Grundlagen der Verschleißschutz­technik für Schüttgüter (Teil 2)

4 Berechnungsansätze/-modelle

Die 1995 veröffentlichte Recherche [18] identifiziert 182 Gleichungen zur Beschreibung der verschiedenen Verschleißarten. 28 dieser Gleichungen behandeln ausschließlich den Verschleiß durch Partikelerosion und -aufprall. Sie werden in [18] näher analysiert. Eine der letzten Arbeiten zum Thema Strahlverschleiß [19] ist in 11/2008 erschienen. Grundlage dieser Gleichungen sind entweder theoretische Modelle oder auf Messergebnissen basierende Beschreibungsansätze. Sie gelten jeweils nur für eingeschränkte Anwendungsbereiche und/oder idealisiertes Materialverhalten und müssen durch versuchstechnisch zu ermittelnde Beiwerte, Konstanten usw. an die reale Aufgabenstellung angepasst werden. Eine Anwendung auf Verschleißprobleme weit entfernt von den zu Grunde gelegten Modellannahmen resultiert i.  a. in großen Fehlern. Ihr praktischer Wert liegt u.a. darin, dass sie verdeutlichen, welche Wandwerkstoff-, Schüttgut- und Betriebskenndaten in welcher Kombination, Wichtung und Größe die aktuelle Aufgabenstellung dominieren. Dies erlaubt Optimierungen.

Im Folgenden werden beispielhaft einige dieser Verschleißgleichungen zusammengestellt. Dabei wird von „harten“ Schüttgutpartikeln ausgegangen. Als Verschleißmaß dient einheitlich der einfach zu messende Massenabtrag W_M, der über W_V = W_M / r_W, r_W = Dichte des Wandwerkstoffs, in den für die Praxis wichtigeren Volumenabtrag W_V umgerechnet werden kann. Herleitungen der Gleichungen und weitere Informationen enthalten u.  a. [6, 9].

W_M/ℓ = W_M = X₁· r_W·  F_N(9)

ℓ  H_W

mit: ℓ – Gleitweg Schüttgut –Wand,

F_N – Gesamtkraft senkrecht auf Schüttgutschicht mit Wandkontakt,

H_W – Härte Wandwerkstoff,

X₁ – Verschleißkoeffizient.

Es muss bei abrasivem Verschleiß zwischen 2- und 3-Körper-Abrasivverschleiß unterschieden werden (Bild 12). Beim 2-Körper-Verschleiß sind die Schüttgutpartikeln fest in einem Gegenkörper fixiert, während sie beim 3-Körper-Verschleiß eine begrenzte Eigenbeweglichkeit aufweisen, d.h. die Einzelpartikeln können rotieren und sich relativ zueinander bewegen. Dies resultiert in einem Verschleißkoeffizienten X₁, der beim 3-Körper-Abrasivverschleiß um ca. eine Zehnerpotenz kleiner ist als derjenige des 2-Körper-Verschleißes. Wandwerkstoffe werden bei der Handhabung von Schüttgütern üblicherweise durch 3-Körper-Abrasivverschleiß beansprucht.

Verschleißkoeffizienten X₁ beim 2-Körper-Abrasivverschleiß liegen typischerweise zwischen X₁(2-Körper) ù (6 .10^-2 – 6 . 10^-3), diejenigen beim 3-Körper-Verschleiß dann bei etwa X₁(3-Körper) ù 0,1 .  X₁(2-Körper).

W_M/ℓ = W_M  = X₂· r_W·  N_P^1-k ·   F^k_N(10)

ℓ  K^m_lc· Hⁿ_W

mit: (k – m – n) = (9/8 – 1/2 – 5/8),

(7/6 – 2/3 – 1/2), (5/4 – 3/4 –1/2)   

➝ Exponenten in den Modellen verschiedener Autoren,

N_P – Anzahl der Schüttgutpartikeln mit Wandkontakt,

K_Ic – Bruchzähigkeit Wandwerkstoff,

Randbedingung: F_P = F_N/N_P > F_P,c entsprechend Gl. (7).

W_M/M = W_M = X₃· r_W· u²_P,0(11)

 M_S    H_W

alternativ:

W_M/M = W_M = X₄· r_W· r_P^1/2· u³_P,0(12)

 M_S    «²_c  H_W^3/2

mit: u_P,0 – Aufprallgeschwindigkeit Schüttgutpartikel – Wand,

r_P – Dichte Schüttgutpartikel,

M_S – im Verschleiß-/Messzeitraum aufgeprallte Schüttgutmasse,

«_c – kritische Dehnung/Verformung des Wandwerkstoffs, die zur Ablösung von Verschleißteilchen führt.

W_M/M = W_M  = X₅· r_W· r^p_P· D_P^k · Hⁿ_W· u^q_P,0(13)

  M_S    K^m_lc

mit: p ù (0,22 - 0,60), k = 0,67, m = 1,33, n ù (-0,25 - 0,11), q ù (2,44 - 3,20) ➝ Exponenten in den Modellen verschiedener Autoren,

D_P – Partikeldurchmesser Schüttgut,

Randbedingung: F_P,max(u_P,0) > F_P,c entsprechend Gl. (7).

Mittels der Verschleißkoeffizienten X_1-5 können die einzelnen Gleichungen an Messergebnisse angepasst werden. Den Ansätzen ist u.a. zu entnehmen, dass bei duktilen Wandwerkstoffen offensichtlich deren Härte H_W, bei spröden Wandmaterialien jedoch eine Kombination aus Wandhärte H_W und Bruchzähigkeit K_Ic Einfluss auf die Höhe des Verschleißes nimmt.

5 Abhängigkeiten des Verschleisses

Es werden nachfolgend diejenigen Einflussfaktoren diskutiert, von denen bekannt ist, dass sie die Intensität des Verschleißes bei Abrasiv- und Strahlbeanspruchung wesentlich beeinflussen. Die Analyse basiert auf einer Auswertung der im einschlägi­gen Schrifttum zugänglichen Messdaten [u. a. 1, 2, 6, 7, 9, 12, 14–26]. Es wird untergliedert nach Betriebs-, Schüttgut-, Wandwerkstoff- und Geometrieeinflüssen. Die bisherigen Ausführungen sind zu berücksichtigen.

5.1 Betriebsbedingungen

5.1.1 Allgemein: Unabhängig von der Verschleißart sind:

– Beanspruchungsdauer t: Länger andauernde abrasive und/
oder prallende Beanspruchung durch Schüttgutpartikeln führt zur Verfestigung/Veränderung oberflächennaher Wandwerkstoffschichten. Dies ist ein Einlaufvorgang, der nach einer endlichen Zeitdauer t abgeschlossen ist. Erst nach der Zeit t stellt sich eine konstante Verschleißgeschwindigkeit W_M/t = dW_M / dt ein. Beim Strahlverschleiß bildet sich in der Einlaufphase zusätzlich eine in Größe und Tiefe anwachsende Verschleißmulde aus (Bild 13). Mit der Strahldauer t weicht hier der für das Ausmaß des Verschleißes maßgebende Aufprallwinkel ß_P zunehmend vom Anstrahlwinkel a_S,W ab. Der Einlaufvorgang ist beendet, wenn sich ein Aufprallwinkel von ß_P ù 90 ° eingestellt hat.

Messungen während der Einlaufphase liefern i.  a. höhere ­Verschleißwerte als beim späteren Betrieb, d.  h. sie liegen auf der „sicheren“ Seite. Im Folgenden wird vereinfachend ß_P ù a_S,W gesetzt.

 – Betriebstemperatur T_B: Steigende Arbeitstemperatur führt nicht zwangsläufig zu größerem Verschleiß. Das zu erwartende Verhalten kann jedoch nicht durch einfache Extrapolation der Temperaturabhängigkeiten f (T) der relevanten Werkstoffkennwerte auf die Betriebstemperatur ermittelt werden. Je nach Art des Wandwerkstoffs führen höhere ­
Temperaturen zu Gefügeumwandlungen, Oxidschichtbildung, Verringerung der Härte usw. Gleichzeitig ändern sich auch die entsprechenden Eigenschaften der Schüttgutpartikeln.

Bild 14 zeigt beispielhaft die Temperaturabhängigkeit des ­Verschleißes verschiedener Stahl-/Gusseisenwerkstoffe bei Beschuss mit Quarzsand: Partikeldurchmesser D_P = (0,4 – 0,6) mm, Anstrahlwinkel a_S,W = 90 °, Aufprallgeschwindigkeit u_P,0 = 48 m/s [7]. Bis ca. (400 – 450)°C sind nur unwesentliche Veränderungen zu beobachten, beim Normalstahl, Kurve 1, sogar eine geringe Verschleißabnahme. Im Temperaturbereich T < 450 °C wirken die sich bildenden Eisen­oxidschichten, die eine größere Härte als der Grundwerkstoff aufweisen und deren Dicke mit der Temperatur anwächst, als Verschleißschutz. Bei höheren Temperaturen sind diese Schichten über ihre Dicke unterschiedlich aufoxidiert und ihre Bindung an den Grundwerkstoff wird schwächer. Sie werden durch den Partikelbeschuss leicht abgelöst = Verschleißabtrag, bilden sich relativ schnell wieder neu, werden wieder abgetragen usw.

Vergleichbare Abhängigkeiten werden auch beim Abrasivverschleiß gemessen (Bild 15). Der Verschleiß des Wandwerkstoffs Sinterkorund steigt erst bei Temperaturen T > 1000 °C wieder an.

  Eigene Praxiserfahrungen bestätigen die obigen Zusammenhänge: Beim pneumatischen Transport von Eisenerz durch isolierte Förderleitungen aus Normalstahl bei T_S = 20 °C und T_S = 300 °C wurde gemessen, dass sich bei 20 °C ein größerer Leitungs-/Krümmerverschleiß einstellte als bei 300 °C: W_M(20 °C) > W_M(300 °C).

Bisher wurde Luft als Zwischenraummedium vorausgesetzt. Wird das Schüttgut in einer anderen Gasatmosphäre behandelt, können sich andere Temperaturabhängigkeiten einstellen, z.  B. werden sich in einer inerten Atmosphäre keine Oxidschichten ausbilden.

– Kombinationswirkungen: Wie im voranstehenden Absatz angedeutet, nehmen Art und Zusammensetzung des Umgebungsmediums, u.  a. aber auch der Feuchtigkeitsgehalt des Schüttguts und/oder ein ggf. paralleler Korrosionsangriff Einfluss auf die Höhe des Verschleißes. Durch derartige Kombinationseffekte wird der Verschleißabtrag häufig vergrößert. Einzelheiten enthalten [1, 2, 9].

5.1.2 Abrasivverschleiß: Folgende Betriebsdaten sind relevant:

– Anpresskraft F_N: Die Gesamtkraft F_N senkrecht auf die Schüttgutschicht (Bild 1a) kann in eine nominale Wandnormalspannung s_W  =  F_N/A_W  =  F_N/(N_P · D²_P) umgerechnet werden. Der Verschleißanstieg mit zunehmendem F_N bzw. s_W, resultierend u.a. aus dem Eigengewicht des Schüttguts, aufliegenden Lasten usw., wird mit dem Ansatz

W_M ~ sⁿ_W gemessen: 0,7 # n # 1,2(14)

Theorie: n = 1, duktiler Wandwerkstoff, Gl. (9),

n ù (1,125  – 1,250) > 1, spröder Wandwerkstoff,

Gl. (10),

beschrieben.

– Gleitgeschwindigkeit u_S: Es liegen keine wirklich eindeutigen Ergebnisse vor. Der die Interaktion zwischen Schüttgut und Wand beschreibende Reibungskoeffizient µ_f ist bei geringen Gleitgeschwindigkeiten, u_S < 1 m/s, nahezu konstant und steigt danach moderat an. Es ist ein analoges Verschleißverhalten zu erwarten. In Bild 16 sind Messergebnisse aus [20] dargestellt. Diese führen auf W_M ~ u_S, d.  h. n ù 1. Die Abhängigkeit des Verschleißabtrags vom Gleitweg ℓ ergibt sich hier zu W_M ~ ℓ^0,5.

5.1.3 Strahlverschleiß:

– Aufprallgeschwindigkeit u_P,0: Von der kinetischen Energie E_P = 1/2  ·  M_P ·  u²_P,0 einer Schüttgutpartikel wird beim Aufprall ein Teil irreversibel an den Wandwerkstoff abgegeben. Dieser lokale Energieeintrag führt zu örtlichen Deformationen und/oder zur Zerrüttung des Wandwerkstoffs und daraus resultierend zur Ablösung von Wandbestandteilen. Der Einfluss von u_P,0 auf die Höhe des Verschleißes kann durch

W_M ~ uⁿ_P,0 gemessen: 1,8 # n # 4,0(15)

Theorie: W_M ~ E_P ➝ n = 2,

n = 2 / 3, duktiler Wandwerkstoff, Gl. (11) / (12),

n ù (2,44 – 3,20) > 2, spröder Wandwerkstoff, Gl. (13),

beschrieben werden. Der Exponent gebräuchlicher Stähle liegt im Bereich n ù (2,2 – 2,5), bei ausgesprochen spröden Werkstoffen läuft n gegen n ù 4. Unterhalb einer kritischen Prallgeschwindigkeit u_P,min verringert sich der Verschleißabtrag auf Grund des geringen Energieeintrags und fällt unter die Werte der Gl. (15) ab. Beim Überschreiten einer Geschwindigkeit u_P,max kommt es verstärkt zum Partikelbruch. Die hierfür benötigte Energie fehlt beim Verschleiß, d.  h. gemessene W_M-Werte sind dann kleiner als mit Gl. (15) berechnet. Bild 17 zeigt den prinzipiellen Verlauf W_M(u_P,0). Geschwindigkeiten u_P,min liegen im Bereich weniger (m/s), solche für u_P,max sind i.a. deutlich größer als ca. 100 m/s.

Der Wert des Exponenten n ist in geringem Maße vom Anstrahlwinkel a_S,W abhängig. Für praktische Belange kann diese Abhängigkeit vernachlässigt werden. Messungen in [23] deuten darauf hin, dass n offensichtlich auch von der Stoßdichte n˙_P = N˙_P/A, mit: N˙_P = Partikelstrom, A = Aufprall­fläche (➝ siehe unten), beeinflusst wird: Der an einem Stahl St 52 in einer aufgelockerten Schüttgutmasse der Dichte r_b ù 0,57 · Schüttdichte r_SS ermittelte Geschwindigkeitsexponent liegt mit n = 1,35 deutlich niedriger als der aus normalen Blasversuchen. Andere Wandwerkstoffe zeigen vergleichbare Abweichungen.

Die Größe des Proportionalfaktors zwischen W_M und u_P,0, Gl. (15), hängt von der Art des Wandwerkstoffs, den Kenngrößen des Schüttguts und vom Aufprallwinkel ab.

– Anstrahlwinkel a_S,W: Die Abhängigkeit W_M(a_S,W) weist ein Maximum auf, dessen Höhe und Lage vorwiegend von den Eigenschaften des Wandwerkstoffs, in geringerem Maße von den Partikeleigenschaften und kaum von der Partikelaufprallgeschwindigkeit u_P,0 bestimmt wird, vgl. Bild 18. Aufge-
tragen gegen den Anstrahlwinkel a_S,W ist die mit ihrem Wert bei a_S,W = 90 ° normierte Wanddickenverringerung Δs_W des Grundkörpers. Den a_S,W-Werten sind im unteren Bildteil Förderrohrkrümmer mit gleichem Aufprallwinkel zuge-
ordnet, die durch ihr Verhältnis Radius/Rohrdurchmesser R/d_R gekennzeichnet sind. Die unterschiedlichen Wandwerkstoffe weisen Verschleißmaxima in verschiedenen Winkelbereichen auf. Es kann grob in folgende Klassen eingeteilt werden:

–   Spröde Werkstoffe, z.  B. Keramik, gehärtete Stähle, Schmelzbasalt: (a_S,W)_max ➝ 90 °,

–   duktil / spröde Werkstoffe, z.B. Bau- und C-Stähle, Gusseisen, Kunststoffe: 25 ° < (a_S,W)_max < 55 °,

–   duktile und gummielastische Werkstoffe, z.B. Aluminium, Al-Legierungen, Gummi: 10 ° < (a_S,W)_max < 30 °.

Auf Grund der nur geringen Verformungsfähigkeit spröder Werkstoffe führt ein Partikelbeschuss unter a_S,W ù 90 ° bei diesen zu einer Zerrüttung des Korngefüges oberflächennaher Wandschichten und zum Sprödbruch, während duktile Werkstoffe durch flach aufprallende Partikeln solange bleibend verformt werden, bis es zum Abriss der sich ausbildenden Lamellen kommt [20–22].

– Stoßdichte n˙_P: Diese gibt die Anzahl der Partikelstöße pro Zeit- und Flächeneinheit an, n˙_P = N˙_P/A, und ist bei gegebener Aufgabenstellung proportional zur Beladung μ in einer pneumatischen Förderanlage, m = M˙_S/M˙_F = M_P · N˙_P/(A· r_F· u_F) = n˙_P·M_P /(r_F· u_F). Bei kleinen Stoßdichten n˙_P treffen einzelne Schüttgutpartikeln mit größerem Abstand voneinander auf den Grundkörper; einfallende und rückprallende Teilchen beeinflussen/stören sich gegenseitig nicht; die Kontakte können als isolierte Einzelkontakte behandelt werden. Steigendes n˙_P resultiert auf Grund der größeren (Stoßzahl/Fläche) und zunehmender gegenseitiger Beeinflussung der Kontakte, z.  B. durch Überlagerung der Spannungsfelder im Werkstoff, in ansteigendem Verschleißabtrag W_M. Bei weiter erhöhter Stoßdichte kommt es vermehrt zu Zusammenstößen zwischen einfallenden und rückprallenden Partikeln; dies reduziert die Aufprallgeschwindigkeit eines Teils des einfallenden Schüttgutstroms, d.  h. die rückprallende Teilchenwolke schützt die Wandoberfläche; der Verschleißabtrag W_M fällt wieder ab. Bild 19 zeigt den prinzipiellen Verlauf von W_M(n˙_P), der durch Messungen bestätigt ist [7].

5.2.1 Allgemein

– Partikelform: Abrasiv- und Prallverschleiß sind bei einer Wandbeanspruchung durch kompakte kantige Schüttgutpartikeln um ein Mehrfaches größer als durch rundliche Partikeln. Dies ist auf den zusätzlichen Materialabtrag durch Furchung, d.h. das tiefere Eindringen der Kanten in die Wandwerkstoffoberfläche, zurückzuführen. Längliche oder flächige Teilchen sind weniger schleißend. Sie richten sich im Schüttgut in Vorzugsrichtungen aus. Es empfiehlt sich, bei der Auswertung empirischer Ergebnisse die unterschiedlichen Partikelformen durch geeignet definierte Formfaktoren zu unterscheiden, um Vergleichbarkeit herzustellen. Die aktuelle Beanspruchungssituation kann ebenfalls von Einfluss sein: Beim Strahlverschleiß wird z.B. bei geringen und mittleren Anstrahlwinkeln a_S,W ein signifikant größerer Kornformeinfluss beobachtet als beim 90 °-Aufprall [7].

– Partikelhärte H_P bzw. Tieflage/Hochlage-Charakteristik: Es ist offensichtlich, dass durch eine Partikel-/Schüttguthärte H_P, die größer als die Wandwerkstoffhärte H_W ist, höherer Wandverschleiß verursacht wird, als im umgekehrten Fall H_W > H_P. In Bild 20 ist der Verschleißabtrag W_M der Wand gegen das Härteverhältnis (H_P/H_W) aufgetragen. In einem relativ engen Bereich um (H_P/H_W) ù 1 steigt W_M von der sogenannten Tieflage, (H_P/H_W) < 1, auf die um ein Vielfaches höhere Hochlage, (H_P/H_W) > 1, an. Diese ist bei H_P ≥ 1,2 · H_W, vgl. Gl. (4), erreicht. Entlang der Hoch- und Tieflageplateaus ändert sich W_M i.  a. nur wenig mit (H_P/H_W). Bild 20 deutet an, dass Aufbau und Struktur des Wandwerkstoffs das Verhalten beeinflussen (➝ siehe unten).

– Partikelfestigkeit: Nicht ausreichende Festigkeit der Schüttgutpartikeln kann sowohl bei einer Abrasiv- als auch Strahlbeanspruchung zu Partikelbruch, Kornabrieb usw. führen. Der dafür aufzuwendende Energiebetrag fehlt zur Ver-
schleißerzeugung. Ein erhöhter Anteil an Partikelbruch verringert somit den Verschleißabtrag verglichen mit demjenigen eines Partikelsystems hoher Kornfestigkeit, d.  h. ohne Bruchvorgänge.

– Partikeldurchmesser D_P: Da i.  a. Korngrößenverteilungen vorliegen, werden diese durch den beim Siebrückstand R = 50 M.-% definierten mittleren Partikeldurchmesser D_P,R50 beschrieben. Messungen mit gleichem Feststoff in unterschiedlicher Ausmahlung bei identischen Randbedingungen führen auf die Abhängigkeit:

W_M ~ Dⁿ_P,R50 gemessen: n ≤ 1(16)

Abrasivverschleiß:

Theorie: n ù (0,25 – 0,50) < 1, spröder Wandwerkstoff, Gl. (10),

duktiler Wandwerkstoff: erscheint nicht explizit in theoretischen Ansätzen.

Strahlverschleiß:

Theorie: n ù 0,67 < 1, spröder Wandwerkstoff, Gl. (13),

 duktiler Wandwerkstoff: erscheint nicht explizit in theoretischen Ansätzen.

Beispiel für eine Strahlverschleißmessung [23]: Zehn unterschiedliche Quarzsande mit Partikeldurchmessern (20 μm ≤ D_P,R50 ≤ 5000 μm) gegen Stahl St52-2, Aufprallgeschwindigkeit: u_P,0 ù 11,7 m/s, Messung bei Umgebungsbedingungen, Exponent in Gl. (16): n = 0,65.

Die Bandbreite eingesetzter Verschleißwerkstoffe reicht von ­
einfachen unlegierten Stählen über legierte Stähle, entsprechende Gusswerkstoffe, Hartmetalle, Keramiken, daraus kombinierten Verbundwerkstoffen bis hin zu Polymeren und gummielastischen Materialien, die alle entweder als massive Grundkörper ausgeführt oder als Verschleißschutzschichten auf diese aufgetragen werden. Bei letzteren ist insbesondere die Qualität der Herstellung, z.  B. Porenfreiheit, Bindung mit dem Grundmaterial usw., wesentlich für die Höhe des Verschleißwiderstands.

Grundsätzlicher Aufbau eines Verschleißwerkstoffs: Heterogenes Gefüge bestehend aus:

– Grundwerkstoff = Matrix; zuständig für Festigkeit, Steifigkeit, Zähigkeit, Widerstand gegen Verformung und Bruch,

– Härteträger = harte Phase, harte Werkstoffkomponente; zuständig für Widerstand gegen Verschleiß. Wichtig: Härte­träger muss fest in Matrix eingebunden sein.

Beispiel: Zunehmender C-Gehalt eines Stahls und Zusatz von Carbidbildnern, z. B. von Cr, Mo, W, fördert die Bildung von Metallcarbiden = Härteträgern. Dies führt zur Erhöhung des Verschleißwiderstands bei gleichzeitiger Verringerung der Zähigkeit.

Es wird daran erinnert, dass die Oberflächeneigenschaften eines Wandwerkstoffs sich nach anhaltender Beanspruchung durch ein Schüttgut von denen im Werkstoffinneren unterscheiden (Bild 4), d.  h. die Kenngrößen des unbeanspruchten Werkstoffs beschreiben sein Verschleißverhalten nur angenähert.

5.3.1 Allgemein

– Verschleißwiderstand: Unter identischer Beanspruchung gemessene Verschleißabträge W, bzw. Verschleißwiderstände 1/W, verschiedener Wandwerkstoffe sind beispielhaft Bild 21 dargestellt [20]. Auf der Ordinate ist der mit dem entsprechenden Wert des Stahls St37-2 normierte Volumenverschleiß, auf der Abszisse sind die durch ihre Vickershärten HV = H_W gekennzeichneten Werkstoffe aufgetragen. Messbedingungen: Strahlverschleiß, Schüttgut = Quarzsand, D_P = (2–3) mm, u_P,0 ù 11,7 m/s, a_S,W = 90 °, Gusswerkstoffe wurden ohne Gusshaut untersucht. Bild 21 verdeutlicht die Varationsbreite mit der unterschiedliche Wandwerkstoffe auf die gleiche Beanspruchung reagieren.

Im angeführten Beispiel wurde bei einem Anstrahlwinkel a_S,W = 90 ° gemessen. Einige der untersuchten Wandwerkstoffe sind für diesen Winkel ungeeignet, vgl. Abschnitt 5.1. Messungen bei flacherem Anstrahlwinkel a_S,W würden somit die relative Größe der Verschleißwiderstände der einzelnen Wandwerkstoffe untereinander verändern. Dies gilt allgemein: Rangfolgen der Verschleißwiderstände 1/W unterschiedlicher Werkstoffe sind abhängig von den jeweils vorliegenden Beanspruchungsbedingungen. Eine Beurteilung hat dies zu berücksichtigen.

– Einfluss Werkstoffhärte – Bruchzähigkeit: Den Ausführungen im Abschnitt 4 ist zu entnehmen, dass die Höhe des Verschleißes bei duktilen Wandwerkstoffen durch deren Härte H_W, bei spröden Wandmaterialien jedoch durch eine Kombination aus Wandhärte H_W und Bruchzähigkeit K_Ic bestimmt wird. Der Einfluß der Wandhärte H_W in Relation zur Partikelhärte H_P wird durch die Tieflage/Hochlage-Charakteristik (Bild 20) beschrieben. Um sicher die Verschleiß-Tieflage zu erreichen, ist ein Härteverhältnis H_P/H_W < 0,8, d.  h. eine Wandhärte H_W > 1,25 · H_P, notwendig. In Tabelle 2 sind die Vickershärten einiger Schüttgüter, H_P, und Wandwerkstoffe, H_W, zusammengestellt. Der Vergleich zeigt, dass Tieflageverschleiß bei der Handhabung von mineralischen Schüttgütern mit „normalen“ Wandwerkstoffen, z.  B. einfachen Stählen, nur in seltenen Fällen zu realisieren ist.

Nimmt neben der Härte H_W des Grundkörpers auch dessen Bruchzähigkeit K_Ic Einfluss auf die Höhe des Verschleißes, vgl. Gln. (10, 13), dann ist zu berücksichtigen, dass Härte H_W und Bruchzähigkeit K_Ic sich umgekehrt proportional zueinander verhalten: Mit zunehmendem H_W nimmt K_Ic ab. Die sich hieraus ergebenden Zusammenhänge sind in dem aus Messungen generierten Bild 22 dargestellt [15, 24]. Der Verschleißwiderstand (1/W) steigt mit wachsender Bruchzähigkeit K_Ic zunächst an, um nach Überschreiten eines ­Maximalwerts bei weiterer K_Ic-Steigerung wieder abzufallen. Ursache hierfür ist die in gleicher Richtung kontinuierlich abnehmende Härte H_W. Es existiert somit eine optimale (H_W, K_Ic)-Kombination zur Maximierung des Verschleiß­widerstandes, die jedoch von der aktuellen Beanspruchungssituation abhängig ist. Dieser Sachverhalt gilt sowohl für Abrasiv- als auch Strahlverschleiß und wird durch Praxis­erfahrungen bestätigt.

– Mikrostruktur: Deren Einfluss auf das Verschleißverhalten wird beispielhaft an Hand eines Verbundwerkstoffs, bestehend z.B. aus einer metallischen Matrix mit eingelagerten Keramikpartikeln als Härteträgern, dargestellt. Diese Kombination vereint die Duktilität und hohe Bruchzähigkeit des Metalls mit der großen Härte und dem hohen Elastizitätsmodul der Keramik. Der resultierende Verschleißwiderstand kann dabei beeinflusst werden durch:

–   Härte, Größe, Form, Volumenanteil und Verteilung des dispersen Härteträgers,

–   Eigenschaften des Matrixwerkstoffs,

–   Festigkeit der Bindung zwischen beiden Phasen.

Bei Beanspruchung durch Schüttgut wird das Verschleißverhalten vom Verhältnis des Durchmessers der Härteträgerteilchen zur Größe des von den Schüttgutpartikeln verursachten Wandkontakts, z.B. Tiefe und Breite einer Furche bei Abrasivverschleiß, bestimmt. Näherung: Kontaktgröße ~ Schüttgutpartikelgröße. Es gilt nach Bild 11 (Teil 1):

–   Kontaktgröße >> Durchmesser Härteträgerpartikel: Verbundwerkstoff verhält sich wie ein harter homogener Werkstoff. Das Verhältnis der Härte der Feststoffpartikeln H_P zu derjenigen der Härteträgerteilchen H_W,HT sowie die Bruchzähigkeit des Verbundwerkstoffs bestimmen die Größe des Verschleißes.

–   Kontaktgröße ≤ Durchmesser Härteträgerpartikel: Matrix und Härteträger reagieren, je nach Beanspruchungsbedingungen, spezifisch. Ist H_P < H_W,HT wird bevorzugt die Matrix durch Verschleißabtrag zerstört. Im Falle H_P > H_W,HT und gleichzeitiger hoher Belastung kommt es verstärkt zum Bruch der Härteträgerpartikeln.

Wie bereits in Abschnitt 3 und Bild 11 dargestellt, bestimmt zusätzlich die Stärke der Bindung zwischen den Härteträgerpartikeln und der Matrix die Größe des Verschleißabtrags. Das Herauslösen von Härteträgerteilchen stellt einen erheblichen Materialverlust dar.

5.3.2 Abrasivverschleiß:

– Werkstoffauswahl: Bei geringeren Wandbeanspruchungen (< F_P,c, Gl. (7)), sollten Wandwerkstoffe mit großer Härte eingesetzt werden. Bei höherer Beanspruchung muss der Werkstoff zusätzlich eine ausreichend große Bruchfestigkeit K_Ic aufweisen.

5.3.3 Strahlverschleiß:

– Werkstoffauswahl: Für flache bis mittlere Anstrahlwinkel, a_S,W ≤ 60 °, sind Wandwerkstoffe mit großer Härte geeignet; der dominierende Verschleißmechanismus ist das Mikrospanen. Bei Anstrahlwinkeln (60 ° < a_S,W ≤ 90 °) sind Mikro-brechen und Werkstoffzerrüttung bestimmend; sie verlangen eine ausreichende Bruchzähigkeit und Duktilität. In vielen Einsatzfällen haben sich hier einfache Walzstähle bewährt.

5.4.1 Allgemein

– Vermeidung von Störstellen: Bild 23 zeigt Beispiele für Störstellen in pneumatischen Förderleitungen, die einen oft erheblichen lokalen Verschleiß verursachen. Auslöser sind ungewollte Ablenkungen der Partikelbahnen, Stoßkanten durch Grundkörperversatz usw. Vergleichbare Effekte werden auch bei abrasiver Beanspruchung beobachtet. Beispiele: Längsrillen parallel zur Gleitrichtung durch eine zu grobe Oberflächenbearbeitung des Grundkörpers oder durch Spalten bei Verlegung von Verschleißplatten können als Zwangsführungen für wandnahe Partikeln wirken. Diese Teilchen legen sich mit ihren verschleißerzeugenden Kanten in die vorgegebenen Furchen und vertiefen diese weiter. Querschnittsverengungen in Gleitrichtung resultieren in erhöhter Wandpressung usw.

5.4.2 Abrasivverschleiß

– Autogener Verschleißschutz: Das Verschleißsystem wird so gestaltet, dass sich eine stationäre Schüttgutschicht zwischen der Wand und dem darüber hinweg gleitenden Feststoffstrom ausbildet. Somit gleitet Schüttgut gegen Schüttgut, die Wand wird entlastet. Bild 24a zeigt das Prinzip, das z.  B. auch im Klinkerkühlerbau bei der Gestaltung der Transportroste eingesetzt wird.

– Fluidisation: In einigen Anwendungsfällen ist eine drastische Verschleißreduzierung durch Fluidisation des (feinkörnigen) Schüttguts möglich. Hierzu muss die beanspruchte Wand als gasdurchlässiger Fluidisierboden, z.  B. mittels eines aufgelegten, ggf. metallischen, Gewebes, ausgebildet werden. Bild 24b verdeutlicht die Ausführung. Das Schüttgut „schwebt“ quasi über der Wand. Die Lebensdauer derartiger Gewebeböden liegt im Bereich mehrerer Jahre.

– Vermeidung von Klemmeffekten: Spalten zwischen bewegten/drehenden Apparateeinbauten und der angrenzenden Apparatewand, z.  B. von Mischerschaufeln oder Zellenradstegen und dem umgebenden Gehäuse, müssen entweder sehr viel kleiner oder deutlich größer als die Korngröße des Schüttguts ausgebildet werden. Der höchste Verschleiß stellt sich ein, wenn Spaltweite und Partikeldurchmesser etwa von gleicher Größe sind (Bild 25). Das Schüttgut wird dann vom Spalt weder durchgelassen noch abgewiesen, sondern klemmt sich ein und wird relativ zur Wand mitbewegt.

5.4.3 Strahlverschleiß

– Autogener Verschleißschutz: In Bild 26b-e sind Ausführungsvarianten des Prinzips „Schüttgut schützt vor Schüttgut“ am Beispiel von 90 °-Umlenkungen in einer pneumatischen Förderstrecke dargestellt. Es wird eine puffernde Feststoffschicht zwischen der Rohrwand und dem aufprallenden Schüttgutstrom aufgebaut. Somit trifft Schüttgut auf Schüttgut, die Rohrwand wird geschützt [20].

– Anpassung der Prallflächenorientierung etc.: Bild 26f zeigt einen mit abriebfestem Polyurethan ausgekleideten 90 °-Krümmer, dessen Aufprallseite mit einem auf die Verschleißeigenschaften dieses Wandwerkstoffs optimal, d.h. verschleißminimal, abgestimmten Auftreff-/Neigungswinkel ausgeführt ist. Vergleichbare Lösungen mit anderen Wandwerkstoffen sind auch in anderen Aufprallsituationen möglich.

Wird bei der Abdeckung/Belegung eines Trägermaterials mit Verschleißschutzplatten oder -elementen zwischen beiden eine elastische Zwischenschicht eingebaut, so sind auch spröde Verschleißwerkstoffe für den Einsatz bei 90 °-Partikel­aufprall geeignet. Die notwendige „Verformungsfähigkeit“ liefert die elastische Zwischenschicht.

Die obigen Ausführungen beschreiben die generellen und für den Anwender wesentlichen Tendenzen des Verschleißverhaltens. Im Detail sind durchaus überraschende Abweichungen möglich. Beispiel: Moderate Beanspruchung eines spröden Wandwerkstoffs durch ein feinkörniges Schüttgut, üblicherweise D_P ≤ 10 µm, kann zu duktilem Verschleißverhalten des ansonsten spröden Werkstoffs führen. Bei Beschuss einer spröden Wandplatte mit dem feinkörnigen Feststoff stellt sich, analog einem duktilen Material, ein Verschleißmaximum bei flachem Anstrahlwinkel a_S,W ein, während der Beschuss mit grobem Schüttgut das erwartete spröde Verhalten mit (a_S,W)_max ➝ 90° zeigt [9]. Ursache hierfür ist, dass das Eindringvolumen der feinkörnigen Partikeln kleiner ist als die geringe, aber vorhandene, lokale plastische Verformbarkeit des spröden Werkstoffs und deshalb durch diese aufgenommen werden kann.

Es wird darauf hingewiesen, dass die Größe der Exponenten n in den oben diskutierten Gleichungen auch von der jeweils gewählten Verschleißkenngröße, z.  B. W_M, W_M/M, W_M/t, abhängig sein kann. Einzelheiten enthält [23].

6 Anwendungsbeispiel

Es soll die verschleißtechnische Gestaltung der 90 °-Umlenkungen in einer pneumatischen Förderstrecke analysiert werden. Die Förderanlage ist als Druckförderanlage ausgeführt. Druck am Leitungsende = Umgebungsdruck p_E = 1,0 bar(abs.).

Fördergas: Umgebungsluft, Temperatur vor Förderanlage T_F ù 110 °C.

Schüttgut: Relativ grobe Flugasche, Quarzanteil x_Q ù 70 M.-%, T_S ù 80°C, D_P,R50 ù 40 µm, r_P ù 2400 kg/m³, H_P ù 8,5 kN/mm².

Förderstrecke: Länge L_R = 100 m inklusive H_R = 20 m Höhe verteilt auf 2 Höhenabschnitte, Anzahl der 90 °-Umlenkungen N_90° = 8, Förderrohr (Ø 168,3 x 6,3) mm ➝ d_R = 155,7 mm. Aus baulichen Gründen sind Krümmungsradien R von Rohrbögen größer als R_max = 2,0 m nicht realisierbar.

Betriebsdaten: Feststoffmassenstrom M˙_S = 25 t/h, Druckverlust im Förderrohr Dp_R ù 0,8 bar, Gas-Anfangsgeschwindigkeit u_F,A = 11,0 m/s, Endgeschwindigkeit u_F,E = 19,8 m/s, Beladung m ù 18,4 kg_S/kg_F, Strömungsform: Flugförderung mit beginnender Strähnenbildung.

Höchstbelasteter Umlenker ist auf Grund der zum Leitungsende hin ansteigenden Fördergasgeschwindigkeit u_F offensichtlich der in Transportrichtung gesehen letzte Krümmer. Dieser wird hier betrachtet. Die zugehörige Partikelaufprallgeschwindigkeit u_P,0 kann mit einem aus separater Rechnung ermittelten Ge­schwindigkeitsverhältnis C = u_P/u_F ù 0.84 zu u_P,0 ù 16,6 m/s bestimmt werden.

6.1 Ausführung als 90°-Rohrbogen: Die höchstbeanspruchte Stelle eines Rohrbogens liegt etwa auf der geradlinig verlängerten Flugbahn der an der Rohrinnenseite in den Krümmer eintretenden Partikel (Bild 27). Der zugehörige kritische Anstrahlwinkel kann mit

  2 ·  R – 1

cos(a_S,W) = d_R         mit:  Ds_W ≤ 0,01                 (17)

  R  d_R

  2 · d_R + 1

abgeschätzt werden. Gl. (17) beschreibt den Zusammenhang zwischen den geometrischen Daten eines 90 °-Krümmers und dem Aufprallwinkel a_S,W. Sie ist in Bild 18 durch die beiden Abszissen dargestellt.

Wandwerkstoff Stahl St37:

H_W = 1,31 kN/mm², H_P/H_W ù 6,49 ➝ Hochlageverschleiß. Verschleißarme Anstrahlwinkel liegen im Bereich (60 ° < a_S,W < 15°) (Bild 18). Dies führt auf R/d_R-Verhältnisse von (20 < R/d_R < 2) und Krümmungsradien von (3,115 m < R < 0,311 m). Realisierbar sind somit nur Radien R < 0,311 m.

Wandwerkstoff Schmelzbasalt:

H_W ù 7,0 kN/mm², H_P/H_W ù 1,21 ➝ Hochlageverschleiß nahe Übergang Hochlage/Tieflage. Verschleißarme Anstrahlwinkel liegen im Bereich a_S,W < 30°. Dies führt auf Werte von R/d_R > 7. Der maximal realisierbare Radius R = R_max = 2,0 m ergibt ein R/d_R-Verhältnis R/d_R ù 12,8. Er sollte verwendet werden.

Wandwerkstoff Al₂O₃-Keramik:

K_Ic ù 5,0 MPaÎm, H_W ù 15,0 kN/mm², H_P/H_W ù 0,57 ➝ eindeutiger Tieflageverschleiß. Anstrahlwinkel wie beim Schmelzbasalt. Krümmerradius R = 2,0 m ist optimal. Die für die Einleitung eines lateralen Bruchs kritische Auflast nach Gl. (7) wird zu F_P,c ù 37 N berechnet. Anwendung der in [6] hergeleiteten Gleichungen/Zusammenhänge für die beim Partikelaufprall maximal auftretende Kraft F_P,max liefert das Ergebnis F_P,max << F_P,c, d.  h. laterale Brüche treten nicht auf.

An Hand der Bilder 18 und 21 kann unter vereinfachenden Annahmen grob abgeschätzt werden, dass Stahl St37 und Schmelzbasalt bei identischer Wanddicke etwa gleiche Standzeiten aufweisen. Diejenige der Al₂O₃-Keramik ist ca. 40 mal länger. Für genauere Aussagen sind Referenzmessungen erforderlich [20, 23].

Im 90 °-Bogen kommt es bei dem vorliegenden Schüttgut zur Entmischung von Gas und Feststoff. Das Schüttgut bildet eine Strähne an der Krümmeraussenwand. Da diese sich erst hinter der Umlenkung wieder auflöst, verursacht das im anschließenden Rohr abrasiven Wandverschleiß. Ein der Umlenkung folgendes Rohrstück der Länge L_90° ù 10  ·  d_R muss deshalb ebenfalls verschleißfest ausgeführt werden. Bei grobkörnigen Schüttgütern ist diese Maßnahme, u.  a. auf Grund verstärkten Partikelrückpralls, ebenfalls notwendig.

Da bei der gegebenen Aufgabenstellung keine absolut rückstandsfreie Förderstrecke erforderlich ist, kann diese auch mit den in Bild 26b-e dargestellten Umlenkelementen ausgerüstet werden: H_P = H_W = Schüttgut. Derartige Systeme sind sowohl für Dünn- als auch Dichtstromförderungen einsetzbar. Hierbei ist zu beachten, dass der Feststoffinhalt von Umlenktöpfen, die vertikal aufwärts in die Horizontale durchströmt werden, vom aufprallenden Schüttgut im Gleichgewicht/im Umlenker gehalten werden muss. Geschieht das nicht, z.  B. infolge zu geringer Beladung und/oder Geschwindigkeit, kann es zu starken Druck- und damit auch Durchsatzfluktuationen kommen. Im vorliegenden Fall ist das nicht zu erwarten.

Basierend auf Messungen an einer Betriebsförderanlage wird in [26] berichtet, dass die Lebensdauer eines T-Bends (Bild 26b), ca. 60 mal länger als diejenige eines 90 °-Rohrbogens mit R/d_R = 8 aus Normalstahl war. Gefördert wurde eine Zirkonverbindung.

Welches der andiskutierten Systeme eingesetzt werden soll, muss mittels einer Gesamtkostenbetrachtung entschieden werden, die die von den erwarteten Lebensdauern beeinflussten Kosten für Anschaffung und Wartung sowie mögliche Produktionsausfälle berücksichtigt. Eine Absicherung durch Verschleißmessungen an einem Scale up-fähigen Messgerät im Labormaßstab ist mindestens erforderlich [6, 20]. Die geringe Betriebstemperatur ist im vorliegenden Beispiel ohne Einfluss auf die Entscheidung. Dies gilt auch für die Auswirkungen auf den Energiebedarf der Anlage: Die Druckverluste der verschiedenen Umlenker sind zwar unterschiedlich, z.  B. sind die der Umlenktöpfe ca. 20  % größer als diejenigen der Bögen, sie verursachen insgesamt jedoch nur einen geringen Anteil des Gesamtdruckverlusts. Eine Überprüfung im Einzelfall ist aber sinnvoll. Eine Verringerung der Partikel-Aufprallgeschwindigkeit durch Absenkung des Gasgeschwindigkeitsniveaus ist bei dem vorliegenden Schüttgut generell und auch im Hinblick auf ggf. wechselnde Produkteigenschaften, z.  B. der Korngrößenverteilung, nicht zu empfehlen.