenden Bereichs 4713.2 Klebeverbindungen 4713.3 Weichlöten 4713.4 Hartlöten 48

14 Endreinigung 4914.1 Markierungen, Farben, Schmutz und Öl 4914.2 Fremdeisenverunreinigung 4914.3 Schweißspritzer, Anlauffarben, Fluss-

mittel, Schlackenreste, Zündstellen 50

15 Anwendungen nichtrostender Duplexstähle 51

Weiterführende Literatur 54Literaturverweise 57Anhang 1: Nichtrostende Duplexstähle – Bezeichnungen und Produktnamen 58Anhang 2: Zusammenfassung von Normen 60

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Nichtrostende Duplexstähle stellen eine Stahlgruppedar, die hohe Korrosionsbeständigkeit mit hoher Festigkeit und guter Verarbeitbarkeit vereint. Ihrephysikalischen Eigenschaften liegen zwischen jenender austenitischen und der ferritischen Sorten, in derTendenz jedoch näher an denen von Ferriten und Bau-stählen. Die Beständigkeit gegen chloridinduzierteLoch- und Spaltkorrosion ist abhängig vom Chrom-,Molybdän-, Wolfram- und Stickstoffgehalt. Sie ist häufig vergleichbar mit jener der Sorte EN 1.4401(AISI 316), kann aber auch oberhalb der von meer-wasserbeständigen Sorten wie z.B. den 6 %-Mo-Aus -teniten liegen. Allen Duplexstählen ist gemeinsam,

1 Einleitungdass ihre Beständigkeit gegen chloridinduzierteSpannungsrisskorrosion deutlich höher ist als die der Nickelaustenite (d.h. der AISI-300er-Familie).Auch ihre Festigkeit ist deutlich höher als im Falleder Austenite bei gleichzeitig guter Duktilität und Zähigkeit.

Hinsichtlich der Verarbeitung gibt es viele Gemein-samkeiten zwischen austenitischen und Duplex-Sorten, allerdings auch bedeutende Unterschiede.Der hohe Legierungsgehalt und die hohe Festigkeitder Duplex-Stähle machen es erforderlich, die Ver- arbeitungstechniken anzupassen. Der vorliegendeLeitfaden wendet sich an Verarbeiter bzw. Nutzer mitErgebnisverantwortung für die Verarbeitung. Er bietetpraktische Informationen für die erfolgreiche Arbeitmit nichtrostenden Duplexstählen. Vorherige Erfah-rung in der Verarbeitung nichtrostender Stähle wirdvorausgesetzt. Vergleiche beziehen sich zumeist aufStähle der AISI-300er-Serie bzw. Kohlenstoffstahl.

Die Verarbeitung nichtrostender Duplexstähle unter-scheidet sich von derjenigen anderer nichtrostenderStähle, ist aber nicht schwierig.

Brücke aus nichtrostendem Duplexstahl in Stockholm, Schweden (Quelle: Outokumpu)

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2 Geschichte der nichtrostenden DuplexstähleNichtrostende Duplexstähle, also Sorten mit annä-hernd gleichen Gefügeanteilen von Austenit und Fer-rit, gibt es seit rund 80 Jahren. Die frühesten Sortenenthielten Chrom, Nickel und Molybdän. Die erstenDuplex-Knetlegierungen wurden 1930 in Schwedenhergestellt und in der Celluloseproduktion nach demSulfitverfahren eingesetzt. Sie sollten das Problemder interkristallinen Korrosion lösen, das bei den frü-hen, hochkohlenstoffhaltigen austenitischen Sortenauftrat. Duplex-Stahlguss wurde 1930 in Finnlandhergestellt. 1936 wurde in Frankreich das Patent füreinen Vorläufer des späteren Uranus 50 erteilt. DerStahl AISI 329 (heute EN 1.4460) bürgerte sich nachdem Zweiten Weltkrieg ein und wurde vielfach fürWärmetauscherrohre bei Prozessen eingesetzt, beidenen Salpetersäure verwendet wurde. Eine der ers-ten Sorten, die speziell im Hinblick auf verbesserteBeständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion (SRK)entwickelt wurde, hieß 3RE60. In den darauf folgen-den Jahren wurden nichtrostende Duplexsorten so-wohl als Walz- wie auch als Gusslegierungen in zahl-reichen industriellen Anwendungen, z.B. Behältern,Wärmetauschern und Pumpen, eingesetzt.

Diese Duplex-Stähle der ersten Generation wiesenbereits vorteilhafte Eigenschaften auf, hatten jedochim geschweißten Zustand ihre Grenzen. In der Wärme-einflusszone (WEZ) war ihre Zähigkeit wegen eineszu hohen Ferritanteils begrenzt und auch die Korrosi-onsbeständigkeit war deutlich geringer als im Grund-werkstoff. Dadurch war das Einsatzgebiet dieser frü-hen Duplexstähle auf ungeschweißte Teile und damitauf wenige, spezielle Anwendungen beschränkt. 1968eröffnete die Entwicklung des AOD- (argon oxygendecarburization-) Prozesses die Möglichkeit, eineganze Bandbreite neuer nichtrostender Stähle herzu-stellen. Zu den Fortschritten, die mit dem AOD-Pro-zess möglich wurden, gehörte auch das gezielte Hin-zulegieren von Stickstoff. Die Stickstofflegierung vonDuplexstählen erlaubte es, im geschweißten Zustandeinen Grad von Zähigkeit und Korrosionsbeständig-keit zu erreichen, der sich dem des Grundwerkstoffsannäherte. Die verbesserte Austenitstabilität wirkteauch der Bildung unerwünschter intermetallischerPhasen entgegen.

Die nichtrostenden Duplex-Stähle der zweiten Gene-ration sind durch das Hinzulegieren von Stickstoffcharakterisiert. Ihr Aufkommen in den späten 1970erJahren fiel mit der Erschließung von Öl- und Gas -feldern in der Nordsee zusammen, die Bedarf annichtrostenden Stählen mit herausragender Korro -sionsbeständigkeit, guter Verarbeitbarkeit und hoher Festigkeit weckte. Die Sorte 2205 wurde als Stan-dardwerkstoff in großem Umfang für Förderrohre und nachgeschaltete Prozessschritte auf Bohrinseln

eingesetzt. Die hohe Festigkeit dieser Stähle ermög-lichte es, Wanddicken zu verringern und auf Bohr-inseln Gewicht einzusparen, was im Offshore-Bereichstarke Anreize für deren Einsatz schuf.

Ebenso wie die austenitischen nichtrostenden Stählestellen auch die Duplex-Sorten eine Familie dar, innerhalb derer die Korrosionsbeständigkeit je nach Legierungszusammensetzung variiert. Die Entwick-lung ist nicht stehen geblieben. Heute lassen sichmoderne Duplex-Stähle in fünf Gruppen einteilen:

• „Mager-Duplex“-Sorten, z.B. EN 1.4362 (2304), die nicht mit Molybdän legiert sind;

• Standard-Duplex-Stähle wie EN 1.4462 (2205), die als gebräuchlichste Sorten mehr als 80 % des Bedarfs auf sich vereinen;

• Sorten mit 25 % Cr, z.B. die Legierung 255 mit einer Wirksumme (WS) von unter 40,

• Super-Duplex-Stähle mit einer Wirksumme (WS) von 40–45 und Chromgehalten von 25–26 % und gegenüber den o. g. 25 %-Cr-Sorten erhöhten Ge-halten an Mo und N, z.B. EN 1.4410 (2507);

• Hyper-Duplex-Stähle, d.h. hochlegierte Duplex-stähle mit einer Wirksumme (WS) von mehr als 45.

* Wirksumme (WS) = % Cr + 3,3 (% Mo + 0,5 % W) ++ 16 % N

Tabelle 1 verzeichnet die chemische Zusammen -setzung der nichtrostenden Duplex-Stähle der zweitenGeneration als Knet- und Gusslegierungen. Die Du-plexstähle der ersten Generation sowie die Austenitesind zum Vergleich angeführt.

Kontinuierlicher Zellstoffkocher und Imprägnierreaktor aus dem Stahl EN 1.4462 (2205),Sodra Cell Mönsteras, Sweden (Quelle: Kvaerner Pulping)

Anm.: Die im Text nach Name oder industrieller Bezeichnung erwähnten Sorten sind in Tabelle 1 sowie Anhang 1aufgeführt.

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Tabelle 1: Chemische Zusammensetzung (Masse-%) von Duplex-Knet- und Gusslegierungen* (austenitische Sorten zum Vergleich)

Sorte UNS-Nr. EN-Nr. C Cr Ni Mo N Mn Cu W

Duplex-Knetlegierung

Duplex-Stähle der ersten Generation

329 S32900 1.4460 0,08 23,0–28,0 2,5–5,0 1,0–2,0 – 1,00 – –

** S31500 1.4424 0,03 18,0–19,0 4,3–5,2 2,5–3,0 0,05–0,1 – –

S32404 0,04 20,5–22,5 5,5–8,5 2,0–3,0 0,20 2,00 1,0–2,0 –

Duplex-Stähle der zweiten Generation

Mager-Duplex-Sorten

S32001 1.4482 0,03 19,5–21,5 1,0–3,0 0,6 0,05–0,17 4,0–6,0 1,0 –

S32101 1.4162 0,04 21,0–22,0 1,35–1,7 0,1–0,8 0,20–0,25 4,0–6,0 0,1-0,8 –

S32202 1.4062 0,03 21,5–24,0 1,0–2,8 0,45 0,18–0,26 2,00 – –

S82011 0,03 20,5–23,5 1,0–2,0 0,1–1,0 0,15–0,27 2,0–3,0 0,5 –

2304 S32304 1.4362 0,03 21,5–24,5 3,0–5,5 0,05–0,6 0,05–0,20 2,50 0,05–0,60 –

1.4655 0,03 22,0–24,0 3,5–5,5 0,1–0,6 0,05–0,20 2,00 1,0–3,0 –

Standardsorten

S32003 0,03 19,5–22,5 3,0–4,0 1,5–2,0 0,14–0,20 2,00 – –

2205 S31803 1.4462 0,03 21,0–23,0 4,5–6,5 2,5–3,5 0,08–0,20 2,00 – –

2205 S32205 1.4462 0,03 22,0–23,0 4,5–6,5 3,0–3,5 0,14–0,20 2,00 – –

Sorten mit 25 % Cr

S31200 0,03 24,0–26,0 5,5–6,5 1,2–2,0 0,14–0,20 2,00 – –

S31260 0,03 24,0–26,0 5,5–7,5 2,5–3,5 0,10–0,30 1,00 0,2–0,8 0,1–0,5

S32506 0,03 24,0–26,0 5,5–7,2 3,0–3,5 0,08–0,20 1,00 – 0,05–0,30

S32520 1.4507 0,03 24,0–26,0 5,5–8,0 3,0–4,0 0,20–0,35 1,50 0,5–2,0 –

255 S32550 1.4507 0,04 24,0–27,0 4,5–6,5 2,9–3,9 0,10–0,25 1,50 1,5–2,5 –

Super-Duplex-Sorte

2507 S32750 1.4410 0,03 24,0–26,0 6,0–8,0 3,0–5,0 0,24–0,32 1,20 0,5 –

S32760 1.4501 0,03 24,0–26,0 6,0–8,0 3,0–4,0 0,20–0,30 1,00 0,5–1,0 0.5–1,0

S32808 0,03 27,0–27,9 7,0–8,2 0,8–1,2 0,30–0,40 1,10 – 2,1–2,5

S32906 0,03 28,0–30,0 5,8–7,5 1,5–2,6 0,30–0,40 0,80–1,5 0,8 –

S32950 0,03 26,0–29,0 3,5–5,2 1,0–2,5 0,15–0,35 2,00 – –

S39274 0,03 24,0–26,0 6,8–8,0 2,5–3,5 0,24–0,32 1,0 0,2–0,8 1,5–2,5

S39277 0,025 24,0–26,0 6,5–8,0 3,0–4,0 0,23–0,33 0,80 1,2–2,0 0,8–1,2

1.4477 0,03 28,0–30,0 5,8–7,5 1,5–2,6 0,30–0,40 0,80–1,50 ≤0,8 –

Hyper-Duplex-Sorten

S32707 0,03 26,0–29,0 5,5–9,5 4,0–5,0 0,30–0,50 1.50 1,0 –

S33207 0,03 29,0–33,0 6,0–9,0 3,0–5,0 0,40–0,60 1.50 1,0 –

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* Maximalwerte, sofern nicht explizit als Bandbreite oder Mindestwerte gekennzeichnet– in den Normen nicht definiert** Diese Sorte wurde zunächst ohne Stickstoffzusatz hergestellt. Ohne Stickstoff entspricht sie einem Duplex-Stahl der ersten Generation.

Sorte UNS-Nr. EN-Nr. C Cr Ni Mo N Mn Cu W

Duplex-Knetlegierungen

304L S30403 1.4307 0,03 17,5–19,5 8,0–12,0 – 0,10 2,00 – –

316L S31603 1.4404 0,03 16,0–18,0 10,0–14,0 2,0–3,0 0,10 2,00 – –

317L S31703 1.4438 0,03 18,0–20,0 11,0–15,0 3,0–4,0 0,10 2,00 – –

317LMN S31726 1.4439 0,03 17,0–20,0 13,5–17,5 4,0–5,0 0,10–0,20 2,00 – –

904L N08904 1.4539 0,02 19,0–23,0 23,0–28,0 4,0–5,0 0,10 2,00 1,0–2,0 –

Duplex-Gusslegierungen

CD4MCu J93370 0,04 24,5–26,5 4,75–6,0 1,75–2,25 – 1,00 2,75–3,25 –Grade 1A

CD4MCuN J93372 0,04 24,5–26,5 4,7–6,0 1,7–2,3 0,10–0,25 1,00 2,7-3,3 –Grade 1B

CD3MCuN J93373 0,03 24,0–26,7 5,6–6,7 2,9–3,8 0,22–0,33 1,20 1,4–1,9 –Grade 1C

CE8MN J93345 0,08 22,5–25,5 8,0–11,0 3,0–4,5 0,10–0,30 1,00 – –Grade 2A

CD6MN J93371 0,06 24,0–27,0 4,0–6,0 1,75–2,5 0,15–0,25 1,00 – –Grade 3A

CD3MN J92205 0,03 21,0–23,5 4,5–6,5 2,5–3,5 0,10–0,30 1,50 – –Cast 2205Grade 4A

CE3MN J93404 1.4463 0,03 24,0–26,0 6,0–8,0 4,0–5,0 0,10–0,30 1,50 – –Cast 2507Grade 5A

CD3MWCuN J93380 0,03 24,0–26,0 6,5–8,5 3,0–4,0 0,20–0,30 1,00 0,5–1,0 0,5–1,0Grade 6A

Austenitische Gusslegierungen

CF3 J92500 1.4306 0,03 17,0–21,0 8,0–12,0 – – 1,50 – –(cast 304L)

CF3M J92800 1.4404 0,03 17,0–21.0 9,0–13,0 2.0–3.0 – 1,50 – –(cast 316L)

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3 Chemische Zusammensetzung und Rolle der Legierungselemente

3.1 Chemische Zusammen-setzung der nichtrostendenDuplexstähle

Grundsätzlich gilt, dass sich die günstigen Eigen-schaften der Duplexstähle bei Sorten einstellen, dieeinen Austenit- bzw. Ferritanteil von jeweils 30 bis70 % haben. Im Allgemeinen enthalten handelsübli-che Duplex-Stähle jedoch annähernd gleiche Anteiledieser Phasen, allenfalls mit leichter Übergewichtungdes Austenitanteils zur Optimierung von Zähigkeit undVerarbeitungseigenschaften. Die Wechselwirkungender Haupt-Legierungsbestandteile Chrom, Molybdän,Stickstoff und Nickel sind äußerst komplex. Um einstabiles Duplex-Gefüge zu erhalten, das den herstel-lungs- und verarbeitungsseitigen Anforderungen ent-spricht, müssen deren jeweilige Anteile genau einge-halten werden.

Neben den Austenit- und Ferritphasenanteilen gibt esbei Duplexstählen und ihrer Zusammensetzung einenweiteren zentralen Punkt zu beachten: die Bildungunerwünschter intermetallischer Phasen bei erhöh-ten Temperaturen. Sigma- und Chi-Phase entstehenbei Duplexstählen mit hohem Chrom- und Molybdän-gehalt und bilden sich vor allem im Ferrit. Das Hin-zulegieren von Stickstoff verlangsamt die Bildungdieser Phasen erheblich. Daher ist es entscheidend,dass genügend Stickstoff in fester Lösung vorliegt.Langjährige Erfahrungen haben die Notwendigkeitbestätigt, enge Analysegrenzen einzuhalten. Die ur-sprünglich für den Stahl 2205 (UNS S31803 gemäßTabelle 1) angesetzte Bandbreite war zu groß. Die Erfahrung zeigte, dass Chrom-, Molybdän- und Stick-stoffgehalt im oberen Bereich der für die Sorte UNSS31803 angegebenen Spanne liegen müssen, wennoptimale Korrosionsbeständigkeit erreicht und inter-metallische Phasen vermieden werden sollen. Des-halb wurde eine modifizierte 2205-Sorte mit engererAnalysebandbreite eingeführt, welche die UNS-Num-mer S32205 erhielt (Tabelle 1) und der heute markt-gängigen Zusammensetzung des Stahls 2205 ent-spricht. Soweit nicht anders angegeben, ist in dervorliegenden Publikation mit „2205“ stets „S32205“gemeint.

3.2 Die Rolle der Legierungs-elemente bei nichtrosten-den Duplexstählen

Nachstehend wird der Einfluss der wichtigsten Legierungselemente auf die mechanischen und phy-sikalischen Eigenschaften und auf das Korrosions-verhalten der nichtrostenden Duplexstähle umrissen.

Chrom: Ein Mindest-Chromgehalt von 10,5 % ist er-forderlich, um eine stabile chromreiche Passivschichtzu bilden, die den Stahl gegen leichte atmosphärischeKorrosionsangriffe schützt. Die Korrosionsbeständig-keit nichtrostender Stähle steigt mit deren Chromge-halt. Chrom ist ein Ferritbildner, d.h. der Zusatz vonChrom begünstigt die Entstehung eines raumzen-trierten Kristallgitters. Bei höheren Chromanteilen istauch mehr Nickel erforderlich, damit sich eine aus-tenitische oder Duplex- (also austenitisch-ferritische)Gefügestruktur bilden kann. Erhöhte Chromgehaltebegünstigen auch die Bildung intermetallischer Phasen. In der Regel enthalten austenitische nicht-rostende Stähle mindestens 16 % und Duplex-Sortenmindestens 20 % Chrom. Chrom verbessert auch dieOxidationsbeständigkeit bei hohen Temperaturen –wichtig für Entstehung bzw. Entfernung von Zunderund Anlauffarben nach Wärmebehandlung undSchweißen. Im Vergleich zu austenitischen Sortensind das Beizen und das Entfernen von Anlauffarbenbei Duplex-Stählen schwieriger.

Molybdän: Molybdän verstärkt die Wirkung vonChrom, die darin besteht, die Beständigkeit gegenLochkorrosion zu erhöhen. Sofern ein nichtrostenderStahl mindestens 18 % Chrom enthält, entwickelnMolybdänzusätze eine mindestens dreimal so starkeWirkung wie Chrom bei der Verbesserung der Be-ständigkeit gegen Loch- und Spaltkorrosion in chlo-ridhaltigen Medien. Molybdän ist ein Ferritbildner undbegünstigt ebenfalls die Entstehung unerwünschterintermetallischer Phasen. Daher ist der Mo-Anteil beiaustenitischen Sorten nach oben auf 7,5 % und beiDuplex-Stählen auf 4 % begrenzt.

Stickstoff: Stickstoff verbessert die Loch- und Spalt-korrosionsbeständigkeit von nichtrostenden austeni-tischen und Duplexstählen. Gleichzeitig erhöht ermaßgeblich deren Festigkeit. Er ist für die Erhöhungder Festigkeit das wichtigste in fester Lösung vor-liegende Element. Gleichzeitig stellt er ein kosten-günstiges Legierungselement dar. Die erhöhte Zähig-keit der stickstofflegierten nichtrostenden Duplex -stähle geht auf deren größeren Austenitanteil undden geringeren Gehalt an intermetallischen Phasenzurück. Stickstoff verhindert nicht die Bildung inter-metallischer Phasen, verzögert jedoch deren Bildungso weit, dass Herstellung und Verarbeitung ermög-licht werden. Stickstoff wird hoch korrosionsbestän-digen, hoch chrom- und molybdänlegierten Stählenzugesetzt, um deren Neigung zur Bildung von Sigma-phase entgegenzuwirken.

Stickstoff ist ein starker Austenitbildner und kann in dieser Hinsicht in gewissem Umfang Nickel in austenitischen Stählen ersetzen. Stickstoff erhöht die Stapelfehlerenergie und verstärkt die Kaltver-

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festigungsneigung des Austenits. Stickstoff steigertauch die Festigkeit des Austenits durch Mischkristall-verfestigung. Bei nichtrostenden Duplexstählen wirdmeistens zunächst gezielt Stickstoff hinzulegiert unddann der Nickelgehalt so eingestellt, dass das ge-wünschte Phasengleichgewicht erzielt wird. Den Fer-ritbildnern Chrom und Molybdän stehen die Austenit-bildner Nickel und Stickstoff gegenüber; zusammenbilden sie ein austenitisch-ferritisches Gefüge.

Nickel: Nickel stabilisiert die austenitische Phase undbegünstigt den Übergang von einem kubisch-raum-zentrierten (ferritischen) zu einem kubisch-flächen-zentrierten (austenitischen) Kristallgitter. FerritischeStähle enthalten kein oder kaum Nickel. Duplexstähleweisen geringe bis mittlere Nickelgehalte von 1,5 %

bis 7 % auf, während die austenitischen Stähle derAISI-300er-Serie mit mindestens 6 % Nickel legiertsind (siehe Abbildungen 1 und 2). Nickelzusätze ver-zögern bei austenitischen Stählen die Bildung un -erwünschter intermetallischer Phasen, sind diesbe-züglich jedoch bei Duplexstählen weitaus wenigerwirksam als Stickstoff. Die kubisch-flächenzentrierteStruktur bei austenitischen Sorten ist der Grund fürderen hohe Zähigkeit. Da diese Struktur auch runddie Hälfte des Gefüges von Duplex-Stählen ausmacht,ist deren Zähigkeit gegenüber Ferriten deutlich ver-bessert.

Abbildung 1: Durch Hinzufügen von Nickel verändert sich die kristallographische Struktur von kubisch-raumzentriert(wenig oder kein Nickel) zu kubisch-flächenzentriert (mindestens 6 % Nickel; AISI-300er-Serie). Nichtrostende Duplex -stähle weisen aufgrund ihres mittleren Nickelgehaltes ein Gefüge auf, in dem ein Teil der Körner ferritisch und der andereTeil austenitisch ist. Im Idealfall liegen beide zu annähernd gleichen Teilen vor (Abbildung 2).

Abbildung 2: Durch Erhöhung des Nickelgehaltes verändert sich das Gefüge der nichtrostenden Stähle von ferritisch(links) über austenitisch-ferritisch (Mitte) zu austenitisch (rechts). Die Aufnahmen zeigen polierte und geätzte Probenunter einem Lichtmikroskop. Innerhalb des Duplex-Gefüges wurde der Ferrit eingefärbt, so dass er als die dunklere Phaseerscheint. (Quelle: Outokumpu)

Ferritische (kubisch-raumzentrierte) Struktur

Ferritisches Gefüge

Hinzu-fügenvon

Nickel

Hinzu-fügenvon

Nickel

Duplexgefüge Austenitisches Gefüge

Austenitische (kubisch-flächenzentrierte) Struktur

Hinzufügenvon Nickel

10

4 Die Metallurgie der nichtrostenden DuplexstähleDas ternäre Phasendiagramm Eisen-Chrom-Nickel bil-det einen Wegweiser zum metallurgischen Verhaltender nichtrostenden Duplexstähle. Ein Schnitt durchdas Diagramm bei 68 % Eisen (Abbildung 3) zeigt,dass diese Legierungen als Ferrit (α) erstarren, vondem sich einiger in Austenit (γ) umwandelt, wenn dieTemperatur – abhängig von der Legierungszusam-mensetzung – unter etwa 1000 °C (1832 °F) sinkt. Beiweiter fallenden Temperaturen verändert sich dasFerrit-Austenit-Gleichgewicht nicht mehr wesentlich.Die Wirkung von zunehmendem Stickstoffgehalt istaus Abbildung 3 [1] ersichtlich. Da sich der Austenitaus dem Ferrit bildet, ist es nach den Gesetzen derThermodynamik unmöglich, den Gleichgewichtszu-stand des Austenits zu überschreiten. In dem Maße,in dem die Abkühlung zu niedrigeren Temperaturenführt, können Bestandteile des Gefüges wie Karbide,Nitride sowie Sigma- und andere intermetallischePhasen entstehen.

Die im Liefer- oder Verarbeitungszustand vorhande-nen Anteile von Ferrit und Austenit hängen von derLegierungszusammensetzung und der durchlaufenenWärmebehandlung ab. Wie aus dem Phasendiagrammersichtlich, können bereits geringfügige Änderungenin der Zusammensetzung erhebliche Verschiebungenbei den Anteilen der jeweiligen Phasen zur Folgehaben. Die austenit- bzw. ferritbildende Wirkung bestimmter Legierungselemente gilt im Wesentlichenauch für Duplex-Stähle. Das Austenit-Ferrit-Phasen -

gleichgewicht im Gefüge kann mit Hilfe multivariablerlinearer Regression wie folgt vorhergesagt werden:

Creq = % Cr + 1,73 % Si + 0,88 % Mo

Nieq = % Ni + 24,55 % C + 21,75 % N + 0,4 % Cu

% Ferrite = -20,93 + 4,01 Creq – 5,6 Nieq + 0,016 T

wobei T (in Grad Celsius) die Weichglühtemperaturist, die bei 1050-1150 °C liegen kann, und die Ele-mentzusammensetzung in Masseprozent angegebenwird [2]. Das angestrebte Phasengleichgewicht wirdim Wesentlichen durch Einstellung des Chrom-, Mo-lybdän-, Nickel- und Stickstoffgehalts und schließ-lich durch gezielte Wärmebehandlung erreicht. Da dieAbkühlgeschwindigkeit darüber entscheidet, wie vielFerrit sich bildet, der dann in Austenit umgewandeltwerden kann, hängt das Phasengleichgewicht davonab, wie schnell der Werkstoff aus dem Bereich höhe-rer Temperaturen abgekühlt wird. Da bei schnellerAbkühlung mehr Ferrit erhalten bleibt, kann mehr alsnur die Gleichgewichtsmenge Ferrit im Stahl enthal-ten sein. Beispielsweise kann das Schweißen einesdickwandigen Profils mit geringer Wärmeeinbringungdazu führen, dass sich in der Wärmeeinflusszone(WEZ) ein Übermaß an Ferrit bildet.

Ein weiterer günstiger Effekt von Stickstoff liegt, wieaus Abbildung 3 ersichtlich, darin, dass er die Tempe-ratur heraufsetzt, bei der sich Austenit aus dem Ferritzu bilden beginnt. Hierdurch erhöhte sich das Ausmaßder Umwandlung von Ferrit zu Austenit. Daher kannselbst bei relativ hohen Abkühlungsgeschwindigkei-ten das Gleichgewicht zwischen Ferrit und Austenitnahezu beibehalten werden. Bei Duplex-Stählen derzweiten Generation vermindert dieser Effekt das Pro-blem der übermäßigen Ferritbildung in der WEZ.

Sigmaphase bildet sich bei Temperaturen, die unter-halb jenes Werts liegen, bei dem sich während der Abkühlung Ferrit zu Austenit umwandelt (Abbildung4). Bei der Stahlherstellung wird das Ziel, die Sigma-phasenbildung zu vermeiden, durch zwei Maßnahmenerreicht: zum einen wird die Glühtemperatur genaueingestellt; zum anderen erfolgt die Abkühlung soschnell wie möglich. Die erforderliche schnelle Ab-kühlung erlaubt es, mit Wasser abzuschrecken. Wäh-rend der Verarbeitung tritt eine zu schnelle Abkühlungnur dann ein, wenn stark unterschiedliche Quer-schnitte miteinander verschweißt oder wenn dickeQuerschnitte mit sehr niedriger Wärmeeinbringunggeschweißt werden.

Auch die Alpha-Strich-Phase kann bei Duplexlegie-rungen als stabile Phase auftreten. Sie bildet sich inder Ferritphase unterhalb von etwa 525 °C (950 °F) ingleicher Weise, wie sie auch in vollständig ferritischenLegierungen entsteht. Alpha-Strich-Phase führt beiferritischen nichtrostenden Stählen zu einem Verlust

Abbildung 3: Schnitt durch das ternäre Fe-Cr-Ni-Phasendiagramm bei 68 % Eisen: bereitsgeringe Änderungen im Chrom- und Nickelgehalt wirken sich stark auf das Gleichgewichtvon Austenit und Ferrit in nichtrostenden Duplexstählen aus.

°F°C L

L+α

L+γ+α L+γ

α

α+γ

γ

[N]

1400

800

030 25 20 15

% Ni

% Cr5 10 15

1200

1000

2192

2552

1832

1472

11

F

A

Abbildung 4: Gefüge einer Probe des Stahls EN 1.4462(2205), 40 min lang gehalten bei 850 °C (1560 °F) und miterkennbarer Sigmaphasenausscheidung (Pfeile) an denAustenit/Ferrit-Korngrenzen. Die Ferritphase (F) erscheintim Gefügebild [3] dunkler als die Austenitphase.

Abbildung 5: Isothermes Zeit-Temperatur-Ausscheidungsdiagramm für den nichtrostenden Duplexstahl EN 1.4462 (2205),geglüht bei 1050 °C (1920 °F). Zum Vergleich ist auch das Verhalten der Duplexsorten EN 1.4410 (2507) und EN 1.4362(2304) gezeigt.

an Zähigkeit bei Umgebungstemperatur, wenn dieselängere Zeit Temperaturen von ca. 475 °C (885 °F)ausgesetzt wurden. Diese Erscheinung ist als 475-Grad-Versprödung bekannt.

Der Einsatz von Stickstoff als Legierungselement hatzur Folge, dass in diesen nichtrostenden Stählen anden Ferrit/Ferrit-Korngrenzen und in der Wärmeein-flusszone von Schweißnähten an den Ferrit/Austenit-Korngrenzen Chromnitride vorhanden sein können.Entstehen sie in größeren Volumenanteilen sowieunter Bedingungen, unter denen die chromverarmtenBereiche nicht genügend Zeit haben, sich währenddes Glühens zu homogenisieren, können diese Chrom-nitride die Korrosionsbeständigkeit nachteilig be-einflussen. Da allerdings höhere Stickstoffgehalte die Bildung von Austenit fördern, der wiederum vielStickstoff lösen kann, enthalten die Duplexstähle derzweiten Generation nur selten nennenswerte Mengenan Chromnitriden. Darüber hinaus werden sie mitsehr geringen Kohlenstoffgehalten hergestellt, sodass eine praxisrelevante Karbidbildung in der Regelnicht erfolgen kann.

Nachteilige Sigma- und Alpha-Strich-Phase sowieKarbide und Nitride können sich bei bestimmten Tem-peraturen innerhalb von Minuten bilden. Daher müs-sen Wärmebehandlung und Verarbeitung ebenso wiebetriebsbedingte Temperaturzyklen auf die Reaktions -kinetik der Phasenbildung abgestimmt sein, um diegewünschten Festigkeitseigenschaften und Korrosions-beständigkeit zu erhalten. Moderne Duplexsorten sinddarauf ausgelegt, die Korrosionsbeständigkeit zu maximieren und Ausscheidungsreaktionen so weit zu

verlangsamen, dass eine erfolgreiche Fertigung mög-lich wird.

Ein isothermes Zeit-Temperatur-Ausscheidungsdia -gramm für die Duplex-Stähle EN 1.4362 (2304), EN1.4462 (2205) und EN 1.4410 (2507) ist in Abbildung5 [4,5,6,7] dargestellt. Chromkarbid- und -nitridaus-scheidungen beginnen sich erst nach 1–2 min bei derhierfür optimalen Temperatur zu bilden, also langsamerals bei ferritischen oder hochlegierten austenitischenSorten. Das ist teilweise auf die gute Löslichkeit vonKohlenstoff und Stickstoff in der nickelarmen Austenit-phase zurückzuführen, möglicherweise aber auch aufdie verzögernde Wirkung, die Stickstoff auf die Kar-bidausscheidung ausübt. Folglich sind Duplexstählevergleichsweise unempfindlich gegen Sensibilisierung

EN 1.4462 (2205)

EN 1.4410 (2507)

EN 1.4410(2507)

1100

1000

900

800

700

600

500

400

300

2000

Zeit (min)

Tem

per

atur

°C

Temp

eratur °F

1 10 100 1000 10000

2012

1832

1652

1472

1292

1112

932

752

572

392

Härte Alpha-Strich Zähigkeit

ChiSigma

Karbid Nitrid

EN 1.4362 (2304)

EN 1.4362(2304)

12

Verbindungsteile aus nichtrostendem Duplexstahl der SorteEN 1.4410 (2507); (Quelle: Swagelok)

während der Abkühlung. Die Kinetik der Karbid- undNitridbildung wird bei diesen Sorten durch Chrom,Molybdän und Nickel nur geringfügig beeinflusst. Allestickstofflegierten Duplexstähle weisen daher eineKinetik auf, die in Bezug auf diese Ausscheidungenjener der Sorte EN 1.4462 (2205) ähnelt.

Sigma- und Chi-Ausscheidungen bilden sich bei etwashöheren Temperaturen, aber in ungefähr der gleichZeit wie Karbid- und Nitrid-Ausscheidungen. Duplex-Stähle mit höheren Legierungsanteilen von Chrom,Molybdän und Nickel weisen eine schnellere Sigma-und Chi-Kinetik auf als die Sorte EN 1.4462 (2205);niedriger legierte Sorten sind langsamer. DieserSachverhalt wird in Abbildung 5 durch die unterbro-chenen Kurven dargestellt, die bei der höher legiertenSorte EN 1.4410 (2507) einen früheren und bei derniedriger legierten Sorte EN 1.4362 (2304) einenspäteren Beginn der Sigma- und Chi-Bildung zeigen.

Alpha-Strich scheidet sich innerhalb der Ferritphaseaus, wobei es sie verfestigt und versprödet. Da Du-plex-Stahl nur einen Ferritanteil von rund 50 % hat,sind Verfestigung und Versprödung weniger nachteiligals bei vollständig ferritischen Stählen. Der Verlustan Zähigkeit (Verprödung) durch die Alpha-Strich-Ausscheidung erfolgt gemäß Abbildung 5 langsamerals die Zunahme der Härte. Alpha-Strich-Versprödungstellt bei der Verarbeitung i.d.R. kein Problem dar, da sie sich nur langsam einstellt. Allerdings begrenztdie Alpha-Strich-Bildung die Einsatztemperatur nachoben.

Da langzeitige Beanspruchung durch hohe Tempera-turen zu einem Verlust an Zähigkeit bei Raumtempe-ratur führen kann, sind in den Regelwerken für Druck-behälter Temperaturobergrenzen für die jeweiligenmaximalen Auslegungsbelastungen vorgesehen. Dasdeutsche TÜV-Regelwerk unterscheidet zwischen ge-schweißten und ungeschweißten Konstruktionen; esist in Bezug auf die Temperaturobergrenzen konser-vativer als der AMSE Boiler and Pressure VesselCode. Die in diesen Regelwerken angegebenen Tem-peraturobergrenzen für verschiedene nichtrostendeDuplexstähle sind Tabelle 2 zu entnehmen.

Tabelle 3 fasst eine Reihe wichtiger Ausscheidungs-reaktionen sowie Temperaturgrenzen für nichtrosten -de Duplexstähle zusammen.

Tabelle 2: Obere Temperaturgrenzen für die Anwendung nichtrostender Duplexstähle gemäß unterschiedlichen Druckbehälter-Regelwerken

Table 3: Typische Temperaturen für Ausscheidungsreaktionen und andere charakteristische Reaktionen bei nichtrostenden Duplexstählen

EN 1.4462 (2205) EN 1.4410 (2507)

°C °F °C °F

Erstarrungsbereich 1470 bis 1380 2680 bis 2515 1450 bis 1350 2640 bis 2460

Verzunderungstemperatur an der Luft 1000 1830 1000 1830

Sigmaphasenbildung 700 bis 950 1300 bis 1740 700 bis 1000 1300 bis 1830

Karbidausscheidung 450 bis 800 840 bis 1470 450 bis 800 840 bis 1470

475 °C-Versprödung 300 bis 525 575 bis 980 300 bis 525 575 bis 980

Sorte Zustand ASME TÜV

°C °F °C °F

EN 1.4362 (2304) ungeschweißt 315 600 300 570

EN 1.4362 (2304) geschweißt, artgleicher Schweißzusatzwerkstoff 315 600 300 570

EN 1.4362 (2304) geschweißt, Schweißzusatzwerkstoff 2205/2209 315 600 250 480

EN 1.4462 (2205) ungeschweißt 315 600 280 535

EN 1.4462 (2205) geschweißt 315 600 250 480

EN 1.4410 (2507) nahtloses Rohr 315 600 250 480

Legierung 255 geschweißt oder ungeschweißt 315 600

13

Abbildung 6: Isokorrosionsdiagramm mit 0,1 mm/Jahr (0,004 in/Jahr) Isokorrosionskurven in unbelüfteter Schwefel-säurelösung; Laboruntersuchungen unter Verwendung von p.a. Schwefelsäure (Quelle: Hersteller-Datenblatt, 254 SMO istein Markenname von Outokumpu)

5 KorrosionsbeständigkeitUnter Bedingungen, wie sie ansonsten für austeniti-sche Standardsorten typisch sind, erweisen sichnichtrostende Duplexstähle als sehr korrosionsbe-ständig. Es gibt einige Fälle, in denen sie ersterendeutlich überlegen sind. Der Grund hierfür liegt inihrem hohen Chromgehalt, der bei oxidierenden Säu-ren vorteilhaft ist, in Kombination mit ausreichendenGehalten an Stickstoff und Nickel, um auch in wenigerkorrosiven reduzierenden Säuren beständig zu sein.Die vergleichsweise hohen Chrom-, Molybdän- undStickstoffgehalte verleihen ihnen auch gute Bestän-digkeit gegenüber chloridinduzierter Loch- und Spalt-korrosion. Das Duplex-Gefüge ist unter Bedingungenvon Vorteil, in denen chloridbedingte Spannungsriss-korrosion auftreten kann. Sofern das Gefüge einenFerritanteil von mindestens 25 % bis 30 % aufweist,ist dessen Beständigkeit gegen Spannungsrisskorro-sion deutlich höher als bei den Sorten EN 1.4301(AISI 304) oder EN 1.4401 (AISI 316). Allerdings istFerrit empfindlich gegen Wasserstoffversprödung.Duplexstähle sind somit in Umgebungen, in denenWasserstoff an den Stahl abgegeben werden undWasserstoffversprödung ausgelöst werden kann,nicht sonderlich beständig.

5.1 SäurebeständigkeitUm die Korrosionsbeständigkeit der nichtrosten-den Duplexstähle in starken Säuren zu zeigen, gibt

Abbildung 6 Korrosionsdaten für Schwefelsäure-lösungen wieder. Die Bedingungen reichen von leichtreduzierend bei niedrigen Säurekonzentrationen biszu oxidierend bei hohen Konzentrationen, mit einemstark reduzierenden mittleren Konzentrationsbereichin warmen und heißen Lösungen. Sowohl der StahlEN 1.4462 (2205) als auch die Sorte EN 1.4410 (2507)sind bis zu etwa 15 % Säurekonzentration vielenhochlegierten Austeniten überlegen. Bis zu einer Säurekonzentration von wenigstens 40 % sind siebeständiger als die Sorten EN 1.4401 (AISI 316) oderAISI 317. Duplexstähle können auch in derartigen oxidierenden Säuren sinnvoll sein, wenn sie Chlorideenthalten. Die Duplexstähle haben jedoch keinenausreichenden Nickelgehalt, um auch gegen die starkreduzierenden Bedingungen in Schwefelsäure mittle-rer Konzentration oder in Salzsäure beständig zu sein.In reduzierender Umgebung kann im Nass-Trocken-Grenzbereich, wo eine Aufkonzentration von Säurestattfinden kann, Korrosion insbesondere des Ferritseintreten und schnell voranschreiten. Ihre Bestän-digkeit unter oxidierenden Bedingungen begründetdie gute Eignung nichtrostender Duplexstähle für denEinsatz in Salpetersäure und in oxidierend einge-stellten organischen Säuren. Dieser Sachverhalt istin Abbildung 7 für Lösungen von 50 %iger Essig-säure mit zunehmenden Anteilen von Ameisensäurebei der jeweiligen Siedetemperatur dargestellt. Ob-wohl die Stähle EN 1.4301 (AISI 304) oder EN 1.4401(AISI 316) diesen starken Säuren bei Raumtemperatur

160

Siedepunkt-Kurve

Alloy 20

Tem

per

atur

(°C

) Temp

eratur (°F)

140

120

100

80

60

40

20

0

320

284

248

212

175

140

104

68

320

Schwefelsäurekonzentration (in Masse-%)

20 40 60 80 100

EN 1.4401(AISI 316)

EN 1.4439 (AISI 317 LMN)

EN 1.4462(2205)

EN 1.4410(2507)

EN 1.4539 (AISI 904L)

EN 1.4547(254 SMO)

14

und mittleren Temperaturen standhalten, sind derStahl EN 1.4462 (2205) und andere Sorten bei vielenVerfahren überlegen, bei denen organische Säurenbei hohen Temperaturen vorliegen. Nichtrostende Du-plexstähle werden wegen ihrer Beständigkeit gegenLoch- und Spannungsrisskorrosion auch in Prozessenmit halogenierten Kohlenwasserstoffen eingesetzt.

5.2 Beständigkeit gegenüber alkalischen Medien

Der hohe Chromanteil und das Vorliegen von Ferritverleihen den Duplexstählen hohe Beständigkeit ge-genüber alkalischen Medien. Bei mäßigen Tempera-turen ist der Korrosionsangriff geringer als bei denStandardausteniten.

5.3 Loch- und Spaltkorrosions-beständigkeit

Für das Verständnis der Loch- und Spaltkorrosion beinichtrostenden Stählen ist es erforderlich, den Be-griff der kritischen Lochkorrosionstemperatur (KLT)zu kennen. Für jeden nichtrostenden Stahl lässt sichin einer bestimmten chloridhaltigen Umgebung eineTemperatur angeben, oberhalb derer Lochkorrosionausgelöst wird und binnen 24 Stunden sichtbar fort-schreitet. Unterhalb dieser Temperatur findet in über-schaubaren Zeiträumen keine Lochkorrosion statt.Diese Temperatur wird als kritische Lochkorrosions-temperatur bezeichnet. Sie ist charakteristisch für

1 ASTM G 150 standard test method for electrochemical critical pitting temperature testing of stainless steels2 ASTM G 48 standard test method for pitting and crevice corrosion resistance of stainless steels and related

alloys by ferric chloride solution

einen bestimmten Stahl in einer bestimmten Umge-bung. Da die Auslösung von Lochkorrosion statisti-schen Zufallsgesetzmäßigkeiten folgt und die kritischeLochkorrosionstemperatur zudem auch von gering-fügigen Schwankungen innerhalb einer Stahlsorteoder zwischen Chargen abhängig ist, wird sie für dieunterschiedlichen Sorten zumeist als eine Tempera-turbandbreite angegeben. Allerdings besteht mit derin ASTM G 1501 beschriebenen Messmethode eineMöglichkeit, die kritische Lochkorrosionstemperaturdurch elektrochemische Messung genau und zuver-lässig zu bestimmen.

In ähnlicher Weise besteht auch eine kritische Tem-peratur für Spaltkorrosion (Kritische Spaltkorrosions-temperatur, KST). Sie wird von der jeweiligen Probe,der chloridhaltigen Umgebung und der Art (Enge,Länge usw.) des Spaltes beeinflusst. Wegen der Ab-hängigkeit von der Spaltgeometrie und der Schwie-rigkeit, Spalte reproduzierbar zu erzeugen, ist dieStreuung der Ergebnisse bei der kritischen Spalt-korrosionstemperatur höher als bei der kritischenLochkorrosionstemperatur. Typischerweise liegt diekritische Spaltkorrosionstemperatur um 15–20 °C(27–36 °F) niedriger als die kritische Lochkorrosions-temperatur für denselben Stahl in derselben Umge-bung.

Ihr hoher Chrom-, Molybdän und Stickstoffgehalt ver-leiht den nichtrostenden Duplexstählen in wässrigenMedien eine sehr hohe Beständigkeit gegen chlorid -induzierte Lokalkorrosion. Je nach Legierungszu-sammensetzung können bestimmte Duplex-Sortenhier zu den leistungsfähigsten nichtrostenden Stählengehören. Wegen ihres relativ hohen Chromgehalts er-reichen die nichtrostenden Duplexstähle ihre guteKorrosionsbeständigkeit sehr wirtschaftlich. Abbil-dung 8 vergleicht eine Reihe nichtrostender Stählein lösungsgeglühtem Zustand in Bezug auf Loch- undSpaltkorrosionsbeständigkeit gemäß ASTM G 482

(6 % Eisenchlorid). Im geschweißten Zustand dürftendie kritischen Temperaturen jeweils etwas niedrigerliegen. Höhere kritische Werte für Loch- und Spalt-korrosion deuten auf höhere Beständigkeit gegen dieAuslösung dieser Korrosionsformen hin. KLT und KSTder Sorte EN 1.4462 (2205) liegen deutlich höher alsdie entsprechenden Werte des Stahls EN 1.4401 (AISI316). Dieser Umstand macht die Sorte EN 1.4462(2205) besonders vielseitig in Situationen anwend-bar, in denen Chloride durch Verdampfung aufkon-zentriert werden, z.B. im Dampfbereich von Wärme-tauschern oder unter Isolationen. Der KLT-Wert vonEN 1.4462 (2205) weist auch darauf hin, dass dieseSorte in vielen Arten von Brackwasser und unbelüf-teten salzangereicherten Wässern eingesetzt werdenkann. Auch in unbelüftetem Meerwasser wurde er be-reits erfolgreich verwendet, sofern Ablagerungendurch hohe Durchflussraten oder andere geeigneteMaßnahmen vermieden werden konnten.Abbildung 7: Korrosion bei austenitischen und Duplex-Stählen in siedenden Lösungen von

50 %iger Essigsäure mit zunehmenden Anteilen an Ameisensäure (Quelle: Sandvik)

0,3

Alloy 28

EN 1.4410 (2507) *

0,25

0,2

0,15

0,1

0,05

0

12

10

8

6

4

2

00 5 10 15 20 25

Kor

rosi

onsg

esch

win

dig

keit

(mm

/Jah

r) Korrosionsgeschw

indigkeit (in

-3/Jahr)

Ameisensäure-Konzentration (in Masse-%)

EN 1.4401(AISI 316L)

EN 1.4438(AISI 317L)

EN 1.4462(2205)

EN 1.4547 (254 SMO)

(*) kein Korrosionsangriff

15

Abbildung 8: Kritische Loch- und Spaltkorrosionstemperaturen (KLT und KST) für ungeschweißte austenitische (links) und Duplexstähle (rechts) imlösungsgeglühten Zustand (gemessen in 6 %iger Eisenchloridlösung gemäß ASTM G 48)

Der Stahl 1.4462 (2205) ist nicht ausreichend spalt-korrosionsbeständig, um in Meerwasser bei kritischenAnwendungen wie dünnwandigen Wärmetauschernoder bei Vorliegen von Spalten und Ablagerungen ein-gesetzt zu werden. Allerdings werden höherlegierteDuplexsorten, deren Werte für die kritische Spaltkor-rosionstemperatur über jenen von EN 1.4462 (2205)liegen – z.B. Superduplex-Stähle – in vielen an-spruchsvollen Meerwasseranwendungen erfolgreicheingesetzt, in denen sowohl Festigkeit als auch Chlo-ridbeständigkeit gefordert sind.

Da die kritische Lochkorrosionstemperatur vom Werk-stoff und der jeweiligen Umgebung abhängt, ist esmöglich, die Wirkung der einzelnen Legierungsele-mente zu untersuchen. Werte für die kritische Loch-korrosionstemperatur, ermittelt gemäß ASTM G 48,Practice A, wurden für eine statistische Regressions-analyse der Legierungsbestandteile nichtrostenderStähle eingesetzt. Dabei wurde jedes Legierungsele-ment als unabhängige Variable behandelt und die kri-tische Lochkorrosionstemperatur war dabei die ab-hängige Variable. Das Ergebnis besagte, dass aus-schließlich Chrom, Molybdän, Wolfram und Stickstoffeindeutige und messbare Einflüsse auf den Wert derkritischen Lochkorrosionstemperatur (KLT) haben,gemäß der Formel

KLT = Konstante + % Cr + 3,3 (% Mo + 0,5 % W) ++ 16 % N

Die Summe der vier Legierungselementvariablen,multipliziert mit ihren Regressionskonstanten, wirdallgemein als Wirksumme (WS) bezeichnet. Der Ko-effizient für Stickstoff variiert je nach Quelle. Wie ausAbschnitt 2 und aus der obigen Gleichung hervorgeht,wird im Fall der Duplexstähle für Stickstoff in der

Regel ein Wert von 16 angesetzt, im Fall der höherlegierten Austenite ein Wert von 20 oder 30 [8]. Die Wirksumme ist nützlich, um innerhalb ein undderselben Stahlgruppe die Sorten in eine Rangfolge zubringen. Allerdings sollte diese Beziehung nicht über-interpretiert werden. Die „unabhängigen Variablen“waren nicht wirklich unabhängig voneinander, weilfür die untersuchten Stähle nominelle Zusammenset-zungen angenommen wurden. Die Beziehungen sindnicht linear. Auch Wechselwirkungen wie z.B. das Zusammenspiel von Chrom und Molybdän wurdenaußer Betracht gelassen. Die Gleichung geht voneinem idealtypischen Werkstoff aus, lässt jedoch dieWirkungen intermetallischer und nichtmetallischerPhasen oder unsachgemäßer Wärmebehandlung außerAcht, welche die Korrosionsbeständigkeit negativ be-einflussen können.

5.4 Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosion

Ursprünglich wurden nichtrostende Duplexstähle vorallem wegen ihrer Beständigkeit gegen Spannungs-risskorrosion (SRK) eingesetzt. Im Vergleich zu auste-nitischen Sorten mit ähnlicher Loch- und Spaltkorro-sionsbeständigkeit weisen Duplexstähle eine deutlichhöhere Beständigkeit gegen Spannungsrisskorrosionauf. In der chemischen Verfahrenstechnik haben nicht-rostende Duplexstähle austenitische Sorten in solchenAnwendungen abgelöst, in denen ein deutliches SRK-Risiko besteht. Wie die meisten Werkstoffe kann je-doch auch Duplexstahl unter bestimmten UmständenSRK erleiden, und zwar bei hohen Temperaturen undchloridhaltiger Umgebung oder wenn Wasserstoffver-sprödung ins Spiel kommt.

90CCT (°C) CPT (°C)

80

70

60

50

40

30

20

10

0

-10

-20

Tem

per

atur

(°C

)

1.4162S32101

1.4301304L

1.4404316L

1.4438317L

1.4439317LMN

1.4539904L 6 % Mo

1.43622304

1.44622205 255

1.44102507

16

Beispiele für Bedingungen, unter denen bei Duplex -stählen SRK zu erwarten ist, umfassen den Test mitkochendem 42 %igem Magnesiumchlorid, Tropfenver-dampfung bei hoher Metalltemperatur sowie Kontaktmit wässrigen Chloridsystemen, in denen die Tempe-ratur höher ist, als es unter atmosphärischem Druckmöglich wäre.

Eine Darstellung der relativen chloridinduziertenSpannungsrisskorrosionsbeständigkeit für eine Reihewerksseitig geglühter austenitischer und Duplex-Stähle in hochchloridhaltiger Umgebung vermitteltAbbildung 9 [9]. Der Tropfenverdampfungstest, derzur Ermittlung dieser Daten eingesetzt wurde, ist sehraggressiv, weil er bei einer Temperatur von 120 °C(248 °F) durchgeführt wird und die Chloridlösungdurch Verdampfung aufkonzentriert wird. Die zweiaufgeführten Stähle, EN 1.4462 (2205) und EN 1.4410(2507) brechen bei einem Bruchteil ihrer 0,2 %-Dehngrenze, allerdings bei weit höheren Werten alsder austenitische Stahl EN 1.4401 (AISI 316). Auf-grund ihrer SRK-Beständigkeit in wässrigen Lösungenbei atmos phärischem Druck, z.B. unter Isolierungen,können Duplexstähle unter Bedingungen eingesetztwerden, unter denen die Sorten EN 1.4301 (AISI 304)und 1.4401 (AISI 316) erfahrungsgemäß versagen.Tabelle 4 fasst das SRK-Verhalten verschiedenernichtrostender Stähle in unterschiedlichen Umge-bungen und bei unterschiedlichem Beanspruchungs-ausmaß zusammen. Die Bedingungen auf der linkenSeite sind wegen ihrer sauren Salze korrosiv, jene auf

Abbildung 9: Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit werksseitig geglühter nichtrosten-der austenitischer und Duplex-Stähle im Tropfenverdampfungstest mit einer Natrium-chloridlösung bei 120 °C (248 °F). Die mechanische Spannung, bei der Spannungsriss -korrosion auftritt, ist in Prozent der 0,2 %-Dehngrenze angegeben (Quelle: Outokumpu)

der rechten Seite wegen der hohen Temperaturen. Inder Mitte ist die Beanspruchung weniger stark. Unterallen diesen Bedingungen erleiden austenitischeStandardsorten mit weniger als 4 % Molybdän chlorid -induzierte Spannungsrisskorrosion. Demgegenübersind die Duplex-Stähle im mittleren Bereich der mo-deraten Testbedingungen beständig.

Die Beständigkeit gegenüber wasserstoffinduzierterSpannungsrisskorrosion ist eine komplexe Funktion,die nicht allein vom Ferritanteil bestimmt wird, son-dern auch von der Festigkeit, der Temperatur, den Bedingungen der Wasserstoffbeladung und der ange-wendeten mechanischen Beanspruchung. Trotz ihrerAnfälligkeit für wasserstoffinduzierte Spannungsriss-korrosion werden nichtrostende Duplexstähle durch-aus auch in wasserstoffhaltigen Umgebungen einge-setzt, vorausgesetzt, die Betriebsbedingungen sindgenau bekannt und werden sicher eingehalten. Derbekannteste Anwendungsfall sind hochfeste Rohre,in denen Mischungen von mildem Sauergas und Salzlösungen gefördert werden. Abbildung 10 [10]zeigt Betriebsbedingungen, unter denen die Sorte EN 1.4462 (2205) in natriumchloridhaltigen Schwefel-wasserstoff-Umgebungen beständig bzw. anfällig ist.

Rohre aus nichtrostendem Duplexstahl (Quelle: Butting)

100

90

80

70

60

50

40

30

20

10

0

Pro

zent

wer

te d

er 0

,2 %

-Deh

ngre

nze,

bei

den

en S

RK

auf

tritt

1.4401316

1.4162S32101

1.44622205

1.44102507

1.4539904L 6 % Mo

17

Risse zu erwarten Risse möglich Risse nicht zu erwarten Unzureichende Daten

Sorte

42 % MgCl2, siedend, 154 °C, U-Biegeprobe

35 % MgCl2, siedend, 125 °C, U-Biegeprobe

Tropfenverdampfung, 0,1M NaCl120 °C, 0,9 × 0,2 %-Dehngrenze

Wick-Test 1500 ppm Cl als NaCl 100 °C

33 % LiCl2, siedend, 120 °C, U-Biegeprobe

40 % CaCl2, 100 °C, 0,9 × 0,2 %-Dehngrenze

25–28 % NaCl, siedend, 106 °C, U-Biegeprobe

26 % NaCl, Autoklav, 155 °C, U-Biegeprobe

26 % NaCl, Autoklav, 200 °C, U-Biegeprobe

600 ppm Cl (NaCl), Autoklav,300 °C, U-Biegeprobe

100 ppm Cl (Meersalz + 02), Autoklav, 230 °C, U-Biegeprobe

EN 1.4307(AISI 304L)EN 1.4404(AISI 316L)

Superduplex25 % Cr DuplexEN 1.4462(2205)

EN 1.4162(S32101)EN 1.4062(S32202)

3RE60

Abbildung 10: Korrosion des nichtrostenden Duplexstahls EN 1.4462 (2205) in 20 %iger Natriumchlorid-Schwefel-wasserstoff-Umgebung, basierend auf elektrochemischer Vorhersage und experimentellen Ergebnissen

Tabelle 4: Vergleich der Spannungsrisskorrosionsbeständigkeit von austenitischen und Duplex-Stählen im ungeschweißten Zustand, ermittelt inbeschleunigten Labortests (Quellen: verschiedene)

300

SRK

KeineSRK

Örtlicher Korrosions-

angriff

PassivKein Angriff

Aktiv

Flächenkorrosion

20 % NaCl

H2S-Druck (MPa)

Tem

per

atur

(°C

) Temp

eratur (K)

200

100

010 -2 10 -1 10 10 1

500

400

300

G G G

G G

GG

L1

L1N

L1

L1A

C

B

18

6 Anwendungsbezogene Spezifikationen und Qualitätskontrolle

Ein entscheidender Gesichtspunkt für die Spezifika-tionen und für die Qualitätskontrolle bei der Verar-beitung von nichtrostenden Duplexstählen ist die Bei-behaltung der Eigenschaften nach dem Schweißen.Der Duplexstahl-Ausgangswerkstoff muss eine sol-che Legierungszusammensetzung und Verarbeitungaufweisen, dass sich nach einem sachgerechtenSchweißen die gewünschten Eigenschaften ergeben.

6.1 Standard-Prüferfordernisse

6.1.1 Chemische Zusammensetzung

Bei der Auswahl nichtrostender Duplexstähle derzweiten Generation ist zunächst von den EN- oderASTM-Normen auszugehen. Der Stickstoffgehalt istvorteilhaft: Er wirkt übermäßiger Ferritbildung in derWärmeeinflusszone (WEZ) entgegen und verbessertdie metallurgische Stabilität. Die Obergrenze des Gehalts an Stickstoff wird durch dessen Löslichkeitin der Schmelze bestimmt. Sie kommt in der Ober-grenze des Stickstoffgehalts in der Norm zum Aus-druck. Der Mindest-Stickstoffgehalt sagt dagegennichts über den Wert aus, der erforderlich ist, umbestmögliches Schweißverhalten zu erreichen. EinBeispiel hierfür ist die Sorte S31804, die ursprüng- liche Zusammensetzung des Stahls 2205 [11].

Solange der Stickstoffgehalt am unteren Ende der für die Sorte S31803 gültigen Analysebandbreite von 0,08 bis 0,20 % angesiedelt war, hatte der Stahl2205 nur unbefriedigendes Wärmebehandlungs- undSchweißverhalten. Praxiserfahrungen ergaben, dassallgemein ein Mindest-Stickstoffgehalt von 0,14 % als Untergrenze für einen gut schweißbaren Stahl2205 anzusetzen war. Da diese Anforderung häufigspezifiziert wurde, ist mit Rücksicht auf die verarbei-terseitigen Anforderungen an die Schweißbarkeitschließlich die neue Variante des Stahls 2205 mit derBezeichnung S32205 eingeführt worden. Auch dieSuperduplex-Stähle haben erhöhte Stickstoffgehalteund tragen damit der besonderen Bedeutung diesesElements Rechnung.

Zuweilen begründen Anwender ihre Spezifikationenmit der Wirksumme (WS). Zwar ist die Wirksumme ge-eignet, innerhalb einer Stahlfamilie verschiedene Sor-ten in eine Reihenfolge der Korrosionsbeständigkeitzu bringen; allerdings sind Zusammensetzungen, dienach Maßgabe der Wirksumme modifiziert wurden,nicht immer metallurgisch sinnvoll. Die Wirksummemag nützlich sein, um zwischen verschiedenen vorlie-genden Sorten zu wählen; sie kann jedoch die fälsch-liche Vermutung nahelegen, dass Chrom und Molybdändurch Stickstoff zu ersetzen wären. Metallurgisch

begünstigen Chrom und Molybdän jedoch die Bildungvon Ferriten und intermetallischen Phasen, währendStickstoff ein Austenitbildner ist und die Bildung inter-metallischer Phasen erschwert. Daher sollte die Wahlder Zusammensetzung von Standardsorten ausgehenund ggf. den Stickstoffgehalt auf den oberen Bereichder Analysebandbreite der jeweiligen Sorte eingren-zen. Unabhängig von der gewählten Sorte muss diechemische Zusammensetzung auf jeden Fall dieselbewie bei der Qualifizierung des Schweißverfahrenssein. Nur so ist letztere auch aussagekräftig für die inder Fertigung zu erwartenden Ergebnisse.

6.1.2 Lösungsglühen und Abschrecken

Neben der chemischen Zusammensetzung ist auchdie Wärmebehandlung wichtig für ein berechenbaresSchweißverhalten. Bei austenitischen Stählen liegtder Zweck des Glühens darin, den Werkstoff zu re-kristallisieren und den Kohlenstoff in Lösung gehenzu lassen. Im Falle der niedrigkohlenstoffhaltigenSorten („L“-Sorten in der AISI-Bezeichnung) könnendie nichtrostenden Stähle mit Wasser abgeschrecktoder mit Luft abgekühlt werden, weil sich schädlicheMengen von Karbiden erst nach vergleichsweise lan-ger Zeit erneut bilden. Bei Duplexstählen führt jedochselbst bei optimalem Stickstoffgehalt bereits ein Ver-bleib von wenigen Minuten im kritischen Temperatur -bereich zu Einbußen an Korrosionsbeständigkeit undZähigkeit [12]. Wenn ein Stahl im Lieferzustand lang-sam abgekühlt wird, steht die Zeit, in welcher der Be-reich von 700 bis 980 °C (1300 bis 1800 °F) durch-schritten wird, für spätere erneute Wärmeexpositionnicht mehr zur Verfügung. Der Schweißer muss alsoschneller arbeiten, wenn in der WEZ keine interme-tallischen Phasen auftreten sollen.

Obgleich Werkstoffnormen, z.B. ASTM, es zulassen,dass bestimmte Duplex-Stähle „mit Wasser abge-schreckt oder auf anderem Wege schnell abgekühlt“werden, wird die beste Schweißeignung erzielt, wenndas Abkühlen von der Glühtemperatur möglichstschnell erfolgt. Dabei bleibt allerdings unberücksich-tigt, dass das Abschrecken mit Wasser Verzug und Eigenspannungen zur Folge haben kann. Bei der Her-stellung von Bändern in modernen Anlagen hat sichdas Abkühlen mit Luft bewährt. Bei Grobblechen er-bringt demgegenüber die Abkühlung mit Wasser optimale metallurgische Voraussetzungen für einegute Schweißeignung. Lässt man die Temperatureines Grobbleches oder eines Fittings vor dem Ab-kühlen bereits in den Bereich zwischen 700 und 980 °C (1300 bis 1800 °F) absinken, können inter-metallische Phasen entstehen.

19

Eine weitere Möglichkeit, sich optimaler Ausgangs-bedingungen zu vergewissern, liegt in einer Untersu-chung der Werkstoffe im Anlieferungszustand auf dieFreiheit von intermetallischen Phasen. ASTM A 9233

greift auf metallographische Untersuchungen, Kerb-schlagversuche oder Korrosionsprüfungen zurück,um die Abwesenheit eines schädlichen Ausmaßes anintermetallischen Phasen nachzuweisen. Bei dieserPrüfung wird lediglich festgestellt, ob unerwünschteAusscheidungen bereits vorliegen. Die Euronormensehen eine derartige Untersuchung nicht vor. Mit die-ser Prüfung wird die werksseitige Behandlung daraufüberprüft, dass sich keine unerwünschten interme-tallischen Phasen gebildet haben. Die Prüfung erfolgtanalog dem in ASTM A 2624 or EN ISO 3651-25 fest-geschriebenen Verfahren, mit dem austenitischeStähle auf Sensibilisierung durch Chromkarbidaus-scheidungen untersucht werden. ASTM A 923 beziehtsich ausschließlich auf die Stähle 2205 (S31803 und32205), 2507, 255 und S32520; weitere Duplex-Stähle werden möglicherweise folgen. Viele Verar-beiter haben diese oder ähnliche Tests zu festen Bestandteilen des Qualifizierungsverfahrens für dieSchweißverarbeitung gemacht.

6.2 Besondere Prüfungsan-forderungen

6.2.1 Zugversuche und Härteprüfung

Im Vergleich zu austenitischen Sorten haben nicht-rostende Duplexstähle eine hohe Festigkeit. Zuwei-len schreiben Verarbeiter Höchstwerte für Festigkeitoder Härte fest. Hierbei wird möglicherweise einePraxis aus dem Umgang mit martensitischen Stählenübertragen, bei denen nicht angelassener Martensithohe Festigkeit und Härte verursachen kann. Duplex -stähle bilden beim Abkühlen keinen Martensit. Derenhohe Festigkeit ist das Ergebnis hohen Stickstoffge-halts, der Duplex-Struktur selbst sowie der Kaltver-festigung, die u.U. beim Walzen und Richten entstan-den ist.

Härteprüfungen können eine wirksame Methode seinzu zeigen, dass bei der Verarbeitung keine übermä-ßige Kaltverfestigung eingetreten ist. Allerdings mussin diesem Fall die Prüfung zwischen der Oberflächeund der Mitte des Querschnitts erfolgen und nicht ander Oberfläche selbst, die lokal und begrenzt verfestigtsein kann.

3 ASTM A 923 Standard test methods for detecting detrimental intermetallic phases in duplex austenitic/ferritic stainless steels4 ASTM A 262 Standard practices for detecting susceptibility to intergranular attack in austenitic stainless steels5 EN ISO 3651-2 Ermittlung der Beständigkeit nichtrostender Stähle gegen interkristalline Korrosion Teil 2: Nichtrostende austenitische

und ferritisch-austenitische (Duplex)-Stähle; Korrosionsversuch in schwefelsäurehaltigen Medien

Chemikalientanker; Innenansicht des Tanks aus dem Werkstoff EN 1.4462 (2205); (Quelle:ThyssenKrupp Nirosta)

6.2.2 Biegetests

Biegetests werden verbreitet zur Qualifizierung vonSchweißverfahren bei austenitischen Stählen ange-wandt, weil im Schweißnahtbereich die Gefahr derRissbildung besteht, besonders bei Schweißnahtge-fügen mit hohem Austenitanteil, die starken Belas-tungen ausgesetzt sind.

Bei Duplexstählen ist die Aussagekraft von Biegetestsfür die Qualität von Schweißnähten begrenzt, dennsie erstarren ferritisch, haben eine höhere Wärme-leitfähigkeit und eine geringere Wärmeausdehnung.Mit Biegetests lassen sich zwar grobe Ferritüber-schüsse feststellen, sofern die getestete Stelle genauin den betroffenen Bereich fällt; sie sind jedoch kaumin der Lage, das Vorliegen intermetallischer Phasenauf jenem niedrigen Niveau anzuzeigen, das für Korro-sionsbeständigkeit und Zähigkeit bereits nachteiligist.

20

6.2.3 Kerbschlagversuche und metallo-graphische Untersuchungen auf intermetallische Phasen

Kerbschlagversuche können auf zwei Arten dazu ein-gesetzt werden, Werkstoffe auszuwählen oder Ver-fahren zu qualifizieren:

• Prüfung auf das Vorliegen inakzeptabler Eigen-schaften des Werkstoffs, z.B. überhöhter Ferritan-teile oder intermetallischer Phasen;

• Nachweis, dass das Werkstück den gestellten An-forderungen entspricht.

Im ersteren Fall beschreibt die Norm ASTM A 923einen Test für den Stahl 2205. Ein Absinken der Zähig -keit gemäß ASTM A 923, Methode B, bei einem Stan-dard-Charpy-Test bei -40 °C/F auf weniger als 54 J(40 ft-lb) deutet auf die Fehlerhaftigkeit des werks-seitig geglühten Produktes hin. Um sicherzustellen,dass Wärmebehandlung und Abkühlung sachgerechterfolgt sind, sollten Tests nach ASTM A 923, MethodeB (oder nach dem Korrosionstest, Methode C) für jedeSchmelze als Qualitätskontrolle vorgesehen werden.Allerdings lässt ASTM A 923 auch metallographischeUntersuchungen (Methode A) als Screening-Test fürdie Akzeptanz, nicht aber für die Ablehnung zu.Wegen der für Methode A erforderlichen vertieftenmetallographischen Kenntnisse sollte der Anwendervorsichtshalber den Korrosionstest nach Methode Cverlangen und nicht die metallographische Untersu-chung. Eine Möglichkeit, dies zu erreichen, liegt darin,die Angabe der Korrosionsrate zu fordern.

Ein Vorteil der Methode A nach ASTM A 923 ist dieFeststellung intermetallischer Phasen in der Werk-stückmitte, wie in Abbildung 7 von ASTM A 923 dar-gestellt. Intermetallische Phasen in Werkstückmitteführen dazu, dass das Material nach Methode A ver-worfen wird, nicht jedoch notwendigerweise nachdem Kerbschlagtest gemäß Methode B. Da inter- metallische Phasen in Werkstückmitte zur Delamina-tion des Grobblechs während des Umformprozesses,des thermischen Schneidens oder des Schweißensführen können, sollte der Anwender darauf bestehen,dass ergänzend zu den Methoden B oder C auch ein Test gemäß Methode A durchgeführt wird unddass Material, das intermetallische Phasen in Werk-stückmitte aufweist, zurückgewiesen wird. ObwohlASTM A 923 aussagt, dass Methode A nicht für eine Zurückweisung Anwendung finden soll, steht es demAbnehmer frei, strengere Anforderungen zu stellen.Produkte, die im Bereich der Mitte intermetallischePhasen zeigen, wie sie aus ASTM A 923, Abbildung 7ersichtlich sind, sollten nicht akzeptiert werden.

Der zweite Anwendungsfall für Kerbschlagversuche,nämlich die Beurteilung des Ausgangsmaterials, deraufgeschmolzenen Zone und der Wärmeeinflusszoneunter Bedingungen, die anspruchsvoller sind als dievorgesehenen Betriebsbedingungen, sind kosten-günstig und liegen auf der sicheren Seite. Bei der

Schweißnahtprüfung müssen Versuchstemperaturund Akzeptanzkriterien spezifisch für die Schweiß-verbingung sein und in einem sinnvollen Zusam-menhang mit den Betriebsbedingungen stehen. DieZähigkeit ist nicht so hoch wie im Lieferzustand.Niedrigere Zähigkeitswerte im Schweißnahtbereichsind nicht notwendigerweise ein Anzeichen für inter-metallische Phasen, sondern deuten häufig auf er-höhten Sauerstoffgehalt hin, besonders bei Unter-Pulver-Schweißungen.

ASME hat jüngst neue Anforderungen für nichtros-tende Duplexstähle mit einer Dicke von mehr als 9,5 mm (0,375 Zoll) formuliert [13]. Sie basieren auf Charpy-Kerbschlagversuchen bei oder unterhalbder unteren Auslegungstemperatur (minimum designmetal temperature, MDMT) für den Werkstoff. Als Akzeptanzkriterium gilt die Querdehnung, mit dernachgewiesen wird, ob der Ausgangswerkstoff unddie eingebrachten Schweißnähte den Betriebsanfor-derungen an die Zähigkeit entsprechen. Der ASME-Test unterscheidet sich vom ASTM-Test A 923 inso-fern, als ersterer Versuche mit drei Proben vorsieht.Dies entspricht dem gängigen Verfahren, eine für denBetrieb ausreichende Zähigkeit festzustellen. Dabeimüssen sowohl die Mindest- als auch die Durch-schnittswerte nachgewiesen werden. ASME erfordertdie Prüfung des Ausgangswerkstoffes, der Schweiß-nähte und der Wärmeeinflusszone für jede Schmelzedes Grundwerkstoffs und für jede Charge des Schweiß-zusatzwerkstoffes.

Aus Gründen der Prüfökonomie ist es bei konservativerBetrachtung möglich, die niedrigere der beiden Test-temperaturen, d.h. -40 °C/F nach ASTM A 923 oderdie untere Auslegungstemperatur nach ASME, heran-zuziehen und die Zähigkeit bei Dreifachproben so-wohl durch die Kerbschlagarbeit als auch durch dieQuerdehnung zu messen.

6.2.4 Phasenanteile gemäß metallo-graphischer oder magnetischerMessung

Die Phasenanteile von Austenit und Ferrit variierenbei Duplexstählen im Lieferzustand von Schmelze zuSchmelze und Charge zu Charge nur sehr wenig, weilsie mit sehr geringen Analysebandbreiten und genaudefinierten Glühparametern erzeugt werden. DerStahl EN 1.4462 (2205) enthält üblicherweise 40 %bis 50 % Ferrit. Aus diesem Grund ist die Bestimmungder Phasenanteile im werksseitig geglühten Zustandnur von begrenztem Wert.

Gleichwohl kann es zweckmäßig sein, den Ferritanteilfestzustellen, um ein Schweißverfahren auf mögli-chen überhöhten Ferritgehalt in der Wärmeeinfluss-zone (WEZ) zu überprüfen. Eine genaue Feststellungder Phasenanteile bei einem Duplexstahl erfordertnormalerweise eine metallographische Untersuchungund eine Punktzählung, z.B. gemäß ASTM E 562 (von

21

Hand) oder E 1245 (automatisiert). Da in nichtrosten-den Duplexstählen Austenit und Ferrit in feinster Ver-teilung nebeneinander vorliegen, sind ferromagneti-sche Testverfahren nur begrenzt zuverlässig, sofernnicht Vergleichsmuster von identischer Geometrieund metallographisch bestätigten Phasenanteilen vor-liegen. AWS A4.2-91 und EN ISO 82496 beschreibenMethoden zur Kalibrierung magnetischer Instrumente,mit denen Ferrit in Duplex-Schweißnähten festge-stellt und als Ferritnummer (ferrite number, FN) an-gegeben wird. Die Akzeptanzspanne ist für Schweiß-nähte wesentlich größer als für das Ausgangsmaterial.Sofern Zähigkeit und Korrosionsbeständigkeit inSchweißnaht und Wärmeeinflusszone ausreichendsind – nachgewiesen durch Versuche z.B. nach ASTMA 923 – können die angestrebten Duplex-Eigenschaf-ten bei Ferritanteilen zwischen 25 % und 75 % erreichtwerden. Bei magnetischen Messungen gelten Ferrit-nummern von 30 bis 90 als akzeptabel.

Bei Material, das bereits in Service-Centern oder beiHändlern eingelagert ist, stellt sich die Bestimmungder Phasenanteile aufwändiger dar als nach der Her-stellung im Werk. Probennahme und Einzeluntersu-chungen können auch die Lieferung verzögern.

Da intermetallische Phasen nichtmagnetisch sind,sind magnetische Messungen ungeeignet, Sigma-und Chi-Phase nachzuweisen.

6.2.5 Korrosionsprüfungen

Die Korrosionsprüfung lösungsgeglühter Werkser-zeugnisse nach ASTM A 923, Methode C, ist eine derkostengünstigsten Prüfmöglichkeiten, unerwünschteGefügezusammensetzungen festzustellen. Die Aus-scheidung von intermetallischen Phasen und evtl.Chromnitriden in einem übermäßig ferrithaltigen Gefüge äußert sich in einem Verlust an Lochkorro -sionsbeständigkeit. Diese Phasen führen zu Werten für die kritische Lochkorrosionstemperatur (KLT), dieum 15 °C oder mehr unter denen von einwandfrei lösungsgeglühtem Material liegen. Die Bestimmungdes KLT-Istwertes für eine Probe ist relativ teuer, weilentweder Mehrfachtests nach ASTM G 48 oder Testsvon Einzelproben nach ASTM G 150 erforderlich sind.Allerdings kann bereits ein einzelner Korrosionsver-such nach ASTM A 923, Methode C, 10–15 °C unter-halb des für einen Duplexstahl typischen KLT-Wertsdas Vorliegen unerwünschter Phasen nachweisen.Werden Korrosionstests zur Ermittlung unerwünsch-ter Phasen eingesetzt, sollte jegliches Auftreten vonKorrosion an den Oberflächen oder Rändern als Zu-rückweisungskriterium gelten. Zwar sind die Ränder

oft gar nicht den späteren Betriebsbedingungen aus-gesetzt; jedoch ist es Ziel des Tests, schädliche Pha-sen erkennbar zu machen, und diese treten vermehrtin der Mitte des Blechquerschnitts auf, so dass siesich durch Korrosion im Randbereich bemerkbar ma-chen. Bevor es den Test ASTM A 923 gab, wurde vorallem der „modifizierte ASTM G 48-Test“ angewandt.Allerdings beschreibt G 48 einen Labortest, keinenAbnahmetest. Wird der G-48-Test gefordert, mussauch angegeben sein, welches G-48-Verfahren an-gewandt werden soll. Zusätzlich müssen die folgen-den Versuchsbedingungen festgeschrieben werden:

• Vorbereitung der Oberfläche, • Versuchstemperatur, • Versuchsdauer, • Einschluss oder Ausschluss von Randkorrosion,• Definition eines Akzeptanzkriteriums.

ASTM A 923 ist ein Abnahmetest, mit dem die Ab-wesenheit schädlicher intermetallischer Phasen beiWerkserzeugnissen vergleichsweise schnell und kostengünstig geprüft werden kann. ASTM A 923,Methode C zieht die gleichmäßige Flächenkorrosionals Akzeptanzkriterium heran.

6 EN ISO 8249, Schweißen - Bestimmung der Ferrit-Nummer (FN) in austenitischem und ferritisch-austenitischem(Duplex-)Schweißgut von Cr-Ni-Stählen

Verlegung von nichtrostendem Duplex-Betonstahl auf einerBrückendecke (Quelle: Hardesty & Hanover, LLP)

22

Dies mag zunächst verwundern, denn schließlichgeht es um das Aufspüren von Lochkorrosion. Aller-dings wurde dieser Ansatz aus zwei Gründen ge-wählt:

1. Da Gewichtsverlust als Kriterium angesetzt wird,entfällt die schwierige und oft subjektive Bewer-tung, was als Loch zu werten sei. Der Gewichts-verlust, der zur Zurückweisung führt, ist einerseitsgroß genug, um leicht messbar zu sein, anderer-seits jedoch klein genug, um die Art der Grübchen-bildung erkennen zu lassen, die sich aufgrund derintermetallischen Phasen innerhalb von 24 Stundenzeigt.

2. Wenn der Flächenabtrag gemessen wird, könnenProben jedweder Größe oder Form getestet werden,solange nur die Gesamtoberfläche festzustellenist.

Der Korrosionstest ist auf der sicheren Seite und un-abhängig von Probengeometrie und geprüfter Stelle –ganz im Gegensatz zum Charpy-Test, bei dem Rich-tung und Lage der Kerbe kritisch sind. Der Korrosi-onstest ist zur Qualifikation von Schweißverfahrengeeignet und dient auch als kostengünstige Methode,ausgeführte Schweißnähte stichprobenartig zu prüfen.

Allerdings muss berücksichtigt werden, dass lösungs-geglühter Grundwerkstoff und Schweißnaht ein unter -schiedliches Ausmaß an Korrosionsbeständigkeit auf-weisen können. Selbst eine sachgerecht ausgeführteSchweißnaht kann KLT-Werte ergeben, die 5–15 °Cniedriger liegen als für den Grundwerkstoff – abhängigvon Schweißverfahren, Schutzgas und Stahlsorte.

6.2.6 Schweißnahtausführung und -prüfung

Die bei Duplexstählen möglicherweise auftretendenProbleme sind für den Schweißer nicht unmittelbarerkennbar. Auch lassen sie sich durch zerstörungs-freie Werkstoffprüfung nicht feststellen. Der Schwei-ßer muss sich bewusst sein, dass die Qualität derSchweißnaht im späteren Einsatz, ablesbar an Zä-higkeit und Korrosionsbeständigkeit, davon abhängt,dass er die vorgeschriebenen Verfahren genau ein-hält. Abweichungen hiervon fallen bei der Fertigungmöglicherweise gar nicht auf, gefährden jedoch Ver-fügbarkeit und Betriebsfestigkeit.

Brücke in Cala Galdana auf Menorca aus Duplex-Stahl der Sorte EN 1.4462 (2205); (Quelle: Pedelta)

23

600

500

400

300

200

100

00 50 100 150 200 250 300 350

0,2

%-D

ehng

renz

e (M

Pa)

Temperatur (°C)

ASTM EN

Sorte UNS-Nr. 0,2 %-Dehn- Zugfestig- Bruch- EN-Nr. 0,2 %-Dehn- Zugfestig- Bruch-grenze keit dehnung grenze keit Rm dehnungMPa (ksi) MPa (ksi) in 2 Zoll MPa (ksi) MPa (ksi) A 5

% %

2304 S32304 400 (58) 600 (87) 25 1.4362 400 (58) 630 (91) 25

2205 S32205 450 (65) 655 (95) 25 1.4462 460 (67) 640 (93) 25

2507 S32750 550 (80) 795 (116) 15 1.4410 530 (77) 730 (106) 20

EN 1.4410 (2507)

EN 1.4462 (2205)

EN 1.4362(2304)

EN 1.4404 (AISI 316L)

EN 1.4501(UNS S32760)

7 Mechanische EigenschaftenNichtrostende Duplexstähle haben herausragendemechanische Eigenschaften, wie in Tabelle 5 für dieStandardsorten aufgelistet ist. Die 0,2 %-Dehngrenzebei Raumtemperatur ist im lösungsgeglühten Zustandetwa doppelt so hoch bei nicht mit Stickstoff legierenStandardausteniten. Vielfach können Wanddickenhierdurch konstruktiv dünner bemessen werden. Ab-bildung 11 zeigt einen Vergleich der typischen 0,2 % -Dehngrenzen verschiedener Duplex-Stähle mit denender austenitischen Sorte EN 1.4404 (AISI 316L) zwi-schen Raumtemperatur und 300 °C (570 °F). Wegender Gefahr der 475 °C- (885 °F-) Versprödung der fer-ritischen Phase sollten Duplexstähle nicht längereZeit oberhalb der Temperaturen eingesetzt werden,welche die jeweiligen technischen Regelwerke fürDruckbehälter vorsehen (siehe Tabelle 2).

Die mechanischen Eigenschaften der nichtrostendenDuplexstähle sind in hohem Maße anisotrop, also

Abbildung 11: Vergleich typischer 0,2 %-Dehngrenzen von nichtrostenden Duplexstählen und dem Stahl EN 1.4404(AISI 316L) zwischen Raumtemperatur und 300 °C (Quelle: Produktdatenblatt)

richtungsabhängig. Diese Anisotropie geht auf dieStreckung des Korns und auf die kristallographischeStruktur zurück, die durch das Warm- und Kaltwalzenbedingt ist (siehe Abbildung 2). Während das Erstar-rungsgefüge der nichtrostenden Duplexstähle norma-lerweise isotrop ist, liegen beim Walzen oder Schmie-den sowie beim anschließenden Glühen beide Phasenvor. Das Erscheinungsbild der beiden Phasen im Endprodukt lässt die Umformrichtung erkennen. DieFestigkeit ist quer zur Walzrichtung höher als inLängsrichtung. Die Kerbschlagzähigkeit ist, wenn dieEinkerbung quer zur Walzrichtung verläuft, höher als wenn sie in Walzrichtung liegt. Die gemessenenZähigkeitswerte liegen beim Charpy-Test in Längs-richtung der Probe (L-T) höher als in anderen Rich-tungen. Die Kerbschlagarbeit der Querprobe einesDuplex-Grobbleches liegt üblicherweise bei 1/2 bis2/3 der Werte für eine Längsprobe.

Tabelle 5: Mindestwerte der Festigkeit nach ASTM und EN für Grobbleche aus nichtrostendem Duplexstahl

24

ASTM A 240 EN 10088-2

UNS-Nr. Sorte Mindest-Bruchdehnung (%) EN-Nr. Mindest-Bruchdehnung (%)*

P H C

S32003 25

S32101 30 1.4162 30 30 30

S32202 30 1.4062

S32304 2304 25 1.4362 25 20 20

S32205 2205 25 1.4462 25 25 20

S32750 2507 15 1.4410 20 15 15

S30403 304L 40 1.4307 45 45 45

S31603 316L 40 1.4404 45 40 40

110

100

50

40

30

20

90

80

70

60

1030 40 50 60 70 80 90 100 110 120

Biegewinkel (Grad)

Ble

iben

der

Bie

gew

inke

l (G

rad

)

EN 1.4462(2205)

EN 1.4362 (2304)

EN 1.4404(AISI 316L)

Trotz ihrer hohen Festigkeit weisen nichtrostende Duplexstähle gute Duktilität und Zähigkeit auf. ImVergleich zu Baustählen oder ferritischen nichtros-tenden Stählen erfolgt der Duktil/Spröde-Übergangallmählicher. Nichtrostende Duplexstähle behalten ihregute Zähigkeit selbst bei niedrigen Umgebungstem-peraturen, z.B. -40 °C/F, bei. Zähigkeit und Festigkeit

Abbildung 12: Vergleich des Rückfederungsverhaltens von nichtrostenden Duplexstählen und dem Stahl EN 1.4404(AISI 316L) mit einer Dicke von 2 mm (0,08 Zoll)

sind allerdings im Allgemeinen niedriger als bei aus-tenitischen Sorten, bei denen überhaupt kein Duktil/Spröde-Übergang festzustellen ist und die ihre aus-gezeichnete Zähigkeit bis hinab zu kryogenen Tem-peraturen behalten. Tabelle 6 zeigt einen Vergleichder Mindest-Bruchdehnung bei Zugprüfungen vonaustenitischen Standardsorten und Duplex-Stählen.

Tabelle 6: Vergleich der Duktilität von austenitischen und Duplex-Stählen gemäß den Anforderungen in ASTM A 240und EN 10088-2

P = warmgewalztes Grobblech H = warmgewalztes Band C = kaltgewalztes Band und Blech * Querrichtung

25

1400

Zugfestigkeit

0,2 %-Dehngrenze

HV

Bruchdehnung

1300

800

700

600

1200

1100

1000

900

600

550

300

250

500

450

400

350

32

28

8

4

0

24

20

16

12

30

26

6

2

22

18

14

10

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Kaltverformung (%)

Sp

annu

ng (N

/mm

2 )

Bru

chd

ehnu

ng (%

)

HV

Abbildung 13: Auswirkung der Kaltverfestigung auf die mechanischen Eigenschaften des nichtrostenden DuplexstahlsEN 1.4462 (2205) (Quelle: Baosteel)

Obwohl die hohe 0,2 %-Dehngrenze der nichtrosten-den Stähle es oft ermöglicht, Wanddicken im Rahmenjener Grenzen zu verringern, die Beulsteifigkeit undElastizitätsmodul setzen, können sie bei der Verar-beitung besondere Beachtung erfordern. Wegen derhöheren Festigkeit sind bei der Umformung größereKräfte nötig. Beim Abkanten ist auch die Rückfede-rung entsprechend ausgeprägter als bei Austeniten.Ein Vergleich des Rückfederungsverhaltens zweierDuplexstähle mit der Sorte EN 1.4404 (AISI 316L) istaus Abbildung 12 ersichtlich. Duplexstähle sind weni-ger duktil als austenitische, so dass möglicherweisegrößere Biegeradien erforderlich sind, um Rissbildungzu vermeiden.

Die Werkzeug-Standzeit ist bei der Verarbeitung nicht-rostender Duplexstähle wegen deren größerer Härteund ausgeprägten Kaltverfestigung in der Regel ge-ringer als bei austenitischen Sorten. Auch die Bear-beitungszeit ist in der Regel länger. Möglicherweisemuss zwischen verschiedenen Umformvorgängen ge-glüht werden, weil die Duktilität der Duplex-Stählenur ungefähr halb so groß ist wie die austenitischerSorten. Die Auswirkungen der Kaltverfestigung auf diemechanischen Eigenschaften des Stahls EN 1.4462(2205) ergibt sich aus Abbildung 13.

Verlegung isolierter 24-Zoll-Rohre aus dem Werkstoff EN1.4462 (2205) auf vertikalen Stützen in Prudhoe Bay (Quelle:Arco Exploration and Production Technology)

26

Sorte UNS-Nr. Spezifisches Gewicht Spezifische Wärme Elektrischer Widerstand Elastizitätsmodul

g/cm3 lb./in3 J/kg K Btu/lb./°F micro Ω m micro Ω in. GPa x106 psi

Kohlenstoffstahl G10200 7,64 0,278 447 0,107 0,10 3,9 207 30,0

EN 1.4301 (AISI 304) S30400 7,98 0,290 502 0,120 0,73 28,7 193 28,0

EN 1.4401 (AISI 316) S31600 7,98 0,290 502 0,120 0,75 29,5 193 28,0

EN 1.4460 (AISI 329) S32900 7,70 0,280 460 0,110 0,80 31,5 200 29,0

S31500 7,75 0,280 482 0,115 200 29,0

S32101 7,80 0,281 500 0,119 0,80 31,5 200 29,0

EN 4362 (2304) S32304 7,75 0,280 482 0,115 0,80 31,5 200 29,0

S31803 7,80 0,281 500 0,119 0,80 31,5 200 29,0

EN 1.4462 (2205) S32205 7,80 0,281 500 0,119 0,80 31,5 200 29,0

S31260 7,80 0,281 502 0,120 200 29,0

S32750 7,85 0,285 480 0,114 0,80 31,5 205 29,7

255 S32550 7,81 0,282 488 0,116 0,84 33,1 210 30,5

S39274 7,80 0,281 502 0,120 200 29,0

S32760 7,84 0,281 0,85 33,5 190 27,6

S32520 7,85 0,280 450 0,108 0,85 33,5 205 29,7

EN 1.4410 (2507) S32750 7,79 0,280 485 0,115 0,80 31,5 200 29,0

8 Physikalische EigenschaftenDie physikalischen Eigenschaften bei Raumtempera-tur für ausgewählte nichtrostende Duplexstähle sindin Tabelle 7 aufgeführt; ausgewählte Werte für er-höhte Temperaturen in Tabelle 8. Zum Vergleich sindauch Werte für austenitische nichtrostende Stähleund Kohlenstoffstähle genannt.

In allen Fällen sind die Unterschiede in den physika-lischen Eigenschaften zwischen den verschiedenenDuplexstählen sehr gering und gehen vermutlich auf

Unterschiede in den Prüfverfahren zurück. Die physi-kalischen Eigenschaften der nichtrostenden Duplex -stähle liegen zwischen denen von austenitischennichtrostenden Stählen und Kohlenstoffstählen, je-doch näher an ersteren.

Tabelle 7: Physikalische Eigenschaften nichtrostender Duplexstähle im Vergleich zu denen von Kohlenstoffstahl und austenitischen nichtrostendenStählen (Quelle: Herstellerdatenblatt)

27

Sorte UNS-Nr. 20 °C (68 °F) 100 °C (212 °F) 200 °C (392 °F) 300 °C (572 °F) 400 °C (754 °F) 500 °C (932 °F)

Elastizitätsmodul bei Zugbeanspruchung in Abhängigkeit von der Temperatur in Einheiten von GPa (ksi × 1000)

Kohlenstoffstahl G10200 207 (30,0)

EN 1.4301 (AISI 304) S30400 193 (28,0) 192 (27,9) 183 (26,6) 177 (25,7) 168 (24,4) 159 (23,0)

EN 1.4460 (AISI 329) S32900 200 (29,0) 195 (28,0) 185 (27,0)

S31500 200 (29,0) 190 (27,6) 180 (26,1) 170 (24,7) 160 (23,2) 150 (21,8)

S32101 200 (29,0) 194 (28,0) 186 (27,0) 180 (26,1)

EN 1.4362 (2304) S32304 200 (29,0) 190 (27,6) 180 (26,1) 170 (24,7) 160 (23,2) 150 (21,8)

S31803 200 (29,0) 190 (27,6) 180 (26,1) 170 (24,7) 160 (23,2) 150 (21,8)

EN 1.4462 (2205) S32205 200 (29,0) 190 (27,6) 180 (26,1) 170 (24,7) 160 (23,2) 150 (21,8)

255 S32550 210 (30,5) 200 (29,9) 198 (28,7) 192 (27,8) 182 (26,4) 170 (24,7)

S32520 205 (29,7) 185 (26,8) 185 (26,8) 170 (24,7)

EN 1.4410 (2507) S32750 200 (29,0) 190 (27,6) 180 (26,1) 170 (24,7) 160 (23,2) 150 (21,8)

Wärmeausdehnungskoeffizient zwischen 20 °C (68 °C) bis T in Einheiten von 10-6 /K (10-6/°F)

Kohlenstoffstahl G10200 NA 12,1 (6,70) 13,0 (7,22) 14 (7,78)

EN 1.4301 (AISI 304) S30400 NA 16,4 (9,10) 16,9 (9,40) 17,3 (9,60) 17,6 (9,80) 18,0 (10,0)

EN 1.4460 (AISI 329) S32900 NA 10,9 (6,10) 11,0 (6,30) 11,6 (6,40) 12,1 (6,70) 12,3 (6,80)

S31500 NA 13,0 (7,22) 13,5 (7,50) 14,0 (7,78) 14,5 (8,06) 15,0 (8,33)

S32101 NA 13,0 (7,22) 13,5 (7,50) 14,0 (7,78)

EN 1.4362 (2304) S32304 NA 13,0 (7,22) 13,5 (7,50) 14,0 (7,78) 14,5 (8,06) 15,0 (8,33)

S31803 NA 13,0 (7,22) 13,5 (7,50) 14,0 (7,78) 14,5 (8,06) 15,0 (8,33)

EN 1.4462 (2205) S32205 NA 13,0 (7,22) 13,5 (7,50) 14,0 (7,78) 14,5 (8,06) 15,0 (8,33)

255 S32550 NA 12,1 (6,72) 12,6 (7,00) 13,0 (7,22) 13,3 (7,39) 13,6 (7,56)

S32520 NA 12,5 (6,94) 13,0 (7,22) 13,5 (7,50)

EN 1.4410 (2507) S32750 NA 13,0 (7,22) 13,5 (7,50) 14,0 (7,78) 14,5 (8,06) 15,0 (8,33)

Wärmeleitfähigkeit in Abhängigkeit der Temperatur, in Einheiten von W/m K (Btu in/hr ft2 °F)

Kohlenstoffstahl G10200 52 (360) 51 (354) 49 (340) 43 (298)

EN 1.4301 (AISI 304) S30400 14,5 (100) 16,2 (112) 17,8 (123) 19,6 (135) 20,3 (140) 22,5 (155)

EN 1.4460 (AISI 329) S32900

S31500 16,0 (110) 17,0 (118) 19,0 (132) 20,0 (138) 21,0 (147) 22,0 (153)

S32101 15,0 (105) 16,0 (110) 17,0 (118) 18,0 (124)

EN 1.4362 (2304) S32304 16,0 (110) 17,0 (118) 19,0 (132) 20,0 (138) 21,0 (147) 22,0 (153)

S31803 16,0 (110) 17,0 (118) 19,0 (132) 20,0 (138) 21,0 (147) 22,0 (153)

EN 1.4462 (2205) S32205 16,0 (110) 17,0 (118) 19,0 (132) 20,0 (138) 21,0 (147) 22,0 (153)

255 S32550 13,5 (94) 15,1 (105) 17,2 (119) 19,1 (133) 20,9 (145) 22,5 (156)

S32520 17,0 (118) 18,0 (124) 19,0 (132) 20,0 (138)

EN 1.4410 (2507) S32750 16,0 (110) 17,0 (118) 19,0 (132) 20,0 (138) 21,0 (147) 22,0 (153)

Tabelle 8: Physikalische Eigenschaften nichtrostender Duplexstähle bei erhöhten Temperaturen im Vergleich zu jenen von Kohlenstoffstahl undaustenitischen nichtrostenden Stählen (Quelle: Herstellerdatenblatt)

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Längsteilen von Duplexstahl (Quelle: ThyssenKrupp Nirosta)

9 TrennenGrundsätzlich können für das Trennen die gleichenVerfahren angewandt werden wie bei austenitischennichtrostenden Stählen und Kohlenstoffstählen, aller-dings mit Parametern, die auf die mechanischen Eigen-schaften und die Wärmeempfindlichkeit abgestimmtsind.

9.1 SägenWegen ihrer hohen Festigkeit, ihrer starken Kaltver-festigung und der weitgehenden Abwesenheit vonEinschlüssen, die den Spanabbruch begünstigen, sindnichtrostende Duplexstähle schwerer zu sägen alsKohlenstoffstähle.

Die besten Ergebnisse werden mit leistungsfähigenMaschinen, starken Sägeblatt-Führungen, grobzahni-gen Sägeblättern, niedrigen bis mittleren Schnittge-schwindigkeiten, kräftigem Vorschub und reichlichemKühlmittelzufluss erzielt. Möglichst sollte eine syn-thetische Emulsion verwendet werden, die sowohlschmiert als auch kühlt und so zugeführt wird, dassdas Sägeblatt sie ins Werkstück einträgt. Schnittge-schwindigkeit und Vorschub sind ähnlich wie bei derSorte EN 1.4401 (AISI 316).

9.2 ScherschneidenNichtrostende Duplexstähle werden mit denselbenMaschinen abgeschert wie die Sorten EN 1.4301 (AISI304) und 1.4401 (316) – zumeist ohne besondere Anpassungen. Wegen der größeren Scherfestigkeitder Duplexstähle ist allerdings der Kraftaufwand größer und die maximale Blechdicke ist geringer.

Die Scherfestigkeit von nichtrostendem Stahl liegt beica. 58 % der Zugfestigkeit. Dies gilt sowohl für warm-gewalztes als auch für kaltgewalztes Blech. Nicht-rostender Duplexstahl verhält sich ähnlich wie einStahl der Sorte EN 1.4401 (AISI 316) größerer Dicke –entsprechend dem Verhältnis ihrer jeweiligen Scher-festigkeitswerte. Daher liegt die maximale Dicke vonDuplexstahl der Sorten EN 1.4362 (2304) und 1.4462(2205), die auf einer bestimmten Schere geschnittenwerden kann, bei rund 65 % der Dicke der Standard-austenite EN 1.4301 (AISI 304) oder 1.4401 (316).

9.3 LängsteilenÜbliche Längsteilanlagen dienen dazu, aus aufge-coiltem Duplexstahl Spaltband herzustellen. Das Coilwird von der Abwickelhaspel abgerollt, zwischeneiner oberen und unteren Führungsrolle einem Spalt-scherengerüst zugeführt, das mit scheibenförmigenMessern versehen ist, und anschließend auf einer Auf-wickelhaspel wieder aufgecoilt. Die Lage der Spalt-messer kann je nach gewünschter Spaltbandbreite

verändert werden. Wegen der höheren Festigkeit desnichtrostenden Duplexstahls sind Werkzeugverschleißund Gleichmäßigkeit der Kante schwieriger einzu-schätzen. Durchgehend gute Kantenqualität erfordertbei Duplexstählen Messer aus Werkzeugstahl oderKarbid.

9.4 LochenDas Lochen kann als eine erschwerte Form des Scher-schneidens betrachtet werden. Die hohe Festigkeit dernichtrostenden Duplexstähle, ihre rasche Kaltverfes-tigung und ihre hohe Reißfestigkeit erschweren dasLochen und führen zu hohem Werkzeugverschleiß.Obgleich nur begrenzte Erfahrungen vorliegen, kannals Ausgangspunkt angenommen werden, dass sichnichtrostender Duplexstahl etwa so verhält wie aus-tenitischer Stahl der doppelten Dicke. Zu den höherlegierten Sorten mit hohem Stickstoffanteil hin wach-sen die Schwierigkeiten überproportional an.

9.5 Plasma- und LaserschneidenIm Allgemeinen werden nichtrostende Duplexstähleauf denselben Plasma- und Laserschneidanlagen ge-trennt wie austenitische Sorten. Die bei Duplexstäh-len etwas höhere Wärmeleitfähigkeit sowie der zumeistniedrigere Schwefelgehalt können sich geringfügigauf die optimalen Parameter auswirken, allerdingskönnen auch ohne besondere Anpassungen akzepta-ble Ergebnisse erreicht werden. Die Wärmeeinfluss-zone (WEZ) des Plasmaschneideverfahrens ist nor-malerweise schmal, etwa 0,25 mm (0,010 Zoll), weilder Schnitt schnell und in einem Durchgang erfolgtund das Blech bzw. Band schnell abkühlt. Die üblicheSchweißnahtvorbehandlung sowie das Abschmelzendes Randbereiches beim Schweißen eliminieren diebeim Plasmaschneiden entstandene WEZ.

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Sorte UNS-Nr. EN-Nr. Warmumformungs- Mindest-Temperaturbereich Durchwärmungstemperatur

°C °F °C °F

S32101 1.4162 1100 bis 900 2000 bis 1650 950 1750

2304 S32304 1.4362 1150 bis 950 2100 bis 1740 980 1800

2205 S32205 1.4462 1230 bis 950 2250 bis 1740 1040 1900

2507 S32750 1.4410 1230 bis 1025 2250 bis 1875 1050 1920

S32520 1.4507 1230 bis 1000 2250 bis 1830 1080 1975

S32760 1.4501 1230 bis 1000 2250 bis 1830 1100 2010

304 S30400 1.4301 1205 bis 925 2200 bis 1700 1040 1900

316 S31600 1.4401 1205 bis 925 2200 bis 1700 1040 1900

10 Umformung

10.1 WarmumformungNichtrostende Duplexstähle zeigen bis zu 1230 °C(2250 °F) ausgezeichnete Warmumformeigenschaftenmit vergleichsweise geringen Umformkräften. Findetallerdings die Umformung bei zu niedrigen Tempera-turen statt, konzentriert sich die Umformung in demschwächeren, aber weniger duktilen Ferrit, was imUmformbereich zu Rissbildung im Ferrit führen kann.Außerdem können erhebliche Mengen von Sigma-phase entstehen, wenn die Umformtemperatur zu weitabsinkt.

Die meisten Hersteller empfehlen für die Warmum-formungstemperatur eine zwischen 1100 °C (2000 °F)und 1150 °C (2100 °F) liegende Obergrenze. DieseObergrenze wird wegen des Einflusses hoher Tempe-raturen auf die Maßhaltigkeit des Teils sowie wegensteigender Neigung zur Zunderbildung angesetzt. Beihohen Temperaturen werden nichtrostende Duplex -stähle weich und Teile wie Tankböden oder Rohrlei-tungen verziehen sich oder sinken ein, wenn sie nichtgestützt werden. Bei diesen Temperaturen kann derStahl für bestimmte Umformvorgänge sogar zu weichwerden. Tabelle 9 fasst die für die Warmumformungempfohlenen Temperaturbereiche sowie die niedrigs-ten Warmhaltetemperaturen zusammen. Es ist nichtimmer nötig oder empfehlenswert, mit der Warmum-formung an der Obergrenze des Temperaturbereicheszu beginnen; allerdings sollte der Stahl vor der Warm-umformung zumindest die Warmhaltetemperatur er-reichen. Der Ofen sollte stets in beheiztem Zustandbeschickt werden, um zu vermeiden, dass der Werk-stoff langsam den Temperaturbereich durchläuft, indem sich Sigmaphase bildet.

Gleichmäßigkeit der Temperatur ist für die sachge-rechte Warmumformung von nichtrostenden Duplex -

Tabelle 9: Warmumformungs-Temperaturbereich und Mindest-Durchwärmungstemperatur für nichtrostende Duplex -stähle und Standardaustenite zum Vergleich (Quelle: Hersteller-Datenblatt)

stählen entscheidend. Wenn das Werkstück keinekompakte Form hat, können die Randbereiche deut-lich kälter sein als der Kern, wodurch im kälteren Be-reich Risse entstehen können. Um diesem Risiko ent-gegenzuwirken, muss das Werkstück erhitzt werden,sobald die Gefahr einer örtlichen Abkühlung unter dieuntere angegebene Warmumformtemperatur besteht.Die Untergrenze des empfohlenen Warmformgebungs -temperatur-Bereichs ist in gewissen Grenzen flexibel,jedoch nur, wenn die Temperatur innerhalb des Werk-stücks, insbesondere im Randbereich und im Bereichgeringerer Dicken, gleichmäßig bleibt.

Bei großen Querschnitten sollte überlegt werden, obdas Abkühlen in Wasser schnell genug ist, um die Bil-dung intermetallischer Phasen zu vermeiden. BeiGrobblechen liegt diese Dicke im Falle von gewalztemStahl der Sorte EN 1.4462 (2205) bei rund 150 mmbis 200 mm (6 Zoll bis 8 Zoll) und im Falle von Super -duplex-Walzstahl bei 75 mm bis 125 mm (3 Zoll bis5 Zoll). Die genauen Grenzen hängen von der Legie-rungszusammensetzung und der Wirksamkeit des Ab-kühlverfahrens ab. Bei einem einfachen zylindrischenQuerschnitt liegt der höchstmögliche Durchmesserbei rund 375 mm (15 Zoll). Falls das Endprodukt einedurchgehende Bohrung haben soll, verbessert sichdie Abkühlung nach dem Abschlussglühen deutlich,wenn diese Öffnung vor der abschließenden Wärme-behandlung gebohrt oder anderweitig mechanischeingebracht wird.

10.1.1 Lösungsglühen

Nach der Warmumformung ist ein vollständiges Lö-sungsglühen mit nachfolgender schneller Abkühlungerforderlich, um Festigkeit und Korrosionsbeständig-keit wiederherzustellen. Das Werkstück sollte bis

30

3,5

3,0

0,5

0,0

2,5

2,0

1,5

1,0

1.44622205

1.43622304

1.4404316L

Bie

gekr

aft

(kN

)

Sorte UNS-Nr. Mindest-Glühtemperatur

°C °F

EN 1.4362 (2304) S32304 980 1800

S32003 1010 1850

S32001 1040 1900

S32101 1020 1870

S32202 980 1800

S82011 1010 1850

EN 1.4462 (2205) S32205 1040 1900

S32506 1020 bis 1120 1870 bis 2050

S32520 1080 bis 1120 1975 bis 2050

255 S32550 1040 1900

EN 1.4410 (2507) S32750 1025 bis 1125 1880 bis 2060

S32760 1100 2010

oberhalb der Mindest-Glühtemperatur erwärmt und solange gehalten werden, dass sich alle Ausscheidungenlösen können. Ein konservativer Schätzwert für dieDauer des Haltens entspricht der Gesamtzeit, die das Werkstück seit dem letzten vollständigen Glühendem Temperaturbereich zwischen 650 °C und 980 °C(1200 °F bis 1800 °F) ausgesetzt war. Das Werkstücksollte mit Wasser von der Lösungsglühtemperatur abgeschreckt werden. Das Werkstück darf zwischendem abschließenden Glühen und dem Abkühlen kei-nesfalls minutenlang im Temperaturbereich zwischen700 °C und 1000 °C (1300 °F bis 1830 °F) verbleiben.Die Mindest-Lösungsglühtemperaturen für verschie-dene Duplex stähle sind in Tabelle 10 verzeichnet.

Bei der Lösungsglühtemperatur sind nichtrostendeDuplexstähle vergleichsweise weich, so dass Verzugauftreten kann, wenn das Werkstück nicht gestütztwird. Dies kann – besonders bei Rohren mit großemDurchmesser und geringer Wanddicke – eine beson-dere Schwierigkeit darstellen. Späteres Richten ver-zogener Teile ist bei Duplexstählen wegen ihrer hohenFestigkeit bei Raumtemperatur schwieriger als beiaustenitischen Sorten. Der Versuch, Verzug durch kurzeGlühzeiten, langsames Aufheizen oder Verringerungder Glühtemperatur unter den empfohlenen Mindest-wert zu minimieren, löst möglicherweise nicht alle intermetallischen Phasen oder vermehrt sie sogarweiter. Hierdurch leiden Korrosionsbeständigkeit undZähigkeit.

Eine Entspannungsglühbehandlung mit dem Ziel, durchKaltumformung oder Richten entstandene Verfestigungabzubauen, ist bei Duplexstählen nicht anzuraten. Siehaben von Hause aus eine gute Beständigkeit gegenchloridinduzierte Spannungsrisskorrosion, die durch

Tabelle 10: Mindest-Lösungsglühtemperaturen für nichtrostende Duplexstähle (Quelle:Hersteller-Produktdatenblätter und ASTM A 480)

Aufheben der Kaltverfestigung nur noch unwesentlichverbessert wird. Unterhalb der Lösungsglühtempera-tur gibt es keinen Bereich, in dem Spannungen ab-gebaut werden können, ohne gleichzeitig das Risikoin sich zu bergen, dass sich intermetallische Phasenbilden, welche die Korrosionsbeständigkeit und dieZähigkeit vermindern.

10.2 WarmumformungZuweilen ist es nützlich, ein Stahlteil leicht zu erwär-men, um dessen Umformung zu erleichtern. Allerdingskann ein längerer Verbleib nichtrostender Duplexstähleim Temperaturbereich oberhalb von 315 °C (600 °F)aufgrund der 475 °C- (885 °F-)Versprödung zu einemgewissen Verlust an Zähigkeit und Korrosionsbestän-digkeit bei Raumtemperatur führen (siehe Abbildung5). Bei höheren Temperaturen besteht die Gefahr derbeschleunigten Bildung intermetallischer Phasen. Dadiese Phasen den Umformprozess nicht stören, könnenDuplexstähle für die Umformung erwärmt werden.Wenn die Temperaturen dabei 300 °C (570 °C) über-schreiten, sollte nach dem Umformen eine vollständi-ge Lösungsglühbehandlung mit nachfolgender rascherAbkühlung vorgenommen werden (siehe Tabelle 10).

10.3 KaltumformungNichtrostende Duplexstähle haben in einer Vielfaltvon Verarbeitungsverfahren gute Umformeigenschaf-ten gezeigt. Die meisten Anwendungen nichtrosten-der Duplexstähle erfordern eine vergleichsweise ein-fache Formgebung, z.B. das Walzen zylindrischerQuerschnitte, Pressen oder die Herstellung von Tank-böden durch Drücken oder Walzen. In den meisten

Abbildung 14: Mindestkraft zur Einleitung plastischer Um-formung beim Biegen von Proben der Stähle EN 1.4362(2304), 1.4462 (2205) und 1.4404 (AISI 316 L) mit einer Breitevon 50 mm (2 Zoll) und einer Dicke von 2 mm (0,08 Zoll)(Quelle: Outokumpu)

31

Fällen ist das Hauptaugenmerk auf die Festigkeit desnichtrostenden Stahls und die Leistungsfähigkeit derUmformwerkzeuge zu legen. Eine Faustregel besagt,dass sich nichtrostender Duplexstahl bei der Umfor-mung ähnlich verhält wie ein doppelt so dicker Stahlder AISI-300er-Serie. Abbildung 14 zeigt einen Ver-gleich der Mindestkräfte, die bei verschiedenen nicht-rostenden Stählen erforderlich sind, um plastischeUmformung einzuleiten. Nichtrostende Duplexstähleermöglichen es, mit geringeren Wanddicken zu ar-beiten, allerdings ist die Reduktion geringer, als esdie höhere 0,2 %-Dehngrenze erwarten ließe.

Selbst wenn die Maschinen ausreichend leistungsfä-hig sind, muss der stärkeren Rückfederung Rechnunggetragen werden, die aus der hohen Festigkeit derDuplex-Sorten resultiert (vgl. Abb. 12).

Auch die im Vergleich zu austenitischen Sorten gerin-gere Duktilität der Duplexstähle ist zu berücksichtigen.Bei letzteren werden in den meisten Spezifikationen15 % bis 30 % Bruchdehnung gefordert, während derVergleichswert bei austenitischen Sorten zumeist bei40 % liegt. Obwohl die tatsächliche Bruchdehnung oftgrößer ist, bleibt das Verhältnis der o. g. Mindest-werte davon unberührt und liefert Anhaltspunkte für die Verarbeitung. Duplexstähle erfordern entwe-der größere Biegeradien als austenitische Sortenoder müssen aufgrund ihrer geringeren Duktilität beistarker und komplexer Umformung zwischengeglühtwerden.

10.4 BlechziehenNichtrostende Duplexstähle lassen sich problemlosziehen. Allerdings wird Duplexstahl häufig für Teileeingesetzt, die zunächst für austenitischen bzw. ferritischen nichtrostenden Stahl oder für Kohlenstoff-stahl optimiert wurden. Erste Versuche erfolgen oftohne Dickenanpassungen. Zwar erlaubt der Duplex-stahl eine Dickenreduktion, die Kosten der Konstruk-tionsänderung stehen aber häufig einer unmittelbarenUmsetzung von Gewichts- und Werkstoffkostenvor-teilen entgegen. Tatsächlich würde eine Dickenreduk-tion das Umformen erleichtern. Nichtsdestowenigererweist sich bei ersten Umformversuchen der nicht-rostende Duplexstahl häufig als etwas „schwierig“.

Wenn ein Vergleich mit der Umformung von Kohlen-stoffstahl und ferritischem nichtrostendem Stahl an-gestellt wird, beziehen sich die Fragen zumeist imWesentlichen auf Festigkeit und Rückfederung. Nicht-rostende Duplexstähle haben eine rund 30 % bis 50 %höhere 0,2 %-Dehngrenze. Ferritische Sorten zeigennur geringe Kaltverfestigung und die Umformkräftesind oft relativ niedrig. Duplexstähle beginnen aufeinem hohen Festigkeitsniveau und verfestigen sichweiter, so dass die Rückfederungsneigung zu beach-ten ist. Allerdings ist die Duktilität der Duplex-Sortengrößer als die der ferritischen, so dass die Rückfe-derung durch Überbiegen ausgeglichen werden kann.Auch reagieren Duplexstähle im Vergleich zu ferriti-schen Stählen weniger stark darauf, ob sie längs oder

quer zur Walzrichtung umgeformt werden. Auch diemechanischen Eigenschaften der Duplex-Sorten zei-gen eine gewisse Anisotropie, allerdings ist derenpraktische Bedeutung wegen ihrer gegenüber denFerriten höheren Duktilität geringer.

Ferritische nichtrostende Stähle werden häufig tiefge-zogen. Dabei wir das Blech flächig umgeformt, wobeisich die Dicke nur geringfügig ändert, wenn es in dieForm gezogen wird. Bei den ferritischen nichtrosten-den Stählen wird diese Art der Umformung durch dieBildung metallographischer Texturen stark unterstützt.Nichtrostende Duplexstähle sind in dieser Hinsicht nochnicht ausreichend untersucht, allerdings erscheint esunwahrscheinlich, dass sich bei Duplexstählen glei-chermaßen günstige Umformeigenschaften erzielenlassen. Das Tiefziehverhalten von Duplexstählen stelltsich völlig anders dar als das der ferritischen oderaustenitischen nichtrostenden Stähle.

Vielfach sind im Vergleich zu den austenitischen Sorten Anpassungen vorzunehmen, um der höherenFestigkeit und der geringeren Duktilität der nichtros-tenden Duplex-Stähle Rechnung zu tragen. Bei dennichtrostenden Duplexstählen wird die Fähigkeit zurStreckumformung durch die ferritische Phase be-grenzt. Sie weisen auch nicht jene Kaltverfestigungauf, die beim austenitischen nichtrostenden Stahl einso hohes Maß an Streckumformung ermöglicht.

10.5 DrückenAufgrund ihrer Festigkeit und ihres Korrosionswider-standes, insbesondere ihrer Beständigkeit gegenchloridinduzierte Spannungsrisskorrosion, sind nicht-rostende Duplexstähle für Anwendung in rotierendenTeilen, z.B. Zentrifugen, besonders geeignet. Drückenist eine wirtschaftlich und häufig eingesetzte Methode,solche Teile herzustellen.

Das Drücken ist ein komplexer Vorgang, bei welchemder maschinellen Ausrüstung und der Geschicklichkeitdes Verarbeiters große Bedeutung zukommt. Austeni-tische nichtrostende Stähle werden verbreitet drück-gewalzt, allerdings ist häufig mehrfaches Zwischen-glühen erforderlich, um die erforderliche Duktilitätwiederherzustellen. Die begrenzten vorliegenden Er-fahrungen im Drückwalzen nichtrostender Duplex stäh-le lassen erkennen, dass die Umformkräfte sehr hochsind, insbesondere, wenn gegenüber den austeniti-schen Stählen die Dicke nicht reduziert wird. Mit aus-reichend starken Maschinen lassen sich nichtrostendeDuplex stähle gut fließdrücken, allerdings erfordertderen geringere Duktilität ein häufigeres Zwischenglü-hen als bei austenitischen Sorten. Ebenheit und Mini-mierung der Mittenüberhöhung des Ausgangsblecheswirken sich deutlich auf das Drückwalzverhalten aus.Allerdings kann ein ausgeprägtes Richten, z.B. durchWalzen, bereits einen Teil jener Duktilität in Anspruchnehmen, die für den ersten Drückwalzdurchgang er-forderlich ist. Teile aus Duplexstahl sind auch ober-halb von 650 °C (1200 °F) drückgewalzt worden, mitanschließender vollständiger Lösungsglühung.

32

1,4

1,6

HM - Hartmetalle

HS - Schnellarbeitsstahl

1,2

0,2

0,0

1.4401316

1.4162S32101

1.43622304

1.44622205

1.44102507

1,0

0,8

0,6

0,4

Nichtrostende Stahlsorte

Zer

span

bar

keits

ind

ex

Abbildung 15: Relative Zerspanbarkeit nichtrostender Duplexstähle im Vergleich mit der Sorte EN 1.4401 (AISI 316) mitgesinterten Hartmetallwerkzeugen und für Werkzeuge aus Schnellarbeitsstahl (Quelle: Outokumpu)

11 Spanende Bearbeitung nichtrostender DuplexstähleNichtrostende Duplexstähle haben Streckgrenzen, diezumeist doppelt so hoch liegen wie die nicht-stick-stofflegierter austenitischer Sorten. Ihre anfänglicheKaltverfestigung ist mindestens so hoch wie beiStandardausteniten. Die sich bildenden Späne sindfest und führen zu hohem Werkzeugverschleiß, be-sonders bei den höherlegierten Duplexstählen. Da derSchwefelgehalt bei der Stahlproduktion auf einemMinimum gehalten wird, gibt es kaum etwas, das denSpanabbruch erleichtern würde.

Aus diesen Gründen sind Duplexstähle normalerweiseschwieriger spanend zu bearbeiten als austenitischeSorten mit vergleichbarer Korrosionsbeständigkeit. Eswerden höhere Kräfte benötigt und auch erhöhterWerkzeugverschleiß ist typisch für nichtrostendenDuplexstahl. Besonders bei Hartmetallwerkzeugenzeigt sich die begrenztere Spanbarkeit. Dieser Um-stand wird aus Abbildung 15 deutlich, die verglei-chende Zerspanbarkeitsindizes für mehrere Duplex -stähle und den Stahl EN 1.4401 (AISI 316) angibt.

11.1 Allgemeine Hinweise fürdie spanende Verar-beitung nichtrostenderDuplexstähle

Die nachstehenden Hinweise zum Zerspanen geltenfür nichtrostende Stähle im Allgemeinen, sind aberfür Duplexstähle in besonderer Weise zu beachten:

• leistungsstarke, verwindungssteife Maschinen mitäußerst festen, steifen Werkzeugaufnahmen ein-setzen (die Schnittkräfte sind bei Duplexstählenfür vergleichbare Schnitte weitaus höher als beiaustenitischen Stählen),

• Schwingungen vermeiden, indem die freie Ein -spannlänge des Werkzeuges minimiert wird,

• Spitzenradius nicht größer wählen als unbedingtnötig,

• bei Hartmetallen Spitzenabrundungen bevorzugen,die scharfe Kanten bilden und dabei ausreichendeFestigkeit aufweisen,

• Bearbeitungsschritte so organisieren, dass stetsdie vom vorigen Durchgang resultierende kaltver-festigte Schicht abgetragen wird,

33

220

240

EN 1.4410(2507)

EN 1.4462(2205)

EN 1.4362(2304)

Einsatz CNMG 120412 QMGC235Lebensdauer 4 min

200

100

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

180

160

140

120

40

80

60

Vorschub (mm/Umdrehung)

Sch

nitt

gesc

hwin

dig

keit

(m/m

in)

Hartmetallwerkzeuge HSS-Werkzeuge

Schruppen Schlichten

Geschwindigkeit Geschwindigkeit Geschwindigkeit Geschwindigkeit Geschwindigkeit Geschwindigkeit(m/min) (sfm) (m/min) (sfm) (m/min) (sfm)

EN 1.4162 (S32101) 170–240 560–790 200–280 660–925 20–30 65–100

EN 1.4362 (2304) 120–160 400–525 150–210 500–680 18–25 60–85

EN 1.4462 (2205) 90–120 300–400 120–160 400–525 15–20 50–65

Superduplex 50–70 165–230 70–105 230–350 10–15 35–50

Vorschub 0,3–0,6 mm 0,012–0,024 in. 0,05–0,3 mm 0,002–0,012 in. 0,05–0,2 mm 0,002–0,008 in.(pro Umdrehung)

Schnitttiefe 2–5 mm 0,080–0,200 in. 0,5–2 mm 0,020–0,080 in. 0,5–2 mm 0,020–0,080 in.

Sorte 2101, 2304, 2205: 2101, 2304, 2205: Hohe Qualität

ISO P20–P35 (C5) ISO P10–P15 (C6–C7)

Superduplex: ISO P30–P50 Superduplex: ISO P25–P35

NichtrostenderStahl (oder Zer-spanungsdaten)

• ausreichende, jedoch nicht übermäßige Vorschübewählen, um Aufbauschneiden und übermäßigenVerschleiß zu vermeiden,

• Wendeschneidplatten wechseln oder in regelmäßi-gen Abständen nachschärfen, um scharfe Schnei-den zu gewährleisten,

• reichlichen Zufluss von Kühl-/Schmiermitteln sicherstellen und dabei Öle oder Emulsionen mitHochdruckadditiven benutzen,

• beschichtete Hartmetalle mit sicher spanbrechen-der Geometrie verwenden.

11.2 Drehen und Plandrehen Bei Drehen und Plandrehen gibt es so viele Variablen,dass keine allgemeingültigen Empfehlungen gegebenwerden können. Generelle Hinweise sind Abbildung16 und Tabelle 11 zu entnehmen. Hartmetallwerk-zeuge können beim Drehen eingesetzt werden und er-lauben höhere Schnittgeschwindigkeiten als Schnell-arbeitsstähle. Allerdings stellen Hartmetallwerkzeugeerhöhte Anforderungen an die Steifigkeit der Werk-zeuge und der Werkstücke. Unterbrochene Schnittesollten vermieden werden.

Abbildung 16: Vergleich der Zerspanungsparameter für das Drehen von nichtrostendenDuplexstählen mit gesintertem Hartmetalleinsatz bei einer Werkzeug-Lebensdauer von vierMinuten (Quelle: Sandvik)

Tabelle 11: Verarbeitungsrichtlinien für das Plandrehen nichtrostender Duplexstähle (Quelle: Outokumpu)

34

Nichtrostender Stahl Schruppen Schlichten(oder Verarbeitungsdaten)

Geschwindigkeit (m/min) Geschwindigkeit (sfm) Geschwindigkeit (m/min) Geschwindigkeit (sfm)

EN 1.4162 (UNS S32101) 180–230 595–760 200–250 660–825

EN 1.4362 (2304) 100–130 330–425 130–150 425–525

EN 1.4462 (2205) 50–80 165–260 80–110 260–360

EN 1.4410 (2507) 30–50 100–165 50–70 165–230

Vorschub (pro Zahn) 0,2–0,4 mm 0,008–0,016 in. 0,1–0,2 mm 0,004–0,008 in.

Schnitttiefe 2–5 mm 0,080–0,200 in. 1–2 mm 0,040–0,080 in.

Hartmetallsorte EN 1.4162 (UNS S32101), EN 1.4362 (2304), EN 1.4162 (UNS S32101), EN 1.4362 (2304),

EN 1.4462 (2205): ISO P20–P40 EN 1.4462 (2205): ISO P10–P25

Superduplex: ISO P25–P40 Superduplex: ISO P20–P30

11.3 Planfräsen mit gesintertenHartmetallen

Hinweise für das Planfräsen von Duplexstählen mitgesinterten Hartmetallen sind Tabelle 12 zu entneh-men.

• Für das Schruppen beschichtete oder zähe Ein-sätze verwenden. Härtere Einsätze können für dieSchlichten verwendet werden, wenn eine feinereOberfläche erforderlich ist

• Fräsen mit einer durchschnittlichen Spandicke vonmindestens 0,1 mm einsetzen. Vorschub miteinem proportionalen Faktor von 1,0 bis 0,7 an-passen, wenn der Einzugswinkel von 45° auf 90°erhöht wird

• Keine Kühlmittel einsetzen, insbesondere nichtwährend des Schruppens, um einen guten Span-abtransport vom Werkzeug zu erzielen

11.4 Spiralbohren mit HSS-Bohrern

Richtwerte für das Spiralbohren nichtrostender Duplexstähle mit HSS-Bohrern sind aus Tabellen 13und 14 ersichtlich.

• Bohrergeometrie: Spitzenwinkel 130°; selbstzen-trierende Bohrspitzengeometrie wird empfohlen;das Ausspitzen wird für Bohrer mit großem Durch-messer empfohlen

• Kühlmittel; 10 %-Emulsion mit reichlichem Zuflusszur Werkzeugspitze; bei Tiefen > 2× DurchmesserSpäne regelmäßig durch Zurückziehen des Bohrersund Spülung der Loches mit Kühlmittel entfernen

• Erhöhte Geschwindigkeiten: TiN-Beschichtung erlaubt Erhöhung um 10 %; Kühlmitteldurchlaufdurch Bohrloch ermöglicht Steigerung um 10–20 %

Tabelle 12: Hinweise für das Planfräsen nichtrostender Duplexstähle mit gesintertem Hartmetall (Quelle: Outokumpu)

Drehen (Quelle: Seco Tools)

35

Bohrdurch- Geschwindigkeit (m/min) Vorschub (mm/Umdrehung)messer (mm)

EN 1.4162 EN 1.4362 EN 1.4462 Super- EN 1.4162 EN 1.4362 EN 1.4462 Super-(UNS S32101) (2304) (2205) duplex (UNS S32101) (2304) (2205) duplex

1–3 12–37 6–10 6–8 5–8 0,05 0,04

5 12–37 10–12 10–12 9–11 0,10 0,08

10 12–37 12–15 10–12 9–11 0,20 0,15

15 12–37 12–15 10–12 9–11 0,25 0,20

20 12–37 12–15 10–12 9–11 0,30 0,25

30 12–37 12–15 10–12 9–11 0,35 0,30

40 12–37 12–15 10–12 9–11 0,41 0,35

Bohrdurch- Geschwindigkeit (sfm) Vorschub (mm/Umdrehung)messer (in.)

EN 1.4162 EN 1.4362 EN 1.4462 Super- EN 1.4162 EN 1.4362 EN 1.4462 Super-(UNS S32101) (2304) (2205) duplex (UNS S32101) (2304) (2205) duplex

0,040–0,120 40–120 20–33 20–25 16–25 0,002 0,0015

0,2 40–120 33–40 33–40 30–36 0,004 0,003

0,4 40–120 40–50 33–40 30–36 0,008 0,006

0,6 40–120 40–50 33–40 30–36 0,01 0,008

0,8 40–120 40–50 33–40 30–36 0,012 0,01

1,2 40–120 40–50 33–40 30–36 0,014 0,012

1,6 40–120 40–50 33–40 30–36 0,016 0,014

Tabelle 13: HSS-Spiralbohrer-Parameter für nichtrostende Duplexstähle in SI-Einheiten (Quelle: Outokumpu)

Tabelle 14: HSS-Spiralbohrer-Parameter für nichtrostende Duplexstähle in englischen Maßeinheiten (Quelle: Outokumpu)

36

12 Schweißen nichtrostender Duplexstähle

12.1 Allgemeine Hinweise

12.1.1 Unterschiede zwischennichtrostenden austenitischenund Duplexstählen

Wenn beim Schweißen nichtrostender Stähle Problemeauftreten, dann meistens im Bereich der Schweißnahtselbst, insbesondere mit Heißrissbildung in einemganz oder überwiegend austenitischen Erstarrungs-gefüge. Bei den üblichen austenitischen Sorten lässtsich dieses Problem weitgehend lösen, indem maneinen Schweißzusatzwerkstoff mit einem entsprechen-den Ferritanteil verwendet. Bei höherlegierten Sorten,bei denen eine Nickelbasislegierung als Schweißzu-satz dient und eine austenitische Erstarrung unver-meidbar ist, wird die Aufgabe durch geringe Wärme-einbringung gelöst, die häufig viele Schweißlagen er-fordert, um die Schweißnaht aufzubauen.

Da nichtrostende Duplexstähle aufgrund ihres ferriti-schen Gefügeanteils eine sehr gute Heißrissbeständig-keit aufweisen, tritt dieses Problem bei ihnen seltenauf. Nicht die Schweißnaht erfordert die besondereAufmerksamkeit bei nichtrostenden Duplexstählen,sondern die Wärmeeinflusszone. Die Probleme in derWEZ sind der Verluste an Korrosionsbeständigkeit, anZähigkeit oder Rissbildung nach dem Schweißen. Umdiesen Problemen entgegenzuwirken, sollte nicht inerster Linie angestrebt werden, die Wärmeeinbringungjedes einzelnen Durchganges zu begrenzen, sondernvielmehr, die Gesamt-Verweildauer im rotglühendenBereich so kurz wie möglich zu halten. Erfahrungs-gemäß führt dieser Ansatz zu einer Arbeitsweise, diesowohl technisch als auch wirtschaftlich optimal ist.

Vor dem Hintergrund dieser einleitenden Bemerkun-gen lassen sich einige grundsätzliche Hinweise fürdas Schweißen nichtrostender Duplexstähle formu-lieren, die wiederum auf verschiedene Schweißver-fahren angewandt werden können.

12.1.2 Wahl des Ausgangswerkstoffs

Das Schweißverhalten nichtrostender Duplexstählewird maßgeblich durch Legierungszusammensetzungund Herstellungsverfahren bestimmt. Verschiedentlichwurde bereits auf die Bedeutung eines auseichendhohen Stickstoffgehaltes hingewiesen. Durchläuft derWerkstoff beim Abkühlen den Temperaturbereich von700 °C bis 1000 °C nur langsam oder lässt man ihn vordem Abschrecken in Wasser etwa eine Minute an derLuft abkühlen, vermindert sich die Zeit entsprechend,die dem Schweißer später zur Verfügung steht, umdie Naht fertigzustellen, ohne dass sich schädlicheAusscheidungen bilden. Der in der Fertigung einge-setzte Werkstoff muss in Bezug auf Legierungs zu-sammensetzung und Herstellungsverfahren genaujenem Material entsprechen, das für die Qualifizierungdes Schweißverfahrens (Schweißverfahrensprüfung)eingesetzt wurde. Mittlerer Legierungsgehalt und Wahlder Prüfverfahren wurden bereits im Kapitel überAusschreibung und Qualitätskontrolle (Abschnitt 6)abgehandelt.

12.1.3 Reinigung vor dem Schweißen

Die dringende Empfehlung, vor dem Schweißen alleBereiche zu reinigen, die der Wärme ausgesetzt werden, gilt nicht nur für Duplex-Sorten, sondern fürnichtrostende Stähle allgemein. Grund- und Schweiß-zusatzwerkstoff sind so zusammengesetzt, dass vonder Abwesenheit von Verunreinigungen ausgegangenwird. Schmutz, Fett, Öl, Lacke und Feuchtigkeit allerArt beeinträchtigen den Schweißprozess und ver-schlechtern die Korrosionsbeständigkeit sowie diemechanischen Eigenschaften im Nahtbereich. Auchdie strengste Prozesskontrolle ist unwirksam, wennder Werkstoff nicht vor dem Schweißen gründlich gereinigt wird.

12.1.4 Nahtgeometrie

Bei nichtrostenden Duplexstählen muss die Nahtgeo-metrie so gewählt werden, dass die Durchschwei-ßung gewährleistet ist und im Erstarrungsbereichkein unvermischter Grundwerkstoff vorliegt. DerNahtbereich sollte besser abgedreht als geschliffenwerden, damit Stegflanken und Schweißspalt mög-lichst gleichmäßig sind. Wenn geschliffen werdenmuss, sollte der Schweißnahtvorbereitung und dergenauen Passung besondere Aufmerksamkeit ge -widmet werden. Alle Grate sind im Interesse eines

Sauerstoff-Entfernungsreaktor aus dem Werkstoff EN 1.4462 (2205), Enterprise Steel Fab,Kalowna, Prince George, British Columbia, Kanada (Quelle: Outokumpu)

37

WIG

MIG

E-Hand

E-Hand

WIG

MIG

UP

E-Hand

MIG

UP

WIG

MIG

E-Hand

E-Hand

WIG

MIG

UP

E-Hand

WIG

MIG

UP

d

α

t

t

t

t

t

t

t

1–2

1–2

5

1–3

1–3

3–5

1–3

1–3

3–5

1–2

1–2

1–2

1–2

2–3

1–2

2–3

1–3

60–70

60–70

60–70

70–80

10–15

10–15

10–15

10–15

60–70

60–70

80

55–65

60–70

90

10–15

10–15

10–15

55–651–2

1–3

1–3

1–3 – –

– –

– –

1–3

1–3

1–3

0

1,5–3

1,5–3

0

1–3

1–3

0

0–2 – –

– –

– –

0–2

0–2

2–3

2–3

2–3

2–3

1–2

1–2

1–2

1–2

3–5

3–6

3–4

4–15

3–8

5–12

9–12

>10

>10

>10

>25

>25

>25

>3

>3

>3

3–15

2,5–8

3–12

4–12

12–60

>8

>12

>10

Nut Öffn.-∢Wurzel

k (mm)

Spalt

d (mm)

Dicke

t (mm)Verfahren

MIG

UP

E-Hand

d

d

r = 6–8 mm

r = 6–8 mm

α

r

d

r

d

d

d

α

k

k

α

α

gleichmäßigen Aufschmelzens und vollständiger Naht-durchdringung zu entfernen. Bei austenitischen Stählenkann der Schweißer gewisse Unvollkommenheitender Nahtvorbereitung durch geeignete Führung desSchweißbrenners ausgleichen. Bei Duplexstählen kannsich daraus aber ein übermäßig langer Verbleib ineinem kritischen Temperaturbereich ergeben, so dass

Abbildung 17: Beispiele für Schweißnahtgeometrien bei nichtrostenden Duplexstählen (Quelle: Aperam)

das Ergebnis letztlich außerhalb der vorgegebenenToleranzen liegt. Abbildung 17 zeigt verschiedeneSchweißnahtgeometrien für nichtrostende Duplex -stähle. Andere Lösungen sind möglich, vorausgesetzt,sie stellen eine vollständige Durchschweißung sicherund minimieren das Risiko des Durchbrennens.

38

12.1.5 Vorwärmen

Im Allgemeinen wird Vorwärmen nicht empfohlen, daes schädlich sein kann. Es sollte nur ausnahmsweisevorgenommen werden, wenn besondere Gründe vor-liegen. Zum Beispiel kann es sinnvoll sein, um Feuch-tigkeit zu entfernen, die sich in kalter Umgebung oderüber Nacht niedergeschlagen hat. Dient das Vor -wärmen der Entfeuchtung, sollte der Stahl gleichmä-ßig auf rund 100 °C erwärmt werden. Zuvor muss derSchweißnahtbereich gründlich gereinigt werden.

12.1.6 Wärmeeintrag und Zwischen -lagentemperatur

Nichtrostende Duplexstähle tolerieren eine vergleichs-weise hohe Wärmeeinbringung. Das Erstarrungsgefü-ge von Duplexstählen ist weitaus beständiger gegenHeißrissbildung als das austenitischer Stähle. Auf-grund ihrer höheren Wärmeleitfähigkeit und der ge-ringeren Wärmeausdehnung entwickeln Duplex-Sortenerheblich weniger lokale thermische Spannungen alsAustenite. Zwar muss die Stärke der auf die Schweiß-naht einwirkenden Spannungen begrenzt werden,aber Heißrisse stellen normalerweise kein Problemdar.

Zu geringe Wärmeeinbringung kann zu Schmelz- undWärmeeinflusszonen führen, die ein Übermaß an Ferrit enthalten und entsprechend in ihrer Zähigkeitund Korrosionsbeständigkeit geschwächt sind. Zuhohe Wärmeeinbringung vergrößert die Gefahr, dasssich intermetallische Phasen bilden. Um Problemenin der WEZ entgegenzuwirken, sollte eine schnelleAbkühlung nach dem Schweißen ermöglicht werden.Die Temperatur des Werkstücks ist wichtig, weil sie der stärkste Einflussfaktor auf die Abkühlung der WEZ ist. Allgemein gilt, dass die maximale Zwischenlagentemperatur bei Lean- und Standard-Duplex-Stählen auf 150 °C und bei Super-Duplex-Stählen auf 100 °C begrenzt ist. Diese Grenzen sindbei der Festlegung des Schweißverfahrens zu be-rücksichtigen. In der Fertigung ist zu überwachen,dass diese Zwischenlagentemperaturen nicht über-schritten werden. Elektronische Temperaturmess -geräte und Thermoelemente sind die bevorzugtenMittel, die Zwischenlagentemperatur zu überwachen.Man begibt sich bei der Qualifizierung des Schweiß-verfahrens keineswegs zu sehr auf die sichere Seite,wenn man die Temperatur des Versuchsteil für eineMehrlagen-Schweißung auf eine niedrigere Zwischen-lagen-Temperatur fallen lässt, als dies sinnvoller -weise in der Fertigung geschieht. Bei umfangreichenSchweißarbeiten muss für eine fachgerechte Ausfüh-rung zwischen den einzelnen Lagen ausreichend Zeitfür die Abkühlung vorgesehen werden.

12.1.7 Wärmebehandlung nach demSchweißen

Ein Spannungsarmglühen nach dem Schweißen istbei nichtrostenden Duplexstählen nicht erforderlich.

Es kann sogar schädlich sein, weil bei der Erwärmungeine Versprödung durch intermetallische Phasen oderdie 475 °C-Versprödung auftreten kann. Sowohl dieZähigkeit als auch die Korrosionsbeständigkeit wer-den dadurch möglicherweise beeinträchtigt. Wärme-behandlungen oberhalb von 315 °C sind bei nicht-rostenden Duplexstählen nachteilig für Zähigkeit undKorrosionsbeständigkeit.

Jede Wärmebehandlung nach dem Schweißen mussein vollständiges Lösungsglühen einschließen. An-schließend ist mit Wasser abzuschrecken (Tabelle10). Ein vollständiges Lösungsglühen empfiehlt sichauch nach dem Autogenschweißen, weil – sofernnicht ein überlegierter Schweißzusatzwerkstoff ein-gesetzt wird – das Gefüge ausgeprägt ferritisch ist.

Wenn nach dem Schweißen ein vollständiges Lösungs-glühen mit anschließendem Abschrecken vorgesehenist, z.B. bei der Herstellung von Verbindungsteilen,sollte die Wärmebehandlung Bestandteil der Schweiß-anweisung werden. Das Lösungsglühen kann Pro -bleme, die durch zuviel Ferrit und intermetallischePhasen auftreten, beheben. Im Verarbeitungsprozesskönnen diese unerwünschten Zustände in gewissemUmfang als Zwischenstadium vor dem abschließen-den Lösungsglühen toleriert werden.

12.1.8 Angestrebtes Phasengleich -gewicht

Von Duplex-Stählen wird häufig angenommen, siehätten eine Austenit/Ferrit-Verteilung von 50/50.Diese Annahme ist nicht ganz richtig: Moderne Duplex -stähle weisen zwischen 40 % und 50 % Ferrit auf; derRest ist Austenit. Allgemein gilt, dass sich die beson-deren Eigenschaften der nichtrostenden Duplexstähleeinstellen, wenn der Ferritanteil mindestens 25 % be-trägt und der Rest Austenit ist.

Bei einigen Schweißverfahren, besonders beim Unter-Pulver-Schweißen, ist das Phasengleichgewicht inRichtung der Austenite verschoben. Hierdurch soll die Zähigkeit verbessert und der Zähigkeitsverlustausgeglichen werden, der durch Sauerstoffaufnahmeaus der Schlacke entsteht. Die bei solchen Schweiß-zusatzwerkstoffen zu erzielende Zähigkeit ist zwarniedriger als die hohen Werte, die bei geglühtemBlech oder Rohr erzielt werden, kann jedoch für denjeweiligen Anwendungsfall ausreichend sein. Aller-dings erreicht kein Schweißverfahren die hohen Zä-higkeitswerte des geglühten Walzproduktes. Eine Begrenzung des Ferritanteils im Schweißgut auf Werteoberhalb jener Mindestwerte, die für werksseitig ge-glühte Produkte gelten, würde die Auswahl zwischenden Schweißverfahren unnötig einschränken.

Das Phasengleichgewicht in der WEZ weist in derRegel etwas mehr Ferrit auf als im Ausgangswerk-stoff, weil es das Ergebnis einerseits des ursprüngli-chen Herstellungsprozesses des Blechs oder Rohrsund andererseits eines zusätzlichen Temperaturzyklusist. Es ist nahezu unmöglich, die Gefügeanteile in der

39

1.4362 (2304), 1.4162 (S32101) 1.4462 (2205) Duplexstahl mit 25 % Cr

1.4062 (S32202), S82011 S32003 Super-Duplex-Stahl

1.4362 (2304) 23Cr-7Ni-N E2209 E2209

1.4162 (S32101) E2209

1.4062 (S32202) E309L

S82011

EN 1.4462 (2205) E2209 E2209 25Cr-10Ni-4Mo-N

S32003

Duplexstahl mit 25 % Cr E2209 25Cr-10Ni-4Mo-N 25Cr-10Ni-4Mo-N

Super-Duplex-Stahl

1.4301 (304) E2209 E2209 E2209

E309L E309LMo E309LMo

E309LMo

1.4401 (316) E2209 E2209 E2209

E309LMo E309LMo E309LMo

unlegierter Stahl E2209 E2209 E2209

niedriglegierter Stahl E309L E309L E309L

E309LMo E309LMo E309LMo

Schliffbild Schweißnaht im Duplexstahl EN 1.4462 (2205) in 500-facher Vergrößerung(Quelle: Lincoln Smitweld bv)

Tabelle 15: Schweißzusatzwerkstoffe für artverschiedene Schweißungen

WEZ genau zu bestimmen. Ist das Gefüge stark ferri-tisch, kann hierin ein Hinweis auf den seltenen Fallliegen, dass extrem schnell abgeschreckt wurde undhierdurch ein Übermaß an Ferrit entstanden ist – mitentsprechendem Verlust an Zähigkeit.

12.1.9 Mischverbindungen

Nichtrostende Duplexstähle lassen sich mit anderenDuplexstählen, austenitischen nichtrostenden Stählensowie un- und niedriglegierten Stählen verschweißen.

Beim Verschweißen unterschiedlicher Duplex-Stählemiteinander werden zumeist Schweißzusatzwerk-stoffe eingesetzt, deren Nickelgehalt gegenüber demGrundwerkstoff erhöht ist. Der erhöhte Nickelgehaltsorgt dafür, dass sich bei der Abkühlung in derSchweißnaht ausreichend viel Austenit bildet.

Für das Verschweißen mit austenitischen Sorten wer-den überwiegend austenitische Schweißzusatzwerk-stoffe mit niedrigem Kohlenstoffgehalt und einemMolybdängehalt eingesetzt, der zwischen jenem derbeiden zu verbindenden Stähle liegt. AWS E309L/ER309L (23 12L - EN 12072) kommt meist bei Ver-bindungen zwischen nichtrostendem Duplexstahl mitun- bzw. niedriglegierten Stählen zum Einsatz. Wirdeine Nickelbasislegierung als Schweißzusatzwerk-stoff benutzt, muss dieser frei von Niob sein. Da Austenite eine geringere Festigkeit aufweisen als Duplex-Stähle, sind Schweißnähte, die mit austeniti-schem Zusatzwerkstoff hergestellt wurden, wenigerfest als der Duplex-Grundwerkstoff.

Tabelle 15 fasst die Schweißzusatzwerkstoffe zusam-men, die üblicherweise für artverschiedene Schweiß-verbindungen von Duplexstahl eingesetzt werden. DieBeispiele zeigen die AWS-Bezeichnung für die Elek-trode (E); je nach Schweißverfahren, Nahtgeometrieund anderen Faktoren sind auch Schweißdraht (AWS-Bezeichnung ER) sowie Fülldraht möglich. Die hierinverzeichneten Schweißzusatzwerkstoffe sind auchunter verschiedenen herstellerspezifischen Bezeich-nungen erhältlich, die beim Lieferanten erfragt wer-den können.

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12.2 Qualifizierung derSchweißverfahren

Bei austenitischen Standardsorten sind die Prüfun-gen für die Qualifizierung von Schweißverfahren ver-gleichsweise einfach. Der Prüfungsaufwand, mit demWerkstoff, Schweißzusatzwerkstoff und Schweißver-fahren untersucht werden, ist relativ gering. Härte-und Biegetests (jeweils als Indikatoren für Martensitund Heißrisse) zeigen die langjährige Erfahrungen mitpotentiellen Fehlern bei austenitischen, ferritischenund martensitischen nichtrostenden Stählen auf. DieAnforderungen sind für Duplexstähle in der Regelleicht zu erfüllen, allerdings sind diese Versuche un-geeignet, intermetallische Phasen oder erhöhte Ferrit-gehalte aufzuspüren, die mögliche Fehlerquellen beinichtrostenden Duplexstählen darstellen. Weil die Zeit,in der die WEZ erhöhten Temperaturen ausgesetztsein darf, bei Duplex-Sorten begrenzt ist, sind dieletztlich erzielten Eigenschaften auch abhängig vonBlechdicke und Details der Ausführung. „Qualifizierung“muss daher weiter gefasst werden und kann lediglichals Hinweis dafür betrachtet werden, dass die wäh-rend der Fertigung eingesetzten Schweißverfahrenkeine inakzeptablen Einbußen an technischen Eigen-schaften, insbesondere an Zähigkeit und Korrosions-beständigkeit, mit sich bringen.

Um auf der sicheren Seite zu sein, müssten dieSchweißverfahren für alle Dicken und Schweißnaht-geometrien durchgeführt werden, da bereit gering -fügige Änderungen sich auf das Fertigungsergebnisauswirken können. Allerdings macht die Komplexitätrealer Fertigungsaufgaben derartige Versuche kost-spielig. Eine Begrenzung der Kosten lässt sich da-durch erzielen, dass jeweils nur das anspruchsvollsteVerfahren (in Bezug auf Querschnitt, Schweißzusatz-werkstoff und Schweißmethode) qualifiziert wird.

Im Geltungsbereich der Allgemeinen bauaufsichtlichenZulassung Z-30.3-6 „Erzeugnisse, Verbindungsmittelund Bauteile aus nichtrostendem Stahl“ des Deut-schen Instituts für Bautechnik sind Kerbschlagbiege-versuche bei -40 °C jeweils für die minimale und diemaximale Streckenenergie vorgeschrieben.

12.3 SchweißverfahrenDie nichtrostenden Duplexstähle der zweiten Gene-ration erlebten ihren Marktdurchbruch in den frühen1980er Jahren. Da nur begrenzte Erkenntnisse überdie Rolle von Stickstoff für die Phasenstabilität vorlagen, waren die Bemühungen zunächst daraufgerichtet, beim Schweißen die Wärmeeinbringung ge-ring zu halten. Die eng begrenzte Wärmeeinbringungführte zu der Auffassung, dass viele der wirtschaft- licheren Schweißverfahren mit hohen Abschmelz -leistungen, z.B. UP-Schweißen, für nichtrostende Duplex-Stähle ungeeignet seien. Die Eigenschaftender nichtrostenden Duplexstähle waren allerdings sointeressant, dass die Anwendung dieser wirtschaft -lichen Verfahren eingehend untersucht wurde. In -zwischen können nahezu alle Schweißverfahren fürDuplex-Stähle eingesetzt werden. Eine Ausnahme bildet allerdings das Autogen-Schweißen (311), dasdurch seine aufkohlende Wirkung der Schweißnahtzu viel Kohlenstoff zuführen würde.

12.3.1 Wolfram-Lichtbogenschweißen

Das Wolfram-Lichtbogenschweißen, auch als Wolf-ram-Inertgas- (WIG-)Schweißen bezeichnet, ist ins-besondere für kurze von Hand ausgeführte Schweiß-nähte geeignet. Zwar kann es bei einfachen Geome-trien auch automatisiert werden, als Verfahren fürumfangreichere Schweißarbeiten an großen Bauteilenist es jedoch unwirtschaftlich. Da viele Anlagenteile,auch wenn sie mit anderen Schweißverfahren herge-stellt wurden, einzelne WIG-Nähte enthalten, empfiehltes sich, dieses Verfahren für Reparaturstellen und fürRestarbeiten zu qualifizieren.

GeräteausstattungDas Wolfram-Lichtbogenschweißen wird am bestenmit einer Gleichstromquelle sowie einer Hochfre-quenz-Zündanlage ausgeführt. Das Verfahren solltemit Gleichstrom und negativ gepolter Elektrode ein-gesetzt werden. Die umgekehrte Polarität führt zurSchädigung der Elektrode.

Die Elektrode sollte eine mit 2 % Thor legierte Wolf-ramelektrode sein (DIN EN ISO 6848: Klasse WTH20).Eine unter Arbeitsschutzgesichtpunkten vorteilhafteAlternative sind Wolfram-Elektroden mit seltenenErden, z.B. Typ WLa20. Der Lichtbogen lässt sich bes-ser steuern, wenn die Elektrode konisch angeschlif-fen wird, wobei die Spitze einen Winkel von 30 bis 60Grad haben und die Spitze abgeflacht werden sollte.Der beste Spitzenwinkel, mit dem beim automati-sierten Wolfram-Lichtbogenschweißen volle Naht-durchdringung erreicht wird, sollte bei der tatsächli-chen Fertigung durch Versuche ermittelt werden.

Ölauffangeinrichtung unter Verwendung des Stahls 1.4410(2507) (Quelle: Aquatech)

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Serienschweißung von Großrohren für eine Pipeline ausnichtrostendem Stahl (Quelle: Arco Exploration and Pro-duction Technology)

SchweißzusatzwerkstoffeDie meisten Schweißzusatzwerkstoffe werden zwarals „artgleich“ bezeichnet, sind jedoch meist im Ver-gleich zum Grundwerkstoff um 2 bis 4 Prozentpunktehöher mit Nickel legiert, während der Stickstoffgehaltüblicherweise geringfügig niedriger ist. Allgemeingilt, dass höherlegierte Schweißzusatzwerkstoffe ein-gesetzt werden sollten, um die niedriger legiertenDuplexstahl zu schweißen, während „artgleiche“Schweißzusatzwerkstoffe befriedigende Ergebnissebei Mischverbindungen mit austenitischen nichtrosten-den sowie un- und niedriglegierten Stählen ergeben.

SchutzgasBeim Wolfram-Lichtbogenschweißen ist es, wie beiallen Schweißverfahren unter Schutzgas, wichtig, dassdas Schweißbad von dem oxidierenden und kontami-nierenden Einfluss der Umgebungsluft abgeschirmtwird. Meist wird hierzu das Inertgas Argon in einerfeuchtigkeitsfreien Schweißqualität mit einer Rein-heit von 99,95% oder mehr eingesetzt. Die Gaslei-tungen müssen sauber, trocken und dicht sein. DieGasmenge muss so geregelt sein, dass das Gas denNahtbereich vollständig abdeckt, ohne dass es zuVerwirbelungen und zum Einsaugen von Luft in dasSchutzgas kommt. Der Gasstrom sollte einige Se-kunden vor der Zündung des Lichtbogens einsetzenund sollte nach dessen Erlöschen noch einige Se-kunden fortdauern, am besten, bis Schweißnaht undWEZ soweit abgekühlt sind, dass eine Oxidation vonSchweißgut und WEZ nicht mehr erfolgt. Um die Elek-trode abzudecken, wird bei einem normalen Gasdif-fusor eine Durchflussmenge von 12 l/min bis 18 l/minund bei einer normalen Düse die Hälfte empfohlen.

Die Durchflussmengen beim Wurzelschutz (ebenfallsreines Argon) hängen von der Größe der Wurzel ab.Sie sollte groß genug sein, um eine vollständige Ver-drängung der Luft und einen vollständigen Schutz derSchweißnaht zu gewährleisten, so dass sich keineAnlauffarben bilden. Da Argon schwerer ist als Luft,sollte die Zufuhr von der Unter- zur Oberseite des um-schlossenen Raumes erfolgen, der mit mindestens demSiebenfachen seines Volumens gespült werden muss.

Mit reinem Argon werden befriedigende Schweißnäh-te erzielt, allerdings gibt es durchaus Optimierungs-möglichkeiten. Der Zusatz von rund 3 % trockenemStickstoff sorgt dafür, dass der Stickstoff im auf -geschmolzenen Stahl verbleibt, besonders bei denhöherlegierten Duplexstählen. Stickstoffzusätze füh-ren zu höherem Verbrauch der Elektrode, ein Zusatzvon Helium hebt diesen Effekt aber teilweise wiederauf.

Zusätze von Sauerstoff und Kohlenstoffdioxid zumSchutzgas sollten vermieden werden, weil sie dieKorrosionsbeständigkeit des Stahls herabsetzen.Wasserstoff sollte nicht im Schutzgas oder im Gaszum Wurzelschutz enthalten sein, weil es in der ferri-tischen Phase des Duplex-Stahls zu einer Wasserstoff-versprödung oder zu Wasserstoffrissen führen kann.

Die Gaszufuhr sowie ggf. die Wasserkühlung solltenregelmäßig inspiziert werden, um sicherzustellen, dassdas Gas trocken und sauber bleibt.

Techniken und ParameterBei nichtrostenden Duplexstählen ist es besonderswichtig, gute und gleichmäßige Kantenvorbereitung,Ausrichtung und Wurzelspalte sicherzustellen. Währendaustenitische nichtrostende Stähle es erlauben, Män-gel in diesen Bereichen durch geschicktes Schweißenauszugleichen, besteht bei Duplexstählen das Risiko,dass sie hierdurch zu lange hohen Temperaturen aus-gesetzt werden. Kupferschienen zur Wärmeabfuhrsollten vermieden werden, da die Oberflächen nicht-rostender Duplexstähle empfindlich gegen Kupferver-unreinigung sind.

Jegliche Zündung des Lichtbogens außerhalb desSchweißbereiches führt zu Zündstellen mit sehr hohenAbkühlungsraten, die lokal zu stark erhöhten Ferritge-halten und folglich an diesen Stellen zu verminderterKorrosionsbeständigkeit führen können. Die Zündungsollte im Bereich der Schweißnaht selbst erfolgen, umdieses Problem zu vermeiden.

Das Heften sollte vollständig unter Schutzgas erfolgen.Heftstellen sollten sich nicht am Ausgangspunkt derWurzellage befinden. Um Risse an den Heftstellen imBereich der Wurzel zu vermeiden, sollte die Wurzel-schweißung unterbrochen und die Heftstellenschwei-ßung angeschliffen werden, alternativ können dieHeftstellen vor dem Wurzeldurchgang teilweise ent-fernt werden.

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Die Breite des Wurzelspalts sollte sorgfältig einge-halten werden, damit Wärmeeinbringung und Auf -mischung während des Wurzeldurchgangs möglichstgleichmäßig sind. Anfang und Ende der Wurzellagesollten angeschliffen werden, bevor die Fülllagen ge-schweißt werden. Das Werkstück sollte zwischen deneinzelnen Lagen bei den Standard-Duplex-Stählenunter 150 °C und bei Super-Duplex-Stählen unter100 °C abkühlen, damit die Temperatur in der WEZzwischen den Durchgängen ausreichend weit absin-ken kann.

Beim Wolfram-Lichtbogenschweißen von nichtrosten-den Duplexstählen ist der am häufigsten angewandteSchweißzusatzwerkstoff „artgleich“ mit leicht erhöh-tem Nickelanteil. Superduplex-Schweißzusatzwerk-stoffe lassen sich auch vorteilhaft für Schweißungendes Grundwerkstoffs EN 1.4462 (2205) einsetzen. Gän-gige Schweißdrahtdurchmesser sind 1,6 mm, 2,4 mmund 3,2 mm. Der Schweißdraht muss sauber und trocken sein und bis zu seiner Verwendung in einemgeschlossenen Behälter aufbewahrt werden. Die bes-ten Ergebnisse werden erzielt, wenn in der Wannen-lage (PA) geschweißt wird. Der Brenner sollte mög-lichst senkrecht gehalten werden, um ein Einsaugenvon Luft in das Schutzgas zu vermeiden.

Es besteht je nach Werkstoffdicke und Schweißnaht-geometrie weitgehende Freiheit bei der Bemessungder Wärmezufuhr. Meist liegt sie bei 0,5 kJ/mm bis2,5 kJ/mm, wie sich aus nachstehender Formel er-gibt:

Wärmezufuhr (kJ/mm) = (V × A) / (S × 1000)mit V = Spannung (V)

A = Stromstärke (A)S = Schweißgeschwindigkeit (mm/s)

Allgemeine Empfehlungen für die Wärmezufuhr lauten:EN 1.4362 (2304) oder Lean Duplex 0,5–2,0 kJ/mmEN 1.4462 (2205) 0,5–2,5 kJ/mmEN 1.4410 (2507) 0,3–1,5 kJ/mm

Das Wolfram-Inertgasschweißen ergibt bei guterSchutzgaszufuhr sowie geeigneter Wahl von Schweiß-dauer und Temperatur Schweißnähte von guter Zähig-keit und Korrosionsbeständigkeit. Es ist damit vielsei-tig anwendbar. Das Verfahren wird häufig ergänzendoder für Restarbeiten an Anlagen angewandt, die imÜbrigen mit anderen Schweißverfahren hergestelltwurden. Wichtig ist, das Verfahren im Hinblick auf dieunterschiedlichen Einsatzsituationen zu qualifizieren.

12.3.2 Metall-Schutzgasschweißen(MSG/MAG)

Das Metall-Schutzgasschweißen, meist in Form desMetall-Aktivgasschweißens (MAG) angewandt, ist besonders wirtschaftlich für längere Schweißnähte,die relativ großer Mengen von Schweißzusatzwerk-stoff erfordern. Es lässt sich bei einfachen Geome-trien gut automatisieren. Häufig wird für großeSchweißnahtlängen das MSG/MAG-Verfahren in Ver-bindung mit dem Wolfram-Inertgasschweißen einge-setzt.

AusrüstungDas MSG-Schweißen erfordert besondere Schweiß-geräte, u.a. eine stabilisierte Spannungsquelle miteinstellbarer Neigung der Kennlinie und einer ein-stellbarer Drossel oder mit der Möglichkeit eines Impulslichtbogens. MIG/MAG sollte an Gleichstrommit positiv geschalteter Elektrode ausgeführt werden.Es gibt beim MIG/MAG-Schweißen drei Möglichkeitendes Werkstoffübergangs.

Asphalttransporter aus nichtrostendem Duplexstahl (Quelle: Outokumpu)

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Kurzlichtbogen

Schweißdrahtdurchmesser Stromstärke Spannung

mm Zoll A V

1,0 0,035 90–120 19–21

1,2 0,045 110–140 20–22

Sprühlichtbogen

1,0 0,035 170–200 25–28

1,2 0,045 210–280 26–29

1,6 0,063 270–330 27–30

KurzlichtbogenUnter allen MSG-Verfahren hat diese Variante die ge-ringste Wärmeeinbringung. Sie eignet sich daher fürdünne Wandstärken, bei denen eine hohe Wärmezu-fuhr zu Verzug führen könnte. Sie kann auch fürSchweißungen in Zwangslagen eingesetzt werden.

Impulslichtbogen Diese Arbeitsweise erfordert zwei Stromquellen, umdie beiden Arbeitsbereiche abzudecken, wobei dasUmschalten zwischen den Quellen das Pulsen be-wirkt. Die Abschmelzungsleistung ist während derPulsstromphase hoch, jedoch während der Grund-stromphase niedriger. Diese Kombination hat den Vor-teil einer großen Abschmelzleistung bei gleichzeitigbegrenzter Wärmezufuhr.

SprühlichtbogenDieser Modus ergibt hohe Abschmelzleistungen miteinem stabilen Lichtbogen, geht jedoch mit hohemWärmeeintrag einher. Der Einsatz ist in der Regel aufSchweißarbeiten in der Wannenlage begrenzt. Wirt-schaftlich ist es bei langen, geraden Schweißraupenbei Nähten mittlerer Breite.

SchweißzusatzwerkstoffeMSG-Schweißen basiert auf abschmelzenden Elek-troden in Form eines Drahtes, der von einer Rolledem Lichtbogen automatisch zugeführt wird. DerSchweißzusatzwerkstoff besteht aus „artgleichem“nichtrostendem Duplexstahl, der mit Nickel überle-giert ist, um das gewünschte Phasengleichgewichtund die angestrebten Eigenschaften im geschweißtenZustand zu erhalten.

SchutzgasDie Auswahl des Schutzgases ist im Falle von MSG-Schweißen komplexer als beim Wolfram-Lichtbogen-schweißen und hängt wesentlich davon ab, ob derVerarbeiter käuflich erhältliche Gasmischungen ein-setzt oder über eigene Gasmischsysteme verfügt.MSG-Schutzgase reichen von reinem Argon bis zu 80 %-igem Argon mit Zusätzen von Helium, Stickstoffund Sauerstoff zur Verbesserung der Schweißbarkeitund der Eigenschaften der Schweißkonstruktion. Die Durchflussmengen hängen von der Art des Werk-stoffübergangs, der Schweißgeschwindigkeit unddem Schweißdrahtdurchmesser ab. Sie bewegen sichin der Regel bei 12 l/min bis 16 l/min bei Draht-durchmesser zwischen 1,0 mm und 1,6 mm. Ein lan-ges freies Drahtende (Stickout) sollte vermieden werden, damit die Gasabdeckung während desSchweißens erhalten bleibt. Wie bereits im Falle desWolfram-Inertgasschweißens erwähnt, ist die Funk-tionstüchtigkeit der Gaszufuhr entscheidend. Es soll-ten Vorkehrungen getroffen werden, das Einziehenvon Luft in das Schutzgas auszuschließen. Da dieSchweißungen über größere Längen stattfinden, istdie Abschirmung von Luftzutritt für eine gleichmäßigeSchweißnahtqualität wichtig. Wasserstoff sollte imSchutzgas oder beim Wurzelschutz nicht enthaltensein, weil es in der Ferritphase des nichtrostendenDuplexstahles Wasserstoffversprödung oder Wasser-stoffrisse verursachen kann.

Tabelle 16: Typische MSG-Schweißparameter für Kurzlichtbögen und Sprühlichtbögenbeim Schweißen von nichtrostendem Duplexstahl mit unterschiedlichen Schweißdraht-dicken (Quelle: Avesta Welding)

Schweißtechnik und ParameterTypische Schweißparameter für den Kurzlichtbogenund für den Sprühlichtbogen sind in Tabelle 16 zu-sammengefasst.

Wie im Falle des Wolfram-Inertgasschweißens sindauch beim Metall-Schutzgasschweißen gründlicheVorbereitung und gleichmäßige Kanten, Ausrichtungsowie Stegflanken oder Spaltabstände erforderlich.Kupferschienen zur Wärmeabfuhr sollten möglichstvermieden werden, weil nichtrostende Duplexstählegegen oberflächliche Verunreinigung mit Kupfer emp-findlich sind und die Kupferstäbe in einigen Fälleneine zu schnelle Abkühlung bewirken können.

Eine Zündung des Lichtbogens außerhalb des Schweiß-nahtbereiches führt zu lokalen Anschmelzungen mitsehr hohen Abkühlungsraten, die stellenweise hohenFerritgehalt und einen möglichen Verlust an Korrosions-beständigkeit verursachen können. Der Bogen sollte imSchweißbereich gezündet werden, um dieses Problemzu vermeiden. Zündungen außerhalb des Schweiß-nahtbereiches sollten durch leichtes Schleifen entferntwerden.

Geflanschte T-Verbindung aus dem Werkstoff EN 1.4462 (2205); (Quelle: Arco Explorationand Production Technology)

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Mechanisiertes Schweißen von Großrohren aus nichtrostendem Duplexstahl bei einerPipeline an der Nordküste Alaskas (Quelle: Arco Exploration and Production Technology)

Heftnähte sollten unter Schutzgas geschweißt wer-den. Am Ausgangspunkt der Wurzellage sollte sichkeine Heftschweißung befinden. Am besten wird, umRisse im Wurzeldurchgang aufgrund von Heftschwei-ßungen zu verhindern, die Wurzellage unterbrochenund die Heftschweißung angeschliffen. Die Heft-schweißungen können auch vor dem Wurzeldurch-gang teilweise angeschliffen werden. Die Breite desWurzelspaltes sollte möglichst konstant gehaltenwerden, um sicherzustellen, dass Wärmeübergangund Aufmischung in der Wurzellage gleichmäßig sind.Anfangs- und Endpunkt der Wurzellage sollten ange-schliffen werden, bevor mit der Fülllage begonnenwird. Die Zwischenlagentemperaturen sollte unter150 °C liegen, damit die Temperatur der WEZ bei den aufeinanderfolgenden Lagen ausreichend schnellabsinken kann.

Die üblichen Schweißdrahtdurchmesser liegen bei1,0 mm bis 1,6 mm, seltener bei 2,4 mm und 3,2 mm.Der Schweißdraht muss sauber und trocken sein undsollte bis zur Benutzung in einem geschlossenen Be-hälter aufbewahrt werden. Die besten Ergebnissewerden beim Schweißen in Wannenlage erzielt. DieSchweißpistole sollte möglichst senkrecht gehaltenwerden, um das Ansaugen von Luft in das Schutzgaszu vermeiden.

12.3.3 Fülldrahtschweißen

Das Fülldraht-Lichtbogenschweißen stellt eine neuereEntwicklung beim Schweißen nichtrostender Duplex -stähle dar. Sein Erfolg ist ein Beispiel dafür, wie schnellund umfassend sich die Technologie des nichtrosten-den Duplexstahls entwickelt hat. Beim Fülldraht-schweißen wird der gefüllte Schweißdraht mit der-selben Technik wie beim MSG-Schweißen automa-

tisch durch den Brenner zugeführt. Das im Draht ent-haltene Pulver enthält einige der Legierungszusätzesowie die Schlackenbildner, welche die Schweißnahtvor der Atmosphäre schützen und das Schutzgas er-gänzen, das zum Schutz der WEZ über den Brennerzugeführt wird. Das Fülldrahtschweißen ist kosten-günstig, weil es eine hohe Abschmelzleistung bietetund auch für Zwangspositionen sowie für einen großenDickenbereich geeignet ist.

AusstattungFür das Fülldrahtschweißen werden dieselben Geräteeingesetzt wie für das MSG-Schweißen.

SchweißzusatzwerkstoffeDa die Schweißungen mit Fülldraht-Elektroden – ver-mutlich aufgrund des erhöhten Sauerstoffgehalts imaufgeschmolzenen Metall – Nähte von etwas gerin-gerer Zähigkeit ergeben, sind die Fülldrähte mit Nickelüberlegiert, so dass der Werkstoff im Nahtbereicheinen höheren Austenitanteil hat als der Grundwerk-stoff. Die Zusammensetzung der Schlackenbildner unddie Herstellung des Fülldrahts sind herstellerspezi-fisch und können von Anbieter zu Anbieter deutlichunterschiedlich sein. Es muss daher darauf geachtetwerden, dass bei der Fertigung Fülldrahtelektrodendesselben Herstellers verwendet werden wie bei derVerfahrensprüfung und dass ein Wechsel währendder Fertigung ausgeschlossen wird.

SchutzgasDie gebräuchlichsten Schutzgase sind beim Fülldraht -schweißen Mischungen aus 80 % Argon und 20 %Kohlenstoffdioxid bis zu 100 % Kohlenstoffdioxid fürdie horizontale und für senkrechte Schweißpositio-nen. Die Gasmenge liegt in beiden Positionen bei20–25 l/min. Eine genaue Einhaltung der Länge desfreien Drahtendes ist wichtig, um die Aufnahme vonKohlenstoff zu begrenzen, besonders wenn reinesKohlenstoffdioxid eingesetzt wird.

Technik und ParameterBei Schweißdraht mit 1,2 mm Durchmesser liegen dieüblichen Einstellungen von Stromstärke und Span-nung bei 150–200 A und 22–28 V für die PositionenPA und PB und 60–110 A und 20–24 V bei senkrech-ter Schweißposition. Im Übrigen entsprechen dieEmpfehlungen jenen für das MSG-Schweißen.

12.3.4 Schweißen mit umhüllter Stab-elektrode (E-Handschweißen)

E-Handschweißen, auch als Schweißen mit Stab-elektrode oder umhüllter Elektrode bezeichnet, ist ein höchst vielseitiges Schweißverfahren, das sichfür die Verarbeitung komplexer Geometrien sowie dieAnwendung in Zwangspositionen und bei schwierigemSchutzgaszutritt eignet. Während der Einsatz des E-Handschweißens für die ganzheitliche Anwendungbesonders bei kleineren und komplexeren Konstruk-tionen möglich ist, wird dieses Verfahren vor allem inKombination mit kostengünstigeren Schweißmetho-den für größere Konstruktionen eingesetzt.

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Elektrodendurchmesser

Kerndrahtdurchmesser Stromstärke Spannung

mm Zoll A V

2,0 0,078 35–60 22–28

2,5 0,094 60–80 22–28

3,25 0,125 80–120 22–28

4,0 0,156 100–160 22–28

Tabelle 17: Übliche Parameter für E-Handschweißen von nichtrostenden Duplexstählenmit Stab-Elektroden unterschiedlicher Dicke (Quelle: Outokumpu)

Sammler aus dem Werkstoff EN 1.4462 (2205); (Quelle:Arco Exploration and Production Technology)

GeräteausstattungFür das E-Handschweißen wird eine stabilisierteStromquelle benötigt. Die Schweißung wird beiGleichstrom mit positiv geschalteter Elektrode aus-geführt.

SchweißzusatzwerkstoffeStabelektroden bestehen aus einem abschmelzendenKerndraht und einer schlackenbildenden Umhüllung.Solche Umhüllungen gibt es mit oder ohne zusätz -liche Legierungselemente, die in die Schweißnaht ein-gebracht werden. Die Umhüllungen weisen zumeisteine komplexe, herstellerspezifische Zusammenset-zung auf. Sie dienen der Stabilität des Lichtbogens,der Abschirmung des Metalls beim Übergang sowiedem Schutz des Schweißnahtbereiches während undnach der Erstarrung. Wegen der herstellereigenen Zu-sammensetzung können selbst zwischen Produktenmit gleicher Bezeichnung von Anbieter zu Anbieter erhebliche Unterschiede bestehen. Die Umhüllungenkönnen im Hinblick auf beste Zähigkeit und physikali-sche Beschaffenheit optimiert sein, aber auch für be-stimmte Schweißpositionen, z.B. für die Wannenlage,für Zwangslagen oder senkrechte Schweißungen.

Die Umhüllungen sind hygroskopisch; Feuchtigkeitverschlechtert ihre Eigenschaften erheblich. Die Elek-troden sollten bis unmittelbar vor dem Einsatz in ihrerVerkaufsverpackung aufbewahrt werden. Bei ange-brochenen Packungen sollten die Elektroden in einenOfen gelegt werden, der auf 95 °C aufgeheizt ist, damitsich keine Feuchtigkeit ansammelt, die zu Porositätund Rissbildung führen kann. Da die Schlackenbild-ner den Sauerstoffgehalt in der Schweißnaht erhöhenund dadurch deren Zähigkeit herabsetzen, haben Stab-elektroden in der Regel einen höchstmöglichen Austenitgehalt, der gerade noch niedrig genug ist, umdie besonderen Eigenschaften des Duplexgefügesaufzuweisen. Die Zähigkeit der Schweißnaht liegt stetsunter dem Wert für den Grundwerkstoff, jedoch deut-lich höher als bei un- und niedriglegierten Stählen.Gelegentlich wird irrtümlich die Qualifizierung von E-Handschweißungen gemäß ASTM A 923 vorgenom-men, ohne die Akzeptanzkriterien entsprechend anzu-passen. Die bei E-Handschweißnähten anzutreffendegeringere Zähigkeit ist kein Anzeichen für interme-tallische Phasen, sondern ist dem Sauerstoff zuzu-schreiben, der durch den Schlackenbildner eingetra-gen wird. Wird die Anforderung von 54 J bei 40 °C,wie sie für den Grundwerkstoff gilt, beibehalten, führtdies zu einem ungerechtfertigten Ausschluss dieseshöchst vielseitigen Verfahrens, das in der Praxis seitvielen Jahren mit ausgezeichneten Ergebnissen an-gewandt wird. Der Mindestwert der Kerbschlagarbeitliegt nach ASTM A 923 bei 34 J für den Schweiß-nahtbereich und bei 54 J für die WEZ.

Im Geltungsbereich der Allgemeinen bauaufsichtli-chen Zulassung Z-30.3-6 „Erzeugnisse, Verbindungs-mittel und Bauteile aus nichtrostendem Stahl“ desDeutschen Instituts für Bautechnik wird eine Kerb-schlagarbeit von 40 J bei -40 °C verlangt.

AbschirmungDer Nahtschutz ist in der Regel unkritisch, weil dasVerfahren auf der Schutzwirkung des Schlackenbild-ners und der von der Umhüllung ausgehenden Gaseberuht.

Technik und ParameterDie Schweißparameter sind beim E-Handschweißenweitgehend vom Elektrodendurchmesser abhängig,wie aus Tabelle 17 ersichtlich ist.

Um die vom Schlackenbildner ausgehende Schutz-wirkung zu erhalten, sollte der Schweißer den Licht-bogen so kurz wie möglich halten. Ein zu großer Abstand, d.h. ein „langer Lichtbogen“, kann zu Poro-sität, übermäßiger Oxidation und Beeinträchtigungder mechanischen Eigenschaften führen.

Die Wurzellage sollte mit einer kleineren Elektrodeausgeführt werden, während die größeren Elektrodenden Fülllagen vorbehalten bleiben. Der Lichtbogensollte immer im Bereich der Schweißnaht gezündetwerden. Zündfehler und Schweißspritzer sollten weg-geschliffen werden.

Das Schweißen mit Stabelektroden sollte bei nicht-rostenden Duplexstählen von weniger als 2 mm nichteingesetzt werden. Das Werkstück sollte möglichstflach liegen, allerdings gibt es Stabelektroden für nahezu jede Schweißposition. Die Elektrode sollte in einem Winkel von 20° zum Werkstück gehaltenwerden, wobei schleppend (Elektroden vorwärts inVorschubrichtung geneigt) geschweißt wird. DieSchweißnaht sollte flach in einem sanften Nahtüber -gang ausgeführt werden. Die Stromstärke sollte ge-rade so hoch eingestellt werden, dass ein weicherLichtbogen entsteht, der eine gute, gleichmäßigeSchweißung sicherstellt.

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Schweißdrahtdurchmesser Stromstärke Spannung

mm Zoll A V

2,5 0,094 250–450 28–32

3,25 0,125 300–500 29–34

4,0 0,156 400–600 30–35

5,0 0,203 500–700 30–35

12.3.5 Unterpulverschweißen (UP)

UP-Schweißen ermöglicht vergleichsweise hohe Ab-schmelzleistungen, wobei die Wärmebelastung derWEZ insgesamt geringer ist, als es bei einer größerenAnzahl von Lagen mit jeweils geringerer Abschmel-zung pro Lage möglich wäre. Aufgrund der ferriti-schen Erstarrung und der Gefügeumwandlung desSchweißnahtbereiches können nichtrostende Stählemit minimaler Heißrissgefahr nach dem UP-Verfahrengeschweißt werden. Allerdings müssen gegenüberaustenitischen nichtrostenden Stählen einige Anpas-sungen bei Nahtgeometrie und Schweißparameternvorgenommen werden, um eine vollständige Durch-schweißung zu erzielen. UP-Nähte, die mit sehr hoherSchweißgeschwindigkeit in Kombination mit ungüns-tiger Fugengeometrie hergestellt wurden, können zuMittelnahtrissen neigen. Um der Rissgefahr zu begeg-nen, genügt es in der Regel, die Schweißgeschwindig-keit zu reduzieren. Bei großen Baueinheiten und lan-gen, geraden Schweißnähten ist das UP-Schweißenein kostengünstiges und anforderungsgerechtes Ver-fahren, nichtrostende Duplexstähle zu schweißen.Haupteinsatzbereich ist das Schweißen dickwandigerRohre aus nichtrostendem Duplexstahl.

Schweißzusatzwerkstoffe und SchutzgasFür das UP-Verfahren ist üblicher artgleicher Schweiß-zusatzwerkstoff geeignet. Allerdings muss der richti-ge Schlackenbildner eingesetzt werden, um das ge-wünschte Eigenschaftsprofil zu erzielen. Nach den vor- liegenden Praxiserfahrungen ergeben stark basischePulver bei nichtrostenden Duplexstählen die besteSchlagzähigkeit.

Technik und ParameterTabelle 18 führt die gebräuchlichen Parameter fürdas UP-Schweißen von nichtrostenden Duplexstählenauf.

12.3.6 Elektronen- und Laserstrahl- schweißen

Mit diesen Verfahren liegen bei Duplexstählen positiveErfahrungen vor. Sie erzeugen sehr schmale Wärme-einflusszonen (WEZ) und liefern schnelle Abkühlung,was der Bildung intermetallischer Phasen entgegen-wirkt. Die schnelle Abkühlung kann jedoch auch dazuführen, dass sich in der Naht zu viel Ferrit bildet. DieQualifizierung des Schweißverfahrens ist daher vonzentraler Bedeutung. Ein Lösungsglühen vermindertden Ferritgehalt und verbessert das Austenit-Ferrit-Gleichgewicht in der Schweißnaht.

12.3.7 Widerstandsschweißen

Beim einfach gepulsten Punktschweißen kühlt dieWEZ sehr schnell ab. Bei nichtrostenden Duplexstählenverläuft die Abkühlung sogar noch schneller als beiaustenitischen, weil sie eine höhere Wärmeleitfähig-keit haben. Dabei gibt es einen schmalen Bereich un-mittelbar neben der Schmelzlinie, die in einen Tempe-raturbereich gelangt, in dem sich das Duplexgefügevollständig in Ferrit umwandelt. Die Abkühlung erfolgtso schnell, dass selbst die hochstickstofflegiertennichtrostenden Duplexstähle in diesem Bereich kaumwieder Austenit bilden. Es ist also möglich, dass ineinem zähen Grundwerkstoff eine Schweißnaht ent-steht, die eine schmale ferritische Zone von begrenz-ter Zähigkeit aufweist.

Bei programmierbaren Widerstands-Schweißgerätenist es oft möglich, einen doppelt gepulsten Schweiß-zyklus einzustellen, der die Abkühlung so weit ver-langsamt, dass diese durchgehende Ferritlage ver-hindert wird. Auch hierbei müssen ggf. unterschied-liche Wanddicken separat qualifiziert werden.

Bei Rollennaht-Schweißgeräten tritt dieses Problemseltener auf. Die Wärmeeinbringung dauert kaum jemals lange genug, um die Bildung intermetallischerPhasen zu ermöglichen. Allerdings sollte die Qualifi-zierung eine Prüfung auf erhöhte Ferritgehalte aus-drücklich vorsehen.Tabelle 18: Gebräuchliche Parameter für das UP-Schweißen nichtrostender Duplexstähle

mit Schweißdraht von unterschiedlichen Durchmessern (Quelle: Outokumpu)

N.B.: Die Arbeitsgeschwindigkeit liegt zumeist bei 30–60 cm/min

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13 Andere VerbindungstechnikenDie Vorteile alternativer Verbindungstechniken, beidenen der Werkstoff nicht aufgeschmolzen wird, lie-gen darin, dass Verzug und Restspannungen mini-miert werden. Solche Verbindungen können dicht undvergleichsweise fest sein. Allerdings wird nie das Niveau von Schweißverbindungen erreicht, bei denendie Korrosionsbeständigkeit und die Festigkeit in derSchweißnaht ebenso oder fast ebenso hoch sind wieim Grundwerkstoff. Diese Überlegung ist bei nicht-rostenden Duplexstählen, die in Bezug auf Festigkeitund Korrosionsbeständigkeit den Stählen der AISI-300er-Familie überlegen sind, wichtig.

13.1 Vorbereitung des zu fügenden Bereichs

Bei allen Verbindungsarten ist es von größter Bedeu-tung, den zu fügenden Bereich vor dem Fügen sorg-fältig zu reinigen. Die Oberflächen müssen frei vonÖl, Fett, Schmutz, Staub oder Fingerabdrücken sein.Derartige Verschmutzungen müssen mit geeignetenLösemitteln entfernt werden. Öl und Fett können beimWeich- oder Hartlöten verhindern, dass das Flussmitteldie Oxidschicht entfernt. Lose Verschmutzungen ver-mindern die wirksame Haftfläche. Leicht angerauteOberflächen ergeben oft bessere Verbindungen alsglatte. Das Anrauen mit einem feinen Schleifmittelverbessert zuweilen die Benetzbarkeit, die für einegute Verbindung ausschlaggebend ist.

13.2 KlebeverbindungenEs gibt zahlreiche handelsübliche Klebstoffe für metallische Oberflächen. Nichtrostende Duplexstählewerden hinsichtlich des Klebens genauso behandeltwie andere metallische Werkstoffe. Die Klebstoff -hersteller können bei der Auswahl von Produkten zurErzielung einer bestimmten Festigkeit oder für spezi-fische Temperatur- und andere Betriebsbedingungenihren Rat geben.

13.3 WeichlötenDas Weichlöten unterscheidet sich vom Hartlötendurch die Schmelztemperatur des Lots. Die Löttempe-ratur liegt i.d.R. unter 450 °C (840 °F). WeichgelöteteVerbindungen sind weniger fest als hartgelötete und auch die möglichen Betriebstemperaturen sindniedriger. Die gebräuchlichsten Lote sind Zinn-Blei-,

Zinn-Antimon-, Zinn-Silber und Zinn-Blei-Wismut-Legierungen. Diese niedrig schmelzenden Lote er-geben Verbindungen unterschiedlicher Festigkeit,Korrosionsbeständigkeit und Farbe.

Für eine gute Weichlötverbindung muss die Passiv-schicht des nichtrostenden Stahls vor dem Löten miteinem Flussmittel entfernt werden. Die hohe Stabili-tät dieser schützenden Oxidschicht kann, insbeson-dere bei molybdänlegierten nichtrostenden Duplex -stählen, diese Flussmittelbehandlung erschweren.Die gebräuchlichen säurebasierten Flussmittel ent-halten auch Chloride. Chloridhaltige Flussmittel müs-sen unmittelbar nach dem Weichlöten mit Wasser abgewaschen oder neutralisiert werden. Geschiehtdies nicht vollständig, besteht die Gefahr von Loch-korrosionsschäden, die bereits vor der Inbetrieb -nahme auftreten können.

Fallfilmverdampfer aus nichtrostendem Stahl des Typs EN 1.4410 (2507); (Quelle: Gary Carinci, TMR Stainless)

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13.4 HartlötenHartlot hat eine Schmelztemperatur oberhalb von 450 °C (840 °F). Gebräuchlich sind Silber-, Nickel-und Kupferlote. Silberlote schmelzen in einem rela-tiv niedrigen Temperaturbereich von 618–705 °C(1145–1300 °F) und Kupferlote bei 1100–1150 °C(2000–2100 °F), während Nickellote bei bis zu 1175 °C (2150 °F) schmelzen. Mit Nickel gelöteteVerbindungen halten dementsprechend höheren Be-triebstemperaturen stand als mit Kupfer- oder Silber-lot ausgeführte.

Der Temperaturbereich 705–980 °C (1300–1800 °F)sollte bei nichtrostenden Duplexstählen gemiedenwerden. Die Hartlöt-Temperatur sollte deshalb über1040 °C (1900 °F) oder unter 705 °C (1300 °F) liegen.Hartlötverbindungen können aus dem Hartlöt-Tempe-raturbereich von über 1040 °C (1900 °F) abgeschrecktwerden.

Die Auswahl des Hartlots richtet sich nach den An-forderungen an Korrosionsbeständigkeit, Betriebs-temperatur und Festigkeit der Verbindung. Nickelloteenthalten bis zu 25 % Chrom, wodurch sie eine ge-wisse Korrosionsbeständigkeit erhalten, ohne jedochdas Niveau des nichtrostenden Duplexstahls EN 1.4462(2205) zu erreichen.

Zuweilen wird berichtet, dass stickstoffhaltige nicht-rostende Stähle schwer hartzulöten seien. Dies könntedie nichtrostenden Duplexstähle der zweiten Genera-tion betreffen, die erhöhte Stickstoffgehalte aufwei-sen. Über das Hartlöten nichtrostender Duplexstählegibt es nur wenige Angaben, so dass der Verarbeiterbeim Ermitteln der besten Lötparameter auf eigeneVersuche angewiesen ist.

Wie beim Weichlöten, muss auch beim Hartlöten diePassivschicht vor dem Löten entfernt werden, damiteine feste Lötverbindung entstehen kann. Auch hiergilt es, das Flussmittel nach dem Löten zu beseiti-gen. Das Vorgehen entspricht dem beim Weichlöten:Abspülen mit heißem Wasser oder einem Neutralisie-rungsmittel.

Rauchgasentschwefelungsanlage aus dem Stahl EN 1.4462 (2205); (Quelle: Aperam)

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Kratzer

Schweißspritzer

Unterschneidung

Zündstelle

Anlauffarben

Eingedrücktes Eisenoder Rost

Grobe Schleifriefe

Farbe

14 EndreinigungHinsichtlich der abschließenden Reinigung nach derVerarbeitung unterscheiden sich nichtrostende Du-plexstähle nicht von anderen nichtrostenden Stählen.Diese Reinigung ist ebenso wichtig wie die Steuerungder Zwischenlagentemperatur oder die Verwendungdes Schutzgases während des Schweißens. Ein nachder Verarbeitung nur unzureichend gereinigter nicht-rostender Stahl kann bereits bei weitaus niedrigerenTemperaturen oder unter weniger aggressiven Be-dingungen korrodieren als der Ausgangswerkstoff.Die Kosten für einen höher korrosionsbeständigenWerkstoff sind vergebens, wenn nicht im Laufe derVerarbeitung ein optimaler Oberflächenzustand bei-behalten bleibt oder wiederhergestellt wird. Schweiß-spritzer, Anlauffarben, Markierungen, Zündstellen undUnterschneidungen können in wässrigen Medien alsSpalte wirken. Ebenso können sie ein anderes Poten-tial haben als die Oberfläche und galvanische Korro-sion auslösen. Derartige Störungen in der Passivschichtsind unbedingt zu beheben. Abbildung 18 listet dieunterschiedlichen Arten von Fehlern auf, die währendder Verarbeitung entstehen können und die vor derInbetriebnahme behoben werden müssen.

14.1 Markierungen, Farben,Schmutz und Öl

Alle diese Oberflächenverschmutzungen könnenSpalte bilden, von denen bei nichtrostenden StählenLoch- oder Spaltkorrosion ausgehen kann. Außerdemkönnen sie zu einer Verunreinigung mit Kohlenstoffführen. Wird an diesen Stellen geschweißt, könnensich Karbidausscheidungen bilden, die den Stahl sen-sibilisieren und im Betrieb zu Korrosion an den Korn-grenzen führen können. Diese Verschmutzungen müs-sen mit geeigneten Lösungsmitteln entfernt werden.

14.2 FremdeisenverunreinigungEingedrückte oder frei aufliegende Eisenpartikelstammen von der Verarbeitung oder vom Transportdes nichtrostenden Stahls mit Werkzeugen aus Kohlenstoffstahl. Werden auf nichtrostendem StahlWerkzeuge aus Stahl benutzt oder wird Kohlenstoff-stahl dort verarbeitet, wo in der Nähe nichtrostenderStahl gelagert ist, kann Eisen auf die Oberfläche desnichtrostenden Stahls gelangen. Unter Feuchtigkeits-einfluss rostet dieses Eisen und kann wiederum Korrosion an der Edelstahloberfläche auslösen. Esgeht also darum, jeglichen Kontakt zwischen nicht-rostendem Stahl und Kohlenstoffstahl zu vermeiden.Für die Bearbeitung von nichtrostendem Stahl dürfendeshalb nur Werkzeuge, Bürsten oder Klammern ausnichtrostendem Stahl sowie neue, nicht verunreinigteSchleifscheiben eingesetzt werden. Oft werden solcheWerkzeuge im Betrieb farblich besonders gekenn-zeichnet.

Abbildung 18: Häufig anzutreffende Verarbeitungs- oder Oberflächenfehler (Quelle: NickelInstitute Publication 10 026)

In die Oberfläche eingedrücktes Fremdeisen bei einem rollgeformten Teil aus nichtrosten-dem Duplexstahl EN 1.4462 (2205); (Quelle: Gary Carinci, TMR Stainless)

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Fremdeisen lässt sich mechanisch, chemisch oderdurch eine Kombination beider Verfahrenswege ent-fernen. Die Wahl der am besten geeigneten Methoderichtet sich nach der Größe und Form des Werk-stücks, den zu erwartenden Betriebsbedingungen so -wie praktischen Erwägungen, z.B. der Entsorgung vonReinigungsrückständen. Eine gebräuchliche Methodebesteht in der Behandlung mit Salpetersäure. Sie löst Fremdeisen auf, ohne den Grundwerkstoff oderdessen Passivschicht anzugreifen. Es gibt zahlreiche Methoden der chemischen Reinigung. Sie werden inASTM A 3807 abgehandelt. Der Anwender sollte sichvor allem mit den darin enthaltenen Sicherheitshin-weisen vertraut machen.

ASTM A 9678 (als Nachfolgeregelung für US FederalSpecification QQP-35c) gibt Hinweise, wie sich in ge-eigneter Weise feststellen lässt, ob die Passivierungs -behandlung eines nichtrostenden Stahls erfolgreichwar. Es wird erwartet, dass der Käufer das Ausmaßder zu erreichenden Passivität definiert und dem aus-führenden Oberflächenbehandlungsbetrieb die Mög-lichkeit gibt, ein geeignetes Verfahren auszuwählen,das wirtschaftlich und wirksam ist.

14.3 Schweißspritzer, Anlauf-farben, Flussmittel,Schlackenreste, Zünd-stellen

Alle vorstehend genannten Oberflächenfehler könnenbeim Schweißen entstehen. Sie können als Spaltewirken und in chloridhaltiger Umgebung Spaltkorro-sion auslösen. Es gilt deshalb, sie entweder zu ver-meiden oder nach dem Schweißen zu entfernen.

Chemikalientanker mit Tanks aus dem Werkstoff EN 1.4462 (2205); (Quelle: Aperam)

7 ASTM A 380 Standard practice for cleaning, descaling and passivation of stainless steel parts, equipment, and systems

8 ASTM A 967 Standard specification for chemical passivation treatments for stainless steel parts

Schweißspritzer lassen sich durch vorheriges Auf-bringen eines hierfür geeigneten Trennmittels vor demVerkleben bewahren und leicht entfernbar machen.Anlauffarben zerstören die Passivschicht und führendaher zu einem Verlust an Korrosionsbeständigkeit.Dunkle Anlauffarben sollten durch Schutzgasschwei-ßen und durch Schutz der Schweißnaht-Rückseite miteinem Inertgas vermieden werden. Allerdings lassensich Anlauffarben nicht immer gänzlich verhindern.Sie müssen deshalb im Anschluss an das Schweißenbeseitigt werden. Einschlüsse von Schlacke undSchlackenbildnern sowie Spuren von Zündstellen und Unterschneidungen sollten mechanisch durchleichtes Überschleifen entfernt werden, bevor dasBauteil zum Einsatz gelangt. Wichtig ist dabei, feineSchleifmittel einzusetzen, da tiefe Schleifriefen selbst wiederum zum Ausgangspunkt von Korrosion werdenkönnen, weil sie Ablagerungen begünstigen oderSpalten bilden können.

Es gehört zu den Besonderheiten des nichtrosten-den Duplexstahls, dass die Anlauffarben dünn, festhaftend und schwerer chemisch zu beseitigen sindals bei austenitischen Sorten von vergleichbarer Korrosionsbeständigkeit. Anlauffarben lassen sichchemisch durch Beizen entfernen, im Falle des StahlsEN 1.4462 (2205) z.B. mit einer Lösung von 20 %Salpeter- und 5 % Flusssäure. Diese Lösung löst dasChromoxid auf und greift auch den nichtrostendenStahl selbst an, so dass die chromverarmte Schichtabgetragen wird. Anstelle eines Säurebades könnenauch Beizpasten mit vergleichbarem Ergebnis einge-setzt werden. Allerdings fallen beim Einsatz von Beiz-pasten Spülwässer an, die selbst Gefahrstoffe dar-stellen. Die Beachtung entsprechender Sicherheits-,Arbeits- und Umweltschutzvorkehrungen obliegt demAnwender. Je nach dem Grad der Korrosionsbestän-digkeit des nichtrostenden Stahls kann eine mehroder weniger aggressive Säure zur Entfernung derAnlauffarben erforderlich sein.

Untersuchungen belegen, dass nach dem Schweißendie höchste Korrosionsbeständigkeit erreicht wird,wenn auf die chemische Schweißnahtbehandlungnoch eine Passivierungsbehandlung folgt.

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15 Anwendungen nichtrostender Duplexstähle

RauchgasentschwefelungKohlekraftwerke sehen in Hinblick auf die weltweitePlanung der Luftreinhaltung einer unsicheren Zukunftentgegen. Weitere Verminderungen der SO2-Emissio-nen werden gefordert werden, und die Rauchgasent-schwefelung ist ein Weg, dies zu erreichen. Der Ein-satz von Kalk oder Kalkmilch für das Auswaschen vonSchwefeldioxid aus dem Abgasstrom ist eine ausge-reifte Technik, die seit den 1970er-Jahren im Einsatzist. Heutige Rauchgasentschwefelungsanlagen kön-nen über 90 % des SO2 aus dem Abgas entfernen. Siebestehen aus mehreren Zonen, in denen jeweils un-terschiedliche Temperaturen, Chlorid-Konzentrationenund pH-Werte anzutreffen sind. In Europa und Asienist für Rauchgasentschwefelungsanlagen der Werk-stoff EN 1.4462 (2205) in Verwendung, weil er im Ver-hältnis zu vergleichbaren austenitischen Sorten kos-tengünstiger und korrosionsbeständiger ist. In jüngsterZeit hat nichtrostender Duplexstahl auch in Nordame-rika an Akzeptanz gewonnen und ist wegen seinerhohen Festigkeit, guten Korrosionsbeständigkeit undhohen Zähigkeit im geschweißten Zustand zu einemWerkstoff der Wahl für Rauchgasreinigungsanlagengeworden.

MeerwasserentsalzungDie Meerwasserentsalzung stellt für Werkstoffe auf-grund der stark chloridhaltigen Medien in Kombinationmit hohen Temperaturen eine der größten Herausforde-rungen dar. Die Geschichte der Meerwasserentsalzungist großenteils auch eine Geschichte der Werkstoff-entwicklung, denn die Kunden in diesem Bereich sinddarauf angewiesen, hohe Anforderungen an die Korro-sionsbeständigkeit mit vertretbaren Investitionskostenin Einklang zu bringen, um Meerwasserentsalzungs-projekte wirtschaftlich darstellbar zu machen. In derFrühzeit der Meerwasserentsalzung wurden die Ver-dampfer von sowohl Mehrstufen-Verdampfer-Anlagen(Multi-Stage-Flash, MSF) als auch von Multi-Effekt-Entsalzungsanlagen (MED) aus Kohlenstoffstahl her-gestellt. Später wurden die MSF-Verdampfer vielfachmit nichtrostendem Stahl der Sorte EN 1.4404 (AISI316L) ausgekleidet. Die MED-Kammern wurden zu-nächst mit Epoxidharzen beschichtet, später miteiner Decklage aus nichtrostendem Stahl versehen.

Die Vorteile des nichtrostenden Duplexstahls liegenbei dieser Anwendung in der hohen Festigkeit – dierund zweimal so hoch ist wie bei den üblichen aus-tenitischen Sorten – in Kombination mit hoher Korro-sionsbeständigkeit. Daher können Verdampfer ausdünneren Blechen gefertigt werden, was weniger Ma-terial und weniger Schweißarbeiten bedeutet. WeitereVorteile liegen in der leichteren Handhabung sowiedem allgemein geringeren Einfluss auf die Umwelt.

Nichtrostende Duplexstähle in der Meerwasserent-salzung erlebten ihren Durchbruch 2003, als der Duplexstahl EN 1.4462 (2205) für Vollmetall-Duplex-Verdampfer eingesetzt wurde, die für die MSF-AnlageMelittah sowie die MED-Anlage Zuara in Libyen vor-gesehen wurden. 2004 wurde der Auftrag für die Anlage erteilt, deren Kapazität bei rund 15 MillionenLitern (4 Millionen Gallonen) pro Tag lag.

Die nächste Phase begann 2004, als erstmals zweiverschiedene Sorten von nichtrostendem Duplexstahlgemeinsam in Verdampfern eingesetzt wurden – diehoch korrosionsbeständige Sorte EN 1.4462 (2205)für Bauteile, die den höchsten Beanspruchungen aus-gesetzt waren, und EN 1.4362 (2304) unter wenigeraggressiven Bedingungen.

Drei MSF-Anlagen wurden in jüngerer Zeit nach diesemKonzept errichtet, und zwar unter Einsatz der SortenEN 1.4462 (2205) und 1.4162 (2201): Taweelah B(Abu Dhabi, Kapazität 262.000 m³/Tag), Jebel Ali L2(Dubai, 208.000 m³/Tag) und Ras Abu Fontas B2(Qatar, 114.000 m³/Tag). Seit 2003 wird auch inMED-Anlagen dieses Zwei-Werkstoff-Konzept, imvorliegenden Fall mit den Sorten EN 1.4362 (2304)und 1.4462 (2205), eingesetzt, so in jüngerer Zeitauch beim Bau der bisher weltgrößten MED-Anlage,Al Hidd in Bahrain mit 227.000 Mio. m³/Tag).

Mehrstufen-Verdampfer-Meerwasserentsalzungsanlage aus den Stählen EN 1.4462 (2205)und EN 1.4162 (UNS S32101); (Quelle: Outokumpu)

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Öl- und GasförderungIn der Öl- und Gasindustrie spielt nichtrostender Du-plexstahl im Ringen mit härtesten Bedingungen einezentrale Rolle. Hierfür sind nicht nur dessen allge-mein hohe Korrosionsbeständigkeit und Festigkeitmaßgeblich, sondern speziell die herausragendeLoch- und Spaltkorrosionsbeständigkeit, die mitWirksummenwerten von oft über 40 weitaus höherliegt als bei austenitischen Standardwerkstoffen.

Hauptanwendungsbereiche für nichtrostende Duplex -stähle sind Förderleitungen, Rohrsysteme und Anla-gen wie Separatoren, Gaswäscher und Pumpen. UnterWasser werden diese Werkstoffe in Bohrlöchern, Ver-rohrungen, Verteilern, Christmastree-Komponenten,Förderleitungen und Pipelines eingesetzt, die korro-sives Öl und Gas fördern. Superduplex-Stähle (mit 25 % Chrom) werden vor allem für lastbeanspruchteBauteile verwendet und finden sich vor allem in Formvon Stabmaterial, Guss- und Schmiedeteilen, Grob-und Feinblechen, Rohren und Befestigungsmitteln.Superduplex-Sorten zeichnen sich darüber hinausdurch herausragende Ermüdungsfestigkeit und gutegalvanische Verträglichkeit mit anderen hochlegier-ten nichtrostenden Stählen aus.

Versorgungsleitungen („Umbilicals“) dienen derSteuerung von Bohrlochköpfen. Sie umfassen Hydrau-likleitungen und können auch für das Einpressen vonChemikalien genutzt werden. Seit ihrer Einführungsind nichtrostende Duplexstähle die am häufigstenverwendeten Materialien. In den letzten Jahren be-stand ein Trend zu Tiefseebohrungen, die längere Ver-sorgungsleitungen erforderlich machten. Durch denEinsatz festerer Werkstoffe lässt sich deren Gewichtreduzieren, was wiederum größere Längen ermög-licht. Außerdem werden sie in immer wärmeren Gewässern eingesetzt. Auch bestehen Ansätze, dasSteigrohr in die Versorgungsleitungen einzubeziehen.

Versorgungsleitungen aus dem Werksstoff EN 1.4410 (2507) für die Offshore-Industrie(Quelle: Sandvik)

Damit steigen die Anforderungen an deren Korrosi-onsbeständigkeit und Festigkeit weiter. Neue Hyper-duplex-Stähle, welche die Superduplex-Stähle nochübertreffen, wurden für die Anwendung in Versor-gungsleitungen entwickelt.

BiokraftstoffeAn Land sind Biokraftstoffe (insbesondere Ethanol)ein Sektor, in dem nichtrostender Duplexstahl an Be-deutung zunimmt. Die Sorte EN 1.4462 (2205) wurdefür die „NExBTL“-Anlage in Singapur zur Erzeugungvon Bioethanol aus Biomasse eingesetzt. Der nieder-ländische Tankbauer Oostwouder Tank- & SilobouwBV verwendete die Sorte EN 1.4162 (UNS S32101) imRahmen eines großen Biokraftstoff-Projekts für dieTankbatterie der Noba Vetveredeling BV im Hafen von Amsterdam. Derselbe Werkstoff kam auch für die Behälter und Pipelines der Erweiterung einerEthanolanlage der schwedischen Firma Händelö zurAnwendung.

Nahrungsmittel- und Getränke-industrieAuch in der Nahrungsmittel- und Getränkeindustriebeweisen Lean-Duplex-Stähle ihren Nutzen. Der Werk-stoff wird für zwei Projekte in Spanien eingesetzt, einLebensmittellager und ein Weinlager. Im Hafen vonBarcelona errichte die Emypro SA Lebensmitteltanksvollständig aus dem Stahl EN 1.4162 (UNS S32101),wo er die Sorte EN 1.4301/1.4307 (AISI 304/304L)ablöste. Das Weinlager, das vom spanischen Tank-bauer Martinez Sole für Garcia Carrión in Daimiel imSüden Spaniens errichtet wurde, besteht als erstesseiner Art aus nichtrostendem Duplexstahl: für dieOberseite und die oberen Seitenwände aller neuenTanks wurden die Sorten EN 1.4162 (2101) und1.4362 (2304) als kostengünstige Alternative zu denStählen EN 1.4301 (AISI 304) und 1.4404 (316L) ein-gesetzt.

BauwesenNichtrostende Duplexstähle spielen dort eine bedeu-tende Rolle im Brückenbau, wo korrosive, salzhalti-ge Umgebungsbedingungen mit der Forderung nachhohem Lastaufnahmevermögen in Einklang zu brin-gen sind. Zwei jüngere Beispiele aus Asien sind dieStonecutters Bridge in Hongkong sowie eine Fußgän-gerbrücke im Sportboothafen von Singapur. In beidenkommt der Stahl EN 1.4462 (2205) zur Anwendung. Inder Stonecutters Bridge wurden 2006 insgesamt2000 t Duplex-Grobblech und -rohr verbaut. Die Elemente der Außenhaut wurden von einem chinesi-schen Verarbeiter aus vorgefertigten Grobblechen er-stellt. Die Bleche wurden geschliffen und gestrahlt,um bei Tag und Nacht die gewünschten Reflexions -eigenschaften zu erzielen.

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Stonecutters Bridge, Hongkong (Quelle: Ove Arup & Partners)

Der neue international Flughafen von Doha mit seinem Dach aus nichtrostendem Duplex-stahl (Quelle: Qatar Airways)

„The Helix“, Singapur, mit einem Tragwerk aus dem Duplexstahl EN 1.4462 (2205) (Quelle:Financial Dynamics/C. F. Jones)

Die Fußgängerbrücke über die Marina Bay in Singapur,bekannt als „The Helix“, enthält ebenfalls 570 Tonnennichtrostenden Duplexstahl. Die außergewöhnlicheForm setzt sich, der DNA-Struktur ähnelnd, aus zweispiralartig ineinander gewundenen Hohlprofilen zu-sammen. Der Duplex-Stahl EN 1.4462 (2205) kommtin der Doppel-Helix als Rohr und in der tragendenStruktur als Grobblech zum Einsatz. Die Oberflächewurde mit Leuchten für die Illumination bei Nachtausgestattet. Sie sind so programmiert, dass sie dieStruktur betonen.

Das weltgrößte Dach aus nichtrostendem Stahl be-findet sich am internationalen Flughafen von Doha inQatar. Es besteht aus dem molybdänlegierten Lean-Duplex-Stahl (UNS S32003). Das Terminal wird durchsein wellenförmiges Dach charakterisiert. DessenFläche beträgt rund 195.000 m², wofür 1.600 t nicht-rostender Duplex-Stahl verbaut wurden. Die Werk-stoffauswahl hatte sich an mehreren Faktoren zu orientieren, von denen der wichtigste die Nähe desFlughafens zum Meer war. Das Dach musste nicht nurder Wärme und Feuchtigkeit des Mittleren Ostenstrotzen, sondern auch der Salzkorrosion. Weitere Faktoren wie die Kosten sowie ein günstiges Ver -hältnis von Festigkeit zu Gewicht sprachen für nicht-rostenden Stahl.

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57

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3 I. Zucato, M. C. Moreira, I. F. Machado and S. M. Giampietri Lebrão, Microstructural Characterization and the Effect of Phase Transformations on Toughness of the UNS S31803 Duplex Stainless Steel Aged Treat-

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4 B. Josefsson, J.-O. Nilsson and A. Wilson, Phase Transformations in duplex steels and the relation between continuous cooling and isothermal heat treatment, Proceedings of Duplex Stainless Steels ’91, Les Editions de Physique, F-91944 Les Ulis Cedex, France, 1991, p. 67.

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7 L. Iturgoyen and M. Anglada, The Influence of Aging at 475°C on the Fatigue Crack Propagation of a Duplex Stainless Steel, Proceedings of Stainless Steels ’91, The Iron and Steel Institute of Japan, Tokyo, Japan, Vol. 2, p. 746, 1991.

8 D. Bauernfeind and G. Mori, Corrosion of Superaustenitic Stainless Steels in Chloride- and Sulfate-Containing Media-Influence of Alloying Elements Cr, Mo, N, and Cu, Proceedings of NACE Corrosion 2003 Conference, Paper 03-257

9 P.-E. Arnvig, and W. Wasielewska, Stress Corrosion Behaviour of Highly Alloyed Stainless Steels under Severe Evaporative Conditions, ACOM 3-1993, Avesta Sheffield AB, 1993.

10 A. Miyasaka, K. Denpo and H Ogawa, Prediction of Application Limits of Stainless Steels in Oilfield Equipment, Proceedings of Stainless Steels ’91, The Iron and Steel Institute of Japan, Tokyo, Japan, Vol. 1, p. 241, 1991.

11 J.J. Eckenrod, et al, “Effects of Chemical Composition and Thermal History on the properties of Alloy 2205 Duplex Stainless Steel", New Developments in Stainless Steel Technology, R. A Lula, Ed., ASM 1985.

12 R.M. Davison and J.D. Redmond, Paper No. 302, CORROSION/91, NACE International, Houston, Texas, 1991.

13 ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section VIII, Division 1, Paragraph UHA 51.

58

UNS-Nr. Sorte EN-Nr. EN-Bezeichnung JIS, Japan GB, VR China KS, Korea Produktname

S31200 022Cr25Ni6Mo2N 44LN

S31260 022Cr25Ni7Mo3 DP3

WCuN DP12

S31500 3RE60

S32001 1.4482 X2CrMnNiMoN21-5-3 Nitronic 19D

S32003 ATI 2003

S32101 1.4162 X2CrMnNiN21-5-1 LDX 2101

B2101

S32202 UR 2202

S31803 2205* 1.4462 X2CrNiMoN22-5-3 SUS 329 J3L 022Cr22Ni5Mo3N STS 329J3L SAF 2205

S32205 UR 2205

UR 2205+

UR 2205Mo

DMV 22-5

ATI 2205

2205 Code Plus Two

NAS 329J3L

NSSC DX1

DP8

B2205

S32304 2304* 1.4362 X2CrNiN23-4 022Cr23Ni5Mo3N SAF 2304

UR 2304

B2304

S32506 NAS 64

S32520 1.4507 X2CrNiMoCuN25-6-3 UR 2507Cu

S32550 255* 03Cr25Ni6Mo3Cu2N Ferralium 255

UR 2507Cu

S32707 SAF 2707 HD

S32750 2507* 1.4410 X2CrNiMoN25-7-4 SUS 329 J4L 022Cr25Ni7Mo4N STS 329 J4L AF 2507

UR 2507

NAS 74N

SAF 2507

S32760 1.4501 X2CrNiMoCuWN25-7-4 Zeron 100

UR 2507W

NAS 75N

S32808 DP28W

S32900 329 1.4460 X3CrNiMoN27-5-2 SUS 329 J1 0Cr26Ni5Mo2 STS 329 J1

S32906 SAF 2906

Anhang 1: Nichtrostende Duplexstähle – Bezeichnungen und Produktnamen

59

UNS-Nr. Sorte EN-Nr. EN-Bezeichnung JIS, Japan GB, VR China KS, Korea Produktname

S32950 7-Mo Plus

S32960

S33207 SAF 3207 HD

S39274 DP-3W

S39277 AF918

S82011 ATI 2102

– 1.4655 X2CrNiCuN23-4

– 1.4477 X2CrNiMoN29-7-2

– 1.4424 X2CrNiMoSi18-5-3

* geläufige Bezeichnung, kein eingetragener Markenname; weit verbreitet und nicht herstellergebunden

60

UNS-Nr. Grade A 815 A 959 A 480/M A 314 A 240/M A 484/M A 276 A 479/M A 580/M A 270 A 789/M A 790/M A 928/M A 923 A 182 API 650 NSF/ANSI 61SA 480 SA 240 SA 484 SA 276 SA 479 SA 789 SA 790

Rohrfittings Knet- Allgemeine Blöcke Flach- Allgemeine Stab, Profile Stab, Profile Walzdraht Installations- Rohr, nahtlos, Großrohr, mit Geschweißt Prüfverfahren Fittings Trinkwasser legierungen Anforde- produkte Anforde- rohr ohne Schweiß- Schweißzu- mit Zusatz für Duplex

rungen rungen zusatzwerkstoff satzwerkstoffgeschweißt geschweißt

S31200 X X X X X X X

S31260 X X X X X X

S31803 X X X X X X X X X X X X X X X

S32001 X X X X

S32003 X X X X X X X X X

S32101 X X X X X X X X X X X

S32202 X X X X X X X X X X X X

S32205 2205 X X X X X X X X X X X X X X X

S32304 2304 X X X X X X X X X X

S32506 X X X X X X X X X

S32520 X X X X X X X X

S32550 255 X X X X X X X X X X X X X

S32707 X X

S32750 2507 X X X X X X X X X X X X X X

S32760 X X X X X X X X X X X X X

S32900 329 X X X X X X X

S32906 X X X X X X X X

S32950 X X X X X X X X X X X

S39274 X X X X X X X

S39277 X X X X X X

S33207 X X

S82011 X X

EN-Nr. EN Name EN 10028-7 EN 10088-2 EN 10088-3 EN 10088-4 EN 10088-5 EN 10095 EN 10216-5 EN 10217-7 EN 10222-5 EN 10250-4 EN 10263-5 EN 10272 EN 10296-2 EN 10297-2 EN 10312

1.4362 X2CrNiN23-4 X X X X X X X X X X X X

1.4655 X2CrNiCuN23-4 X

1.4460 X3CrNiMoN27-5-2 X X X X

1.4477 X2CrNiMoN29-7-2 X X X X

1.4462 X2CrNiMoN22-5-3 X X X X X X X X X X X X X X

1.4507 X2CrNiMoCuN25-6-3 X X X X X X X

1.4410 X2CrNiMoN25-7-4 X X X X X X X X X X X X

1.4501 X2CrNiMoCuWN25-7-4 X X X X X X X X

1.4424 X2CrNiMoSi18-5-3 X X X X X X

1.4062 X2CrNiN22-2

1.4162 X2CrMnNiN21-5-1 X X

Anhang 2: Zusammenstellung von Normen

EN-Normen

ASTM/ASME

61

UNS-Nr. Grade A 815 A 959 A 480/M A 314 A 240/M A 484/M A 276 A 479/M A 580/M A 270 A 789/M A 790/M A 928/M A 923 A 182 API 650 NSF/ANSI 61SA 480 SA 240 SA 484 SA 276 SA 479 SA 789 SA 790

Rohrfittings Knet- Allgemeine Blöcke Flach- Allgemeine Stab, Profile Stab, Profile Walzdraht Installations- Rohr, nahtlos, Großrohr, mit Geschweißt Prüfverfahren Fittings Trinkwasser legierungen Anforde- produkte Anforde- rohr ohne Schweiß- Schweißzu- mit Zusatz für Duplex

rungen rungen zusatzwerkstoff satzwerkstoffgeschweißt geschweißt

S31200 X X X X X X X

S31260 X X X X X X

S31803 X X X X X X X X X X X X X X X

S32001 X X X X

S32003 X X X X X X X X X

S32101 X X X X X X X X X X X

S32202 X X X X X X X X X X X X

S32205 2205 X X X X X X X X X X X X X X X

S32304 2304 X X X X X X X X X X

S32506 X X X X X X X X X

S32520 X X X X X X X X

S32550 255 X X X X X X X X X X X X X

S32707 X X

S32750 2507 X X X X X X X X X X X X X X

S32760 X X X X X X X X X X X X X

S32900 329 X X X X X X X

S32906 X X X X X X X X

S32950 X X X X X X X X X X X

S39274 X X X X X X X

S39277 X X X X X X

S33207 X X

S82011 X X

EN-Nr. EN Name EN 10028-7 EN 10088-2 EN 10088-3 EN 10088-4 EN 10088-5 EN 10095 EN 10216-5 EN 10217-7 EN 10222-5 EN 10250-4 EN 10263-5 EN 10272 EN 10296-2 EN 10297-2 EN 10312

1.4362 X2CrNiN23-4 X X X X X X X X X X X X

1.4655 X2CrNiCuN23-4 X

1.4460 X3CrNiMoN27-5-2 X X X X

1.4477 X2CrNiMoN29-7-2 X X X X

1.4462 X2CrNiMoN22-5-3 X X X X X X X X X X X X X X

1.4507 X2CrNiMoCuN25-6-3 X X X X X X X

1.4410 X2CrNiMoN25-7-4 X X X X X X X X X X X X

1.4501 X2CrNiMoCuWN25-7-4 X X X X X X X X

1.4424 X2CrNiMoSi18-5-3 X X X X X X

1.4062 X2CrNiN22-2

1.4162 X2CrMnNiN21-5-1 X X

62

Titel von Normen

A 182 / A 182M Forged or Rolled Alloy-Steel Pipe Flanges, Forged Fittings, and Valves and Parts for High-Temperature Service

A 240 / A 240M Heat-Resisting Cr and Cr-Ni Stainless Steel Plate, Sheet, and Strip for Pressure Vessels

A 270 Seamless and Welded Austenitic and Ferritic / Austenitic Stainless Steel Sanitary Tubing

A 314 Stainless Steel Billets and Bars for Forging

A 276 Stainless Steel Bars and Shapes

A 479 / A 479M Stainless Steel Bars and Shapes for Use in Boilers and Other Pressure Vessels

A 480 / A 480M General Requirements for Flat-Rolled Stainless and Heat-Resisting Steel Plate, Sheet, and Strip

A 484 / A 484M General Requirements for Stainless Steel Bars, Billets, and Forgings

A 580 / A 580M Stainless Steel Wire

A 789 / A 789M Seamless and Welded Ferritic / Austenitic Stainless Steel Tubing for General Service

A 790 / A 790M Seamless and Welded Ferritic / Austenitic Stainless Steel Pipe

A 815 / A 815M Wrought Ferritic, Ferritic / Austenitic, and Martensitic Stainless Steel Fittings

A 890 / A 890M Castings, Fe-Cr-Ni-Mo Corrosion-Resistant, Duplex for General Application

A 923 Detecting Detrimental Intermetallic Phase in Wrought Duplex Stainless Steels

A 928 / A 928M Ferritic / Austenitic Stainless Steel Pipe Electric Fusion Welded with Addition of Filler Metal

A 959 Harmonized Standard Grade Compositions for Wrought Stainless Steels

A 988 / A 988M Hot Isostatically-Pressed Stainless Steel Flanges, Fittings, Valves, and Parts for High Temperature Service

A 995 / A 995M Castings, Austenitic-Ferritic (Duplex) Stainless Steels for Pressure-Containing Parts

API 650 Welded Steel Tanks for Oil Storage

NSF / ANSI 61 Drinking Water System Components

NACE MR0175 Sulphide stress cracking resistant material for oil field equipment

EN 10028-7 Flacherzeugnisse aus Druckbehälterstählen – Teil 7: Nichtrostende Stähle

EN 10088-2 Nichtrostende Stähle – Teil 2: Technische Lieferbedingungen für Blech und Band aus korrosionsbeständigen

Stählen für allgemeine Verwendung

UNS-Nr. ASTM 890, Gussteile für allgemeine Anwendungen ASTM A 995, Gussteile für druckbeanspruchte Anwendungen

J93370 X

J93372 X X

J93373 X

J93345 X X

J93371 X X

J92205 X X

J93404 X X

J93380 X X

Nichtrostender Stahlguss

Zusammenfassung der Titel von Normen

63

Titel von Normen

EN 10088-3 Nichtrostende Stähle – Teil 3: Technische Lieferbedingungen für Halbzeug, Stäbe, Walzdraht, gezogenen Draht,

Profile und Blankstahlerzeugnisse aus korrosionsbeständigen Stählen für allgemeine Verwendung

EN 10095 Hitzebeständige Stähle und Nickellegierungen

EN 10216-5 Nahtlose Stahlrohre für Druckbeanspruchungen – Technische Lieferbedingungen – Teil 5:

Rohre aus nichtrostenden Stählen

EN 10217-7 Geschweißte Stahlrohre für Druckbeanspruchungen – Technische Lieferbedingungen – Teil 7:

Rohre aus nichtrostenden Stählen

EN 10222-5 Schmiedestücke aus Stahl für Druckbehälter – Teil 5: Martensitische, austenitische und austenitisch-ferritische

nichtrostende Stähle

EN 10250-4 Freiformschmiedestücke aus Stahl für allgemeine Verwendung – Teil 4: Nichtrostende Stähle

EN 10263-5 Walzdraht, Stäbe und Draht aus Kaltstauch- und Kaltfließpressstählen – Teil 5: Technische Lieferbedingungen

für nichtrostende Stähle

EN 10272 Stäbe aus nichtrostendem Stahl für Druckbehälter

EN 10296-2 Geschweißte kreisförmige Stahlrohre für den Maschinenbau und allgemeine technische Anwendungen –

Technische Lieferbedingungen – Teil 2: Nichtrostende Stähle

EN 10297-2 Nahtlose kreisförmige Stahlrohre für den Maschinenbau und allgemeine technische Anwendungen –

Technische Lieferbedingungen – Teil 2: Rohre aus nichtrostenden Stählen

EN 10312 Geschweißte Rohre aus nichtrostendem Stahl für den Transport von Wasser und anderen wässrigen

Flüssigkeiten – Technische Lieferbedingungen

EN ISO 8249 Schweißen – Bestimmung der Ferrit-Nummer (FN) in austenitischem und ferritisch-austenitischem

(Duplex-)Schweißgut von Cr-Ni-Stählen

VdTÜ V WB 418 Ferritisch-austenitischer Walz- und Schmiedestahl, 1.4462

VdTÜ V WB 496 Ferritisch-austenitischer Walz- und Schmiedestahl, 1.4362

VdTÜ V WB 508 Ferritisch-austenitischer Walz- und Schmiedestahl, 1.4410

Mit Unterstützung von:International Stainless Steel Forum (www.worldstainless.org)Euro Inox (www.euro-inox.org)

ISBN 978-1-907470-04-2