89
5 Anwendung von Kerbspannungskonzepten zur Berechnung der Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen
5.1 Konzept der Mikrostützwirkung
Gemäß der Mikrostützwirkungshypothese nach Neuber und Radaj kann der Kerbfaktor KN direkt aus der gegebenen Formzahl Kt eines Bauteils (Gl. 2.19), bzw. durch Einsetzen des fiktiven Krümmungsradius f in die für den betrachteten Fall gültige Formzahlgleichung (oder FE-Modell), berechnet werden. Der fiktive Krümmungsradius f hängt dabei vom realen Krümmungsradius r,dem Mikrostützwirkungsfaktor s und der Ersatzstrukturlänge ab. Der reale Krümmungsradius
r ergibt sich aus der Nahtgeometrie.
Die an den vorliegenden Schweißproben ermittelten realen Kerbradien sind in Tabelle 3.3 aufgeführt. Der Faktor s der Mikrostützwirkung ergibt sich aus der jeweils gültigen Festigkeitshypothese. Für die hier verwendeten Schweißprobengeometrien und Belastungsarten wird die Gestaltänderungsenergiehypothese (GEH; nach v. Mises) angewendet. Damit berechnet sich der Mikrostützwirkungsfaktor s zu 2,5, Tabelle 2.2.
Der fiktive Krümmungsradius f berechnet sich nach Gl. 2.15 (Abschnitt 2.3.4), wobei für dienach Radaj berechneten Werte verwendeten werden (Gl. 2.20). Die für die Schweißproben ermittelten fiktiven Kerbradien sowie die damit berechneten Radaj´schen Kerbfaktoren sind in Tabelle 5.1 angegeben.
90
N = 2*106
Wer
ksto
ff
Ver
bind
ungs
typ
R-W
ert
Real
er K
erbr
adiu
s
Fikt
iver
Ker
brad
ius
(Rad
aj)
rech
neris
che
Ker
bwirk
ung
Wer
ksto
ffzu
stan
d
expe
rimen
telle
Sp
annu
ngsa
mpl
itude
Ba
sisw
öhle
rlini
e
rech
neris
che
Span
nung
s-am
plitu
de
expe
rimen
telle
Sp
annu
ngsa
mpl
itude
Nei
gung
sexp
onen
t Ba
sisw
öhle
rlini
e
Abw
eich
ung
von
rech
neris
cher
und
ex
perim
ente
ller
Span
nung
sam
plitu
de
r
[mm] f
[mm] KN
Kex
[MPa] Krech
[MPa] Kex
[MPa] k [%]
1,50 2,08 1,55 Wärmeeinflusszone 78 50 49 6,0 2,04-1
0,00 0,58 2,19 Wärmeeinflusszone 78 36 49 6,0 -26,53
1,50 2,18 1,53 Wärmeeinflusszone 58 38 36 7,0 5,56
Stum
pfst
oß
ohne
Wur
zels
palt
00,00 0,68 2,10 Wärmeeinflusszone 58 28 36 7,0 -22,22
1,20 1,78 1,21 Wärmeeinflusszone 78 64 58,0 6,0 10,34-1
0,00 0,58 1,71 Wärmeeinflusszone 78 46 58,0 6,0 -20,69
1,20 1,88 1,19 Wärmeeinflusszone 58 49 44,0 7,0 11,36
Que
rste
ife
00,00 0,68 1,63 Wärmeeinflusszone 58 36 44,0 7,0 -18,18
0,08 1,08 2,97 Schweißgut 90 30 29 7,0 3,45-1
0,00 1,00 3,05 Schweißgut 90 30 29 7,0 3,45
0,08 1,08 2,97 Schweißgut 65 22 21 8,0 4,76
AlM
gSi1
T6
Stum
pfst
oß m
it W
urze
lspa
lt
00,00 1,00 3,05 Schweißgut 65 21 21 8,0 0,00
2,00 3,35 1,23 Schweißgut 90 73 49 7,0 48,98-1
0,00 1,35 1,58 Schweißgut 90 57 49 7,0 16,33
2,00 - - Schweißgut - - - - -
Stum
pfst
oß
ohne
Wur
zels
palt
00,00 - - Schweißgut - - - - -
0,10 1,45 2,92 Schweißgut 90 31 29 7,0 6,90-1
0,00 1,35 2,98 Schweißgut 90 31 29 7,0 6,90
0,10 - - Schweißgut - - - - -
AlM
g4,5
Mn
Stum
pfst
oß m
it W
urze
lspa
lt
00,00 - - Schweißgut - - - - -
Tabelle 5.1: Rechnerische Wöhlerlinien – Mikrostützwirkungskonzept, t = 5 mm
Durch die Auswertung der Bruch- und Schliffbilder können die Bruchausgangsorte den dort vorliegenden Werkstoffzuständen zugeordnet werden. Bei den Stumpfstoßverbindungen ohne Wurzelspalt liegt demnach der Bruchausgangsort im Bereich des WEZ-Gefüges. Bei den Schweißverbindungen mit Quersteife ist er eher dem Schweißgut zuzuordnen. Der Bruchausgangsort der Stumpfstoßverbindungen mit Wurzelspalt ist aufgrund der eindeutigen Bruchlage dem Schweißgut zuzuordnen, Bild 5.1. Die Bruchlagen bei den Verbindungen mit t = 25 mm lassen sich analog zuordnen.
91
a. Stumpfstoß ohne Wurzelspalt, Bruchausgang am Nahtübergang in die Wärmeeinflußzone
b. Stumpfstoß mit Wurzelspalt, Bruchausgang im Wurzelspalt in das Schweißgut
c. Quersteife, Bruchausgang am Nahtübergang in die Wärmeeinflußzone
Probendicke t = 5 mm
Bild 5.1: Bruchlagen der Schweißverbindungen; t = 5 mm
Die Darstellung der rechnerischen Wöhlerlinien erfolgte jeweils für den Fall = real und für = 0, wobei dies einer Worst-Case Betrachtung entspricht. Die Neigungen im Zeitfestigkeitsgebiet unterhalb von N = 2 . 106 wurde gleich der Wöhlerlinienneigung der Basisproben (Grundwerkstoff, Schweißgut und Wärmeeinflusszone) gesetzt. Gegenübergestellt werden die beiden rechnerischen Wöhlerlinien den experimentellen Wöhlerlinien mit einer Überlebenswahrscheinlichkeit von Pü = 50%.
Die Wöhlerlinie für die Schweißverbindungen ist auf der Basis des Versagenskriteriums „Bruch“ ermittelt worden. Da die Probendicke bei diesen Untersuchungen t = 5 mm beträgt, ist der Anteil der Rissfortschrittslebensdauer an der Gesamtlebensdauer klein. Insofern kann die Bruchwöhlerlinie auch gleichzeitig als Anrißwöhlerlinie gesetzt werden. Der geringe Anteil des Rissfortschrittes an der Lebensdauer zeigt sich auch an der gleichen Neigung der Wöhlerlinien für mild und scharf gekerbte Schweißverbindungen. Bei langem Rissfortschritt, also bei dicken Verbindungen, müsste die Wöhlerlinie der scharf gekerbten Schweißverbindung (Stumpfstoß mit Wurzelspalt) deutlich steiler verlaufen als die Wöhlerlinie der mild gekerbten Schweißverbindung (Stumpfstoß ohne Wurzelspalt). Hierauf wird noch im Abschnitt 6 eingegangen.
Bei den Schweißverbindungen ohne Wurzelspalt treten starke Differenzen zwischen rechnerischer und experimenteller Wöhlerlinie auf, je nachdem, welcher Wert für den realen Kerbradius verwendet wird. Bei der Legierung AlMg4,5Mn (AW-5083) ergeben sich in beiden Fällen bei R = -1 nichtkonservative Schwingfestigkeiten, jedoch wird in diesem Fall die Schwingfestigkeit mit 16% Abweichung zum Experiment bei = 0 deutlich treffender abgeschätzt als mit = real , was zu Abweichungen von 49% führt, Bild 5.2. Bei der Legierung AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) wird die Schwingfestigkeit mit Abweichungen von 2 % (R = -1) und 6% (R = 0) für den Fall = real
nichtkonservativ abgeschätzt, während sie bei Verwendung von = 0 mit 27% (R = -1) und 22% (R = 0) deutlich unterschätzt wird, Bild 5.3.
92
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
5
2020
30
40
5060708090
100100
150
200
MPa
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083)Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25 s-1
Umgebung: LuftSpannungsverhältnis: R = -1
Probe: Stumpfstoß ohne Wurzelspaltexperimentellberechnet, *WEZ, = 2,00 mm, KN,Radaj = 1,23
berechnet, *WEZ, = 0,00 mm, KN,Radaj = 1,58
R = -1
Nen
nspa
nnun
gsam
plitu
de
a,n
Schwingspielzahl NB
Bild 5.2: Rechnerische Wöhlerlinien AlMg4,5Mn – ohne Wurzelspalt; t = 5 mm
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
5
2020
30
40
5060708090
100100
150
200
MPa
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25 s-1
Umgebung: LuftProbe: Stumpfstoß ohne WurzelspaltBlechdicke: t = 5 mm
R = -1experimentellberechnet, *, = 1,50 mm, KN,Radaj = 1,55
berechnet, *, = 0,00 mm, KN,Radaj = 2,19
R = 0experimentellberechnet, *, = 1,50 mm, KN,Radaj = 1,53
berechnet, *, = 0,00 mm, KN,Radaj = 2,10
R = -1
R = 0Nen
nspa
nnun
gsam
plitu
de
a,n
Schwingspielzahl NB
Bild 5.3: Rechnerische Wöhlerlinien AlMgSi1 T6 – ohne Wurzelspalt; t = 5 mm
93
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
5
2020
30
40
5060708090
100100
150
200
MPa
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25 s-1
Umgebung: LuftProbe: Stumpfstoß mit WurzelspaltBlechdicke: t = 5 mm
R = -1experimentellberechnet, *, = 0,08 mm, KN,Radaj = 2,97
berechnet, *, = 0,00 mm, KN,Radaj = 3,05
R = 0experimentellberechnet, *, = 0,08 mm, KN,Radaj = 2,97
berechnet, *, = 0,00 mm, KN,Radaj = 3,05
R = -1
R = 0Nen
nspa
nnun
gsam
plitu
de
a,n
Schwingspielzahl NB
Bild 5.4: Rechnerische Wöhlerlinien AlMgSi1 T6 – mit Wurzelspalt; t = 5 mm
Bei den Schweißverbindungen mit Wurzelspalt sind die Abweichungen zwischen der berechneten und der experimentellen Schwingfestigkeit generell deutlich geringer als bei den Schweißverbindungen ohne Wurzelspalt, unabhängig davon, welcher Kerbradius verwendet wird, weil der reale Kerbradius ohnehin fast Null ist. Bei den hier betrachteten Fällen liegt die Überschätzung maximal bei 7% (AlMg4,5Mn, R = -1), Bild 5.4 und Bild 5.5. Bei Anwendung der Worst-Case-Betrachtung mit = 0 ist die Treffgenauigkeit der Schwingfestigkeitsabschätzung am größten.
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
5
2020
30
40
5060708090
100100
150
200
MPa
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083)Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25 s-1
Umgebung: LuftSpannungsverhältnis: R = -1Bechdicke: t = 5 mm
Probe: Stumpfstoß mit Wurzelspaltexperimentellberechnet, *WEZ, = 0,10 mm, KN,Radaj = 2,92
berechnet, *WEZ, = 0,00 mm, KN,Radaj = 2,98
R = -1
Nen
nspa
nnun
gsam
plitu
de
a,n
Schwingspielzahl NB
Bild 5.5: Rechnerische Wöhlerlinien AlMg4,5Mn – mit Wurzelspalt; t = 5 mm
Die Treffgenauigkeit der Schwingfestigkeitsabschätzung nach dem Konzept der Mikrostützwirkung liegt bei den Quersteifen in der Größenordung, die sich auch bei den Stumpfstößen ohne Wurzelspalt ergibt. Bei Berücksichtigung des realen Kerbradius wird die Schwingfestigkeit überschätzt (ca. 10%), bei einem Kerbradius von = 0 wird sie dagegen deutlich unterschätzt (18-20%), Bild 5.6.
94
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
5
2020
30
40
5060708090
100100
150
200
MPa
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25 s-1
Umgebung: LuftProbe: QuersteifeBechdicke: t = 5 mm
R = -1experimentellberechnet, *WEZ, = 1,20 mm, KN,Radaj = 1,21
berechnet, *WEZ, = 0,00 mm, KN,Radaj = 1,71
R = 0experimentellberechnet, *WEZ, = 1,20 mm, KN,Radaj = 1,19
berechnet, *WEZ, = 0,00 mm, KN,Radaj = 1,63
R = -1
R = 0Nen
nspa
nnun
gsam
plitu
de
a,n
Schwingspielzahl NB
Bild 5.6: Rechnerische Wöhlerlinien AlMgSi1 T6 - Quersteife; t = 5 mm
Mit dem Konzept der Mikrostützwirkung zur Berechnung der Kerbgrundbeanspruchung an Aluminiumschweißverbindungen konnten mehr oder weniger gute Übereinstimmungen mit den experimentellen Ergebnissen erzielt werden, wenn die für den jeweiligen Werkstoff bzw. für den jeweiligen Werkstoffzustand, an dem im Bereich der Schweißnaht das Versagen auftritt, die zutreffende Ersatzstrukturlänge * bekannt ist. Diese muss jedoch aufwändig experimentell mit Wöhlerversuchen an ungekerbten und scharf gekerbten Proben für die vorliegenden Gefügezustände ermittelt werden. In den untersuchten Fällen trafen die Kennwerte des Schweißgutes für die Abschätzung des Schwingfestigkeitsverhaltens am besten zu, was jedoch auch damit zusammenhängt, das es sich in diesen Fällen um scharf gekerbte Schweißverbindungen handelt. Dort kommt die Mikrostützwirkung zum tragen, auf dessen Basis auch die Kennwerte * bzw. f ermittelt wurden. Bei mild gekerbten Schweißverbindungen ist das Konzept daher nur noch bedingt anwendbar, was sich in den größeren Abweichung zwischen berechneter und experimenteller Schwingfestigkeit zeigt.
Aus dieser Erkenntnis heraus kann das Konzept der Mikrostützwirkung nicht als allgemeingültig für alle Aluminiumschweißverbindungen angesehen werden, da es keine einheitliche, RP0,2-abhängige Ersatzstrukturlänge und Ersatzstrukturlängenfunktion für alle Legierungen und Werkstoffzustände und insbesondere für alle Kt- bzw. r-Werte gibt.
Die Tatsache, dass die Unterschiede in den berechneten Wöhlerlinien nicht sehr groß sind, lässt es möglich erscheinen, dass sich ein einheitlicher fiktiver Kerbradius finden lässt, mit dem sich Aluminiumschweißverbindungen unterschiedlicher Kerbschärfe und Legierung einfacher als mit dem Konzept der Mikrostützwirkung bewerten lassen [Mor04]. Dies soll im nächsten Abschnitt mit dem Konzept des fiktiven Ersatzradius geschehen.
95
5.2 Konzept des fiktiven Ersatzradius
In Abwandlung des Mikrostützwirkungskonzeptes, bei dem der Ersatzradius zur Berechnung der Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen aus Probenversuchen abgeleitet wird, soll bei dem Konzept des fiktiven Ersatzradius ein solcher Radius ohne Bezug zum Werkstoff und Werkstoffzustand gefunden werden. Dies soll über eine Parameterstudie erfolgen, bei der die realen Kerbradien der Schweißverbindungen durch fiktive Radien ersetzt werden. Für jeden dieser Radien wird für alle betrachteten Schweißverbindungen die lokalen Vergleichsspannungsamplitude nach der Gestaltänderungsenergiehypothese (nach v.Mises) über FE-Rechnung (oder auch Kt-Formel) ermittelt und die Ergebnisse in einem gemeinsamen Wöhlerstreuband zusammengefasst. Für jeden fiktiven Ersatzradius wird das Streumaß über alle Versuchspunkte mit einer linearen Regressionsrechnung ermittelt, wobei die Neigung nicht vorgegeben wird. Der zutreffende fiktive Ersatzradius überführt die im Nennspannungssystem unterschiedlichen Schwingfestigkeiten der unterschiedlich stark gekerbten Schweißverbindungen in einen einheitlichen Wert für die lokale ertragbare Spannungsamplitude.
Der fiktive Ersatzradius wurde zwischen rf,min = 0,05 mm und rf,max = 1,2 mm variiert. Für jeden dieser Radien wurden die Kennwerte der Wöhlerlinien, insbesondere das Streumaß T bestimmt, Tabelle 5.2. Für die Werte rf = 0,05 mm, rf = 0,6 mm und rf = 1,0 mm sind die Ergebnisse getrennt für R = -1 und R = 0 als Wöhlerdiagramme in den Bildern Bild 5.7 bis Bild 5.12 dargestellt. Dabei wurden zunächst nur die Versuchsergebnisse ein- und doppelseitig geschweißten 5 mm dicken Stumpfstoßverbindungen mit und ohne Wurzelspalt, sowie Quersteifen in der Regressionsrechnung berücksichtigt. Weitere Versuchsergebnisse mit 25 mm dicken Verbindungen sind jedoch in den Diagrammen bereits eingetragen.
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
10
20
40
6080
100
200
400
600800
1000
2000
20
40
80
120160200
400
800
120016002000
4000Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1
Umgebung: Luft
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 3,85)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 8,35)
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,26)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 8,82)
Quersteife (Kt = 3,70)
Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), Charge B Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,18)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,22)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083)Dicke t: 25 mm
Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 5,46)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 21,17)
Bruch (volles Symbol) Durchläufer (offenes Symbol)hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz)
MPa
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngss
chw
ingb
reite
ö,
v.M
ises
a,lok,2*106 = 229 MPa
MPa
R = -1
k = 5,5
T = 1:1,91
PÜ [%]
105090
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.7: Wöhlerdiagramm für rf = 0,05 mm und R = -1
96
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
10
20
40
6080
100
200
400
600800
1000
2000
20
40
80
120160200
400
800
120016002000
4000Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1
Umgebung: Luft
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 3,85)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 8,35)
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,26)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 8,82)
Quersteife (Kt = 3,70)
Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), Charge B Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,18)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,22)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083)Dicke t: 25 mm
Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 5,46)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 21,17)
Bruch (volles Symbol) Durchläufer (offenes Symbol)hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz)
MPa
örtli
che
Ver
glei
chss
pann
ungs
schw
ingb
reite
ö,
v.M
ises
a,lok,2*106 = 158 MPa
MPa
R = 0
k = 5,5
T = 1:1,60
PÜ [%]
105090
örtli
che
Ver
glei
chss
pann
ungs
ampl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.8: Wöhlerdiagramm für rf = 0,05 mm und R = 0
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
10
20
40
6080
100
200
400
600800
1000
2000
20
40
80
120160200
400
800
120016002000
4000Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1
Umgebung: Luft
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,96)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,84)
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,10)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,65)
Quersteife (Kt = 1,67)
Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), Charge B Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,17)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,11)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083)Dicke t: 25 mm
Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,29)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 6,82)
Bruch (volles Symbol) Durchläufer (offenes Symbol)hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz)
MPa
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngss
chw
ingb
reite
ö,
v.M
ises
a,lok,2*106 = 106 MPa
MPa
R = -1
k = 5,5
T = 1:1,58
f
PÜ [%]
105090
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.9: Wöhlerdiagramm für rf = 0,6 mm und R = -1
97
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
10
20
40
6080
100
200
400
600800
1000
2000
20
40
80
120
160200
400
800
1200
16002000
4000Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1
Umgebung: Luft
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,96)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,84)
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,10)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,65)
Quersteife (Kt = 1,67)
Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), Charge B Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,17)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,11)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083)Dicke t: 25 mm
Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,29)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 6,82)
Bruch (volles Symbol) Durchläufer (offenes Symbol)hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz)
MPa
örtli
che
Ver
glei
chss
pann
ungs
schw
ingb
reite
ö,
v.M
ises
a,lok,2*106 = 72 MPa
MPa
R = 0
k = 5,5
T = 1:1,34
PÜ [%]
105090
örtli
che
Ver
glei
chss
pann
ungs
ampl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.10: Wöhlerdiagramm für rf = 0,6 mm und R = 0
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
10
20
40
6080
100
200
400
600800
1000
2000
20
40
80
120160200
400
800
120016002000
4000
MPa
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngss
chw
ingb
reite
ö,
v.M
ises
a,lok,2*106 = 91 MPa
MPa
Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1
Umgebung: LuftDicke T: 5 mm
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,71)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,29)
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,82)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,05)
Quersteife (Kt = 1,46)
Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), 2. Charge Stumpfstoß ohne Wurzelspalt,(Kt = 1,89)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt,(Kt = 1,84)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083)Dicke t: 25 mm
Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,00)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 5,51)
Bruch (volles Symbol) Durchläufer (offenes Symbol)hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz)
R = -1
k = 5,5
T = 1:1,58
f
PÜ [%]
105090
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.11: Wöhlerdiagramm für rf = 1,0 mm und R = -1
98
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
10
20
40
6080
100
200
400
600800
1000
2000
20
40
80
120160200
400
800
120016002000
4000Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1
Umgebung: Luft
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,71)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,29)
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,82)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,05)
Quersteife (Kt = 1,46)
Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), Charge B Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,89)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A) Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,84)
Einseitige Schweißung
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083)Dicke t: 25 mm
Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,00)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 5,51)
Bruch (volles Symbol) Durchläufer (offenes Symbol)hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz)
MPa
örtli
che
Ver
glei
chss
pann
ungs
schw
ingb
reite
ö,
v.M
ises
a,lok,2*106 = 62 MPa
MPa
R = 0
k = 5,5
T = 1:1,34
PÜ [%]
105090
örtli
che
Ver
glei
chss
pann
ungs
ampl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.12: Wöhlerdiagramm für rf = 1,0 mm und R = 0
R = -1 R = 0
Fik
tiver
Ers
atzr
adiu
s r f
[mm
]
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
[MPa
] für
N =
2*10
6
Nei
gung
sexp
onen
t N
< N
K
Nei
gung
sexp
onen
t N
> N
K
Schw
ings
piel
zahl
am
Abk
nick
punk
t N
K=
2*1
06
Stre
umaß
T
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
[MPa
] für
N =
2*10
6
Nei
gung
sexp
onen
t N
< N
K
Nei
gung
sexp
onen
t N
> N
K
Schw
ings
piel
zahl
am
Abk
nick
punk
t N
K=
2*1
06
Stre
umaß
T
0,05 229,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,91 158,0 5,5 21,85 2*106 1,60
0,10 194,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,75 132,0 5,5 21,85 2*106 1,47
0,20 155,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,66 105,0 5,5 21,85 2*106 1,39
0,40 123,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,61 83,0 5,5 21,85 2*106 1,37
0,50 114,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,59 78,0 5,5 21,85 2*106 1,35
0,60 106,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,58 72,0 5,5 21,85 2*106 1,34
0,65 102,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,58 70,0 5,5 21,85 2*106 1,34
0,70 101,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,58 69,0 5,5 21,85 2*106 1,34
0,75 99,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,58 67,0 5,5 21,85 2*106 1,34
0,80 97,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,58 65,0 5,5 21,85 2*106 1,34
0,90 93,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,58 64,0 5,5 21,85 2*106 1,34
1,00 91,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,58 62,0 5,5 21,85 2*106 1,34
1,10 86,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,59 60,0 5,5 21,85 2*106 1,35
1,20 84,0 5,5 21,85 2*106 1: 1,61 58,0 5,5 21,85 2*106 1,36
Tabelle 5.2: Kennwerte der Wöhlerlinien für verschiedenen rf-Werte
99
Aus der Parameterstudie konnte über eine statistische Auswertung der Zusammenhang zwischen fiktivem Ersatzradius rf und dem Streumaß T * = 1 : T in Form zweier Kurven für R = -1 und R = 0 abgeleitet werden, Bild 5.13. Für beide Spannungsverhältnisse R = -1 und R = 0 tritt im Bereich zwischen rf = 0,6 mm und rf = 1,0 eine minimale Streuung auf, wobei das absolute Minimum bei rf = 0,6 mm zu finden ist. Außerhalb dieses Bereiches steigt die Streuung deutlich an. Dies kann damit erklärt werden, dass die tatsächlichen Kerbwirkungsfaktoren der Schweißverbindungen in diesem rf- Bereich mit den dort geltenden Formzahlen – berechnet mit dem fiktiven Ersatzradius rf
- näherungsweise übereinstimmen. Je kleiner der fiktive Ersatzradius wird, desto schlechter wird die Stützwirkung in scharf gekerbten Verbindungen mit der errechneten Formzahl abgebildet und die Streuung wird durch diese Verbindungen vergrößert. Im Bereich sehr großer rf-Werte findet durch die Modellierung eine deutliche Querschnittsschwächung statt, die die realen Verhältnisse in der scharfen Schweißnahtkerbe nicht wiedergibt. Hinzu kommt noch der rein geometrische Zusammenhang, dass die Kerbformzahl bei scharf gekerbten Verbindungen bei sinkendem Radius schneller steigt als bei mild gekerbten Verbindungen, siehe Tabelle 3.3. Zusammen wird dadurch der gezeigte Verlauf der Streuung bewirkt.
Bild 5.13: Einfluss des fiktiven Ersatzradius rf auf die Streuung T
Während die Form der Kurven für R = -1 und R = 0 gleich sind, ist in der absoluten Höhe der Streuung zwischen diesen ein größerer Unterschied festzustellen.
Der Grund für die stärkere Streuung der Ergebnisse in den Spannungen für wechselnde (R = -1) Beanspruchung im Vergleich zu schwellender Beanspruchung (R = 0) kann folgendermaßen erklärt werden:
Aufgrund der Verformungen der Schweißverbindungen durch den Schweißprozess werden unter axialer Belastung zusätzliche Biegespannungen den Lastspannungen überlagert. Unter Berücksichtigung dieser Biegespannungen, die nach Messungen im Bereich zwischen = -50 und +50 MPa liegen können, kann es lokal zu Spannungsverhältnissen zwischen R = -2 und 0 kommen, die zu der stärkeren Streuung bei R = -1 aufgrund der hohen Mittelspannungsempfindlichkeit in diesem Bereich führen, siehe Bild 5.14 und Haigh-Diagramm in Bild 6.2, Abschnitt 6.
100
Bild 5.14: Schematisches Haigh-Diagramm – Unterschiedlicher Einfluss von Mittellastschwankungen m auf die Amplitude a
Obwohl auch unter schwellender Belastung das lokale Spannungsverhältnis zwischen R = -1 und R = 0,5 liegen kann, ist dieser Effekt nicht so deutlich ausgeprägt wie unter wechselnder Belastung, was das kleinere Streuband erklärt. Hinzu kommt noch die Tatsache, dass auch die Breite des Wurzelspaltes bei den nicht durchgeschweißten Verbindungen Streuungen unterworfen ist und zwischen s = 1,7 und 2,2 mm schwankt. Es kann erwartet werden, dass bei Verwendung von Schweißverbindungen mit noch deutlich geringerem Winkelverzug und konstanterem Wurzelspaltmaß das Streuband schmaler ausfällt.
Bild 5.15: Geometrie H-Proben
101
Zur Überprüfung der Anwendbarkeit des Konzeptes des fiktiven Ersatzradius wurden Versuchsergebnisse mit t = 25 mm dicken Stumpfstoßverbindungen mit und ohne Wurzelspalt aus AlMg4,5Mn (AW-5083), sowie 8 mm dicke H-Proben mit verschiedenen Durchschweißungsgraden aus AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A T6) zusätzlich einbezogen. Die Ergebnisse der 25 mm starken Stumpfstoßverbindungen wurden aus [Wer01] übernommen. Für die verschiedenen H-Proben, Bild 5.15, lagen nur vollständige Ergebnisse für das Spannungsverhältnis R = -1 vor [Grz03].
Durch die tiefen Wurzelspalte bei den H-Proben, insbesondere bei HY 6,5, HY5 und Kehlnaht, sowie durch den langen Wurzelspalt bei den 25 mm starken Stumpfstoßverbindungen ergeben sich große Kerbzahlen. Im lokalen Spannungssystem liegen diese Ergebnisse sowohl für rf = 0,05 mm, Bild 5.16, als auch für rf = 1,0 mm, Bild 5.17, oberhalb der Wöhlerlinie, die mit den anderen Proben ermittelt wurde. Lediglich die HV8 Naht der H-Proben weist im Schwingspielzahlenbereich oberhalb von N = 2 .106 eine geringere Schwingfestigkeit auf. Der Grund für diese Abweichung ließ sich aus der Untersuchung nicht klären [Grz03].
Die hier ermittelte Neigung von k = 5,5 im örtlichen Spannungssystem wurde auch bei weiteren Forschungsarbeiten mit einseitig geschweißten Stumpfstoßverbindungen (Legierung AW-6060 und AW-7020) in der Materialstärke t = 5 und 12 mm bestätigt [Stö05].
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
10
20
40
6080
100
200
400
600800
1000
2000
20
40
80
120160200
400
800
120016002000
4000Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1
Umgebung: Luft
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 3,85)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 8,35)
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,26)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 8,82)
Quersteife (Kt = 3,70)
Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), Charge B, einseitige SV, LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,18)
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A), einseitige SV, LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 4,22)
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), t = 25 mm, LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 5,46)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 21,17)
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A), t = 8 mm, IMABHV8 Naht, (Kt = 4,64)
HY6,5 Naht, (Kt = 6,94)
HY5 Naht, (Kt = 9,33)
einseitige Kehlnaht, (Kt = 18,80)
Bruch (volles Symbol) Durchläufer (offenes Symbol)hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz)
MPa
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngss
chw
ingb
reite
ö,
v.M
ises
a,lok,2*106 = 229 MPa
MPa
R = -1
k = 5,5
T = 1:1,91
PÜ [%]
105090
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.16: Wöhlerdiagramm für rf = 0,05 mm und R = -1 mit Ergebnissen H-Proben
Für die Erarbeitung einer Empfehlung für das IIW-Regelwerk zur Anwendung des Konzeptes des fiktiven Ersatzradius für Aluminiumschweißverbindungen im nächsten Abschnitt kann deshalb von der Wöhlerlinie mit 5 mm dicken Verbindungen ausgegangen werden. Für größere Werkstoffdicken und kerbschärfere Verbindungen ist diese dann konservativ, wenn auch die Neigung k = 5,5 erhalten bleibt; der erwartete Größeneinfluss ist demzufolge hier nicht festzustellen.
102
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
10
20
40
6080
100
200
400
600800
1000
2000
20
40
80
120160200
400
800
120016002000
4000
MPa
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngss
chw
ingb
reite
ö,
v.M
ises
a,lok,2*106 = 91 MPa
MPa
Schweißverfahren: MIG
Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1
Umgebung: LuftDicke T: 5 mm
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,71)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,29)
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 1,82)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 3,05)
Quersteife (Kt = 1,46)
Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), 2. Charge, Einseitige SV, LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt,(Kt = 1,89)
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A), Einseitige SV, LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt,(Kt = 1,84)
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), t = 25 mm, LBF Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 2,00)
Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 5,51)
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A), t = 8 mm, IMABHV8 Naht, (Kt = 1,61)
HY6,5 Naht, (Kt = 2,31)
HY5 Naht, (Kt = 3,11)
einseitige Kehlnaht, (Kt = 6,20)
Bruch (volles Symbol) Durchläufer (offenes Symbol)hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz)
R = -1
k = 5,5
T = 1:1,58
PÜ [%]
105090
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.17: Wöhlerdiagramm für rf = 1,0 mm und R = -1 mit Ergebnissen H-Proben
In den Bilder 5.16 bis 5.19 sind die Wöhlerlinien für jeweils einen R-Wert von -1, 0, und 0,5 für den gesamten betrachteten Bereich des fiktiven Ersatzradius rf = 0,05 bis 1,20 mm dargestellt. Für das Spannungsverhältnis R = 0,5 wurden die Werte mit einer Mittelspannungsempfindlichkeit von M´´ = 0,18 aus den Ergebnissen mit R = 0 abgeleitet. Die Herleitung dieser Mittelspannungsempfindlichkeit wird in Abschnitt 6, Bild 6.2, erläutert. Mit den dargestellten Ergebnissen ist eine Bemessung der Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen auch mit beliebigen anderen fiktiven Ersatzradien rf im dargestellten Bereich möglich.
4 6 8 104 2 4 6 8 105 2 4 6 8 106 2 4 6 8 107 2 4
40
60
80100
200
400
600
40
60
80100
200
400
600MPa
a,rf=0,05 / a,rf = 1,00 = 2,52
N = Nk = 2*106
a = 229 MPa
194 MPa155 MPa123 MPa106 MPa97 MPa91 MPa84 MPa
R = -1PÜ = 50%
k = 5,5k* = 22
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngss
chw
ingb
reite
a,
ö,v.
Mis
esrf = 0,80 mmrf = 0,60 mm
rf = 0,40 mm
rf = 0,20 mm
rf = 0,10 mm
rf = 1,20 mmrf = 1,00 mm
rf = 0,05 mmMPa
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.18: Wöhlerliniendiagramm für rf = 0,05 bis 1,20 mm und R = -1
103
4 6 8104 2 4 6 8 105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
40
60
80
100
200
400
600
40
60
80
100
200
400
600MPa
a,rf=0,05 / a,rf = 1,00 = 2,55
N = Nk = 2*106
a = 158 MPa
132 MPa105 MPa83 MPa72 MPa65 MPa62 MPa58 MPa
R = 0PÜ = 50%
k = 5,5
k* = 22
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngss
chw
ingb
reite
a,
ö,v.
Mis
es
rf = 0,80 mmrf = 0,60 mm
rf = 0,40 mm
rf = 0,20 mm
rf = 0,10 mm
rf = 1,20 mmrf = 1,00 mm
rf = 0,05 mm
MPaör
tlich
e V
ergl
eich
span
nung
sam
plitu
de
a,ö,
v.M
ises
Schwingspielzahl NB
Bild 5.19: Wöhlerliniendiagramm für rf = 0,05 bis 1,20 mm und R = 0
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4
40
60
80
100
200
400
600
40
60
80
100
200
400
600MPa
a,rf=0,05 / a,rf = 1,00 = 2,54
N = Nk = 2*106
a = 122 MPa
102 MPa81 MPa64 MPa55 MPa50 MPa48 MPa45 MPa
R = 0,5PÜ = 50%
aus R = 0 mit M´´ = 0,18 abgeleitetk = 5,5
k* = 22
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngss
chw
ingb
reite
a,
ö,v.
Mis
es
rf = 0,80 mmrf = 0,60 mmrf = 0,40 mm
rf = 0,20 mm
rf = 0,10 mm
rf = 1,20 mmrf = 1,00 mm
rf = 0,05 mm
MPa
örtli
che
Ver
glei
chsp
annu
ngsa
mpl
itude
a,
ö,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Bild 5.20: Wöhlerliniendiagramm für rf = 0,05 bis 1,20 mm und R = 0,5
104
6 Vorschlag für die IIW-Richtlinie
Der vermehrte Einsatz der Methode der finiten Elemente in den vergangenen Jahren bei der Auslegung von geschweißten Strukturen führte zu einer stärkeren Verwendung lokaler Berechnungskonzepte [Rad98-2, Son05-2], insbesondere des Hot-Spot-Konzeptes, Abschnitt 2.2.5. Allerdings sind der Anwendung dieses Konzeptes insofern Grenzen gesetzt, als es nur anwendbar ist, wenn die versagenskritische Stelle des Bauteils mit der Stelle der extrapolierten Strukturspannung zusammenfällt. Schweißnahtwurzelspalte und andere versteckte Konstruktionsdetails fallen in diese Kategorie, für die das Hot-Spot-Konzept nicht anwendbar ist, Bild 2.15. Für diese Fälle wurden in den letzten Jahren verschiedene lokale Konzepte entwickelt, z.B. das Konzept der Mikrostützwirkung nach [Neu68-1, Rad90, Son99-1, Wer01], Abschnitt 2.3.2.1, und das Konzept des fiktiven Ersatzradius [See96, Oli89, Zha02], Abschnitt 2.3.5.
Wie in Abschnitt 2.3.2.1 bereits dargestellt, erfordert das Konzept der Mikrostützwirkung die Kenntnis der lokalen Materialkonstante *, die jeweils für den Grundwerkstoff, die Wärmeeinflusszone und das Schweißgut unterschiedliche Werte annehmen kann [Wer01, Mor04]. In Abhängigkeit vom Ort des Rissausganges muss für die Berechnung der zutreffende Wert gewählt werden. Die Tatsache, dass diese Werte nur in wenigen Ausnahmefällen verfügbar sind, begrenzt die Anwendbarkeit dieses lokalen Berechnungskonzeptes.
Eine universellere Anwendbarkeit verspricht das Konzept des fiktiven Ersatzradius, welches keine materialspezifischen Konstanten benötigt und sowohl für offene, als auch für verdeckte anrisskritische Konstruktionsdetails anwendbar ist, siehe Abschnitt 2.3.5.
Für Konstruktionen aus Stahl mit Wandstärken t 5 mm ergibt der fiktive Ersatzradius rf = 1,0 mm gute Berechnungsergebnisse und wird in verschiedenen Regelwerken empfohlen [FKM03, Hob03]. Auch für Wandstärken t 5 mm, insbesondere dünnwandige Bauteile sowohl aus Stahl als auch aus Aluminium, hat sich als fiktiver Ersatzradius rf =0,05 mm für die Anwendung des lokalen Spannungskonzeptes als erfolgreich erwiesen [Eib01, Eib03, Schl03].
Für die rechnerische Auslegung von Aluminiumschweißverbindungen mit Wandstärken von t 5 mm und starken Spannungskonzentrationen gab es bisher noch keine Erkenntnisse, ob auch hier ein fiktiver Ersatzradius von rf = 1,0 mm, wie bereits in [Hob03] empfohlen, erfolgreich angewendet werden kann.
Die zuvor dargestellten Untersuchungsergebnisse mit geschweißten Aluminiumverbindungen aus den Legierungen AlMg4,5Mn (AW-5083) und AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) erlauben hierauf eine Antwort [Wer99-2, Wer01, Mor03].
Das Berechnungskonzept beruht auf der Mikrostützwirkungstheorie 2 von Neuber, nach der folgender Ansatz verwendet wird:
s*rf Gl. 6.1
2 Bei der Mikrostützwirkungstheorie erfolgt die Bezeichnung der Radien mit bzw. * und f; im Gegensatz dazu erfolgt beim Konzept des fiktiven Ersatzradius die Bezeichnung mit r bzw. rf.
105
wobei f der fiktive Kerbradius, r der reale Kerbradius, * die Ersatzstrukturlänge und s eine Konstante zur Berücksichtigung der Mehrachsigkeit ist. Für Baustahl wird * = 0,4 mm and s = 2,5 in Übereinstimmung mit der Festigkeitshypothese der Gestaltänderungsenergie (nach von Mises) angesetzt [Rad98-2, Neu68-1], Tabelle 2.2. Im ungünstigsten Fall, bei dem der reale Kerbradius zu r = 0 wird, ergibt sich ein f = 1,0 mm.
Die Modellierung verschiedener Schweißnahtgeometrien mit diesem Radius überführt die verschiedenen Schwingfestigkeitskennwerte des Nennspannungssystems bei einer Schwingspielzahl von N = 2 . 106 in einen mehr oder weniger einheitlichen lokalen Spannungswert [Oli89, Oli94, See96]. Aus dieser Untersuchung wurde eine zulässige FAT-Klasse der lokalen Spannungsschwingbreite von loc = 225 MPa mit einer Überlebenswahrscheinlichkeit von Pü = 97,7% bei N = 2 . 106 Schwingspielen abgeleitet und für Schweißverbindungen aus Baustahl vorgeschlagen, Bild 2.19.
Die untersuchten Werkstoffe und die Probengeometrien, die in dieser Untersuchung mit einbezogen wurden, sind bereits im Abschnitt 3.1 beschrieben. Makroschliffe, die die Bruchausgangsstellen der Schweißverbindungen zeigen, finden sich in Bild 5.1 in Abschnitt 5.1.
Das Ziel der Anwendung des lokalen Spannungskonzeptes ist es, einen fiktiven Ersatzradius zu finden, der zu einer gemeinsamen Masterwöhlerlinie aller Schweißverbindungen und verschiedener Legierungen mit minimaler Streuung führt. Diese Wöhlerlinie könnte dann als Basis für die rechnerische Bauteilauslegung verwendet werden.
Die Ableitung einer gemeinsamen Wöhlerlinien aller Schweißverbindungen im lokalen Spannungssystem (Vergleichsspannungen nach der Gestaltänderungsenergiehypothese (nach von Mises)) für verschiedene fiktive Ersatzradien zwischen rf = 0,05 mm und 1,2 mm, Bilder 5.7 bis 5.12, und die Ermittelung eines optimalen Bereiches für den fiktiven Ersatzradius aus der Betrachtung der Streubandmaße T * = [ (Ps = 10%) / (Ps = 90%) ] = 1 : T , Bild 5.13, wurde bereits in Abschnitt 5.2 gezeigt.
Der Verlauf der Kurven, Bild 5.13, für beide R-Verhältnisse von R = 0 und R = -1 erreicht ab einem fiktiven Radius von rf = 0,6 mm ein Minimum, welches bis rf = 1,0 mm auf nahezu konstantem Niveau verbleibt. Von daher könnte geschlossen werden, dass der zutreffende fiktive Radius rf = 0,6 mm beträgt. Jedoch empfehlen Regelwerke [Hob03, See96, FKM03] für Schweißverbindungen aus Stahl einen fiktiven Radius von rf = 1,0 mm. Dieser sollte auch vom Standpunkt der Einheitlichkeit in Regelwerken auch für Aluminiumschweißverbindungen mit Wandstärken t 5 mm bis 25 mm übernommen werden, zumal die Streuung der Ergebnisse gegenüber rf = 0,6 mm nicht größer wird.
Für die rechnerische Auslegung von schwingbeanspruchten Schweißverbindungen aus Aluminium unter Verwendung des örtlichen Spannungskonzeptes, sollen die zulässigen Kennwerte aus den Ergebnissen dieser Untersuchung, Abschnitt 5.2, abgeleitet werden. Dazu sind folgende Bedingungen zu beachten:
Die zulässigen Werte müssen für eine Überlebenswahrscheinlichkeit von PÜ = 97,7% abgeleitet werden; dies entspricht einer Vertrauenswahrscheinlichkeit von Pc = 95 %.Die Auswirkungen von hohen Zugmittelspannungen auf die Schwingfestigkeit müssen betrachtet werden, indem auch höhere Spannungsverhältnisse als in der Untersuchung berücksichtigt, einbezogen werden, insbesondere für R = 0,5.
106
Für eine unterstellte Streuung von T = 1 : 1,50 für alle Schweißverbindungen und eine Gaußsche Log-Normal-Verteilung erhält man die Werte für Pü = 97,7 durch eine Verringerung der experimentellen Werte mit Pü = 50% um den Sicherheitsfaktor j = 1,36, Bild 6.1.
Bild 6.1: P-Netz mit Ableitung von j
Der Reduktionsfaktor zur Berücksichtigung des Mittelspannungseinflusses zwischen R = 0 und R = 0,5 wird aus dem Mittelwert der Kurven des Haigh-Diagramms, Bild 6.2, ermittelt. Der mittlere Verlauf der Mittelspannungsempfindlichkeiten M´, M und M´´ in den Bereichen der Spannungsverhältnisse –3 < R <-1, -1< R < 0 und 0 < R < 0,5 wird dort aus normierten Ergebnissen verschiedener Untersuchungen [Hai75, Dil04, Son99-2] abgeleitet.
107
-1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,00,0
0,5
1,0
1,5
2,0
AlMg5, Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMg5, Quersteife AlMg4.5, Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMg4.5, Stumpfstoß ohne Wurzelspalt
mit hoher Spannungskonzentration AlMg4,5, Stumpfstoß mit Wurzelspalt
AlMg4,5Mn and AlMgSi1 T6,Stumpfstoß mit und ohne Wurzelspalt,Quersteife
M´ = 0,15
M´´ = 0,18
M = 0,40
AlMgSi1 T6, Grundwerkstoff AlMgSi1 T6, MIG-Schweißung
Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMgSi1 T6, WIG-Schweißung
Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMgSi1 T6, MIG-Schweißung
Quersteife AlMgSi1 T6, MIG-Schweißung
LängssteifeEmpfohlene durchschnittliche Mittelspannungsempfindlichkeit für das IIW-Regelwerk
R=
-3
R = 0,50
R = 0,2
R = 0,75
R =
0
R =
-1
Nor
mie
rte
Span
nung
sam
plitu
de
a* =
a /
a(R=
0)
normierte Mittelspannung m* =
m /
m(R=0)
Bild 6.2: Haigh-Diagramm mit gemitteltem Verlauf von M, M´und M´´
Bild 6.3 zeigt die sich ergebenden Masterwöhlerlinien für die Spannungsverhältnisse R = -1, 0 und 0,5. Dies erlaubt eine rechnerische Auslegung anhand der Kurve mit R = 0,5 bei hohen Eigenspannungen, anhand der Kurve mit R = 0 bei normalen Eigenspannungen und anhand der Kurve mit R = -1 bei vernachlässigbaren Eigenspannungen, wenn keine zusätzlichen Mittelspannungen vorhanden sind. Andernfalls müssen diese durch den dargestellten Einfluss des R-Wertes berücksichtigt werden.
108
104 105 106 107 108
10
20
40
6080
100
200
400
Legierungen: AlMg4,5Mn (AW-5083)AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)
7091
127
MPa
Ört
liche
Ver
glei
chss
pann
ungs
schw
ingb
reite
lo
c, v
.Mis
es
PÜ = 97,7 %
0
0,5
R = -1
k* = 22
k = 5,5
Bruchschwingspielzahl NB
Bild 6.3: Masterwöhlerlinie für den fiktiven Ersatzradius rf = 1,0 mm
In der folgenden Tabelle 6.1 sind die zulässigen lokalen Spannungsschwingbreiten für eine Schwingspielzahl von N = 2 . 106 und einer Überlebenswahrscheinlichkeit von Pü = 97,7 % zusammengefasst:
R loc, al [MPa] (N = 2*106)
-1 127
0 91
0,5 70
Tabelle 6.1: Zulässige lokale Spannungsschwingbreiten für unterschiedliche R-Werte
Diese Kurven sind jedoch noch nicht im Einklang mit dem IIW-Regelwerk im Hinblick auf die Neigungen und Abknickpunkte. Da die IIW-Empfehlungen immer eine Worst-Case-Betrachtung mit hohen Zugeigenspannungen darstellen, können die dargestellten Ergebnisse in folgender Weise übertragen werden:
Die lokal zulässige Spannungsschwingweite loc,al = 70 MPa für R = 0,5 bei einer Schwingspielzahl von N = 2 . 106 mit einer Überlebenswahrscheinlichkeit von Pü = 97,7 % kann als FAT-Klasse für die IIW-Empfehlung angenommen werden.
Die Wöhlerlinie kann durch diesen Punkt mit einer Neigung von k = 3,0 im Zeitfestigkeitsbereich bis N = 107 gelegt werden [Son04-1].
Nach N = 1 . 107 Schwingspielen wird die Wöhlerlinie mit k* = 22,0 (10% Festigkeitsabfall pro Dekade) für Beanspruchungsfälle mit konstanten Amplituden fortgesetzt [Son05].
109
Für eine Schadensakkumulationsrechnung sollte die Neigung k´= 5,0 der Wöhlerlinie und eine tatsächliche Schadenssumme von D = 0,5 verwendet werden, Bild 6.4, [Son04-1].
104 105 106 107 108 109
0.2
0.4
0.6
0.81
2
3
456
FAT-Klasse
k´ = 5(für variablen Amplituden)
k* = 22 (für konstante Amplituden)
k = 3
norm
iert
e Sp
annu
ngss
chw
ingb
reite
*
Schwingspielzahl NB
Bild 6.4: Normierte Wöhlerlinie für IIW-Empfehlung
Die Schwingfestigkeitsversuche aus der hier vorgestellten Untersuchung, die dieser Empfehlung zugrunde liegen, können in Wöhlerstreubänder zusammengefasst werden, die Neigungen von k = 5,5 aufweisen. Bei diesen Ergebnissen handelt es sich vorwiegend um Schweißverbindungen mit Dicken um t = 5 mm und Verbindungen mit geringer Steifigkeit. Bei diesen Dicken ist der Unterschied zwischen Anriss- und Bruchlebensdauer gering und die Neigungen von Anriss- und Bruchwöhlerlinie unterscheiden sich kaum (Anrisskriterium: erster technischer Anriss mit a = 0,5 mm). Bei dicken Schweißverbindungen ergibt sich jedoch durch den langen Rissfortschritt ein großer Unterschied zwischen der Anriss- und Bruchschwingspielzahl, der dann deutlich unterschiedlichen Neigungen von Anriss- und Bruchwöhlerlinie aufweißt, Bild 6.7 [Son01].
110
4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 410
20
406080
100
200
400600800
1000
2000
10
20
406080100
200
4006008001000
2000
R = -1Pü = 50%
Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A) Dicke: t = 8 mmLastverhältnis: R = -1
HV8-Naht HY6,5-Naht HY5-Naht Kehlnaht
MPa
örtli
che
Ver
glei
chss
pann
ungs
schw
ingb
reite
a,lo
k,v.
Mis
es
MPa
k = 3
f
örtli
che
Ver
glei
chss
pann
ungs
ampl
itude
a,lo
k,v.
Mis
es
Schwingspielzahl NB
Quelle: Grzesiuk, Zenner
Bild 6.5: Wöhlerdiagramm H-Proben für rf = 1,0 mm und R = -1
Einen wichtigen Einfluss auf die Neigung hat auch die Steifigkeit der betrachteten Verbindungen. Am Beispiel der gemeinsamen Auswertung von dünnwandige (t = 8 mm) H-Proben, , Bild 5.15 und Bild 6.5, die im Gegensatz zu den Stumpfstoßverbindungen steife Aluminiumschweißverbindungen darstellen, zeigt sich die steile Neigung von k = 3 bei der gemeinsamen örtlichen Wöhlerlinie [Grz03]. Auch Versuche an geschweißten Großträgern verschiedener Aluminiumlegierungen mit Blechdicken von t = 15 mm und Steghöhen von 300 mm, Bild 6.6, weisen bei den Wöhlerlinien steile Neigungen zwischen k = 2,8 und k = 3,7 auf. Bei manchen Kerbdetails ergaben sich sogar Neigungen bis zu k = 1,6 [Ond92, Neu93].
Weil in den IIW-Empfehlungen vorwiegend von dickwandigen und gleichzeitig steifen Schweißkonstruktionen ausgegangen wird, die in der Regel steile Neigungen aufweisen, wird im Regelwerk bei Axial- oder Biegebelastung generell eine Neigung von k = 3 für die Bruchwöhlerlinie angenommen (Für Schubbelastung wird k = 5 vorgeschlagen). Vor diesem Hintergrund können die hier experimentell ermittelten Neigungen als Anrisswöhlerlinien betrachtet werden und die Neigung k = 3 des IIW-Regelwerkes als Bruchwöhlerlinie für dickwandige und steife Bauteile übernommen werden. Für dünnwandige, nicht steife Strukturen kann jedoch die im IIW-Regelwerk vorgesehene Neigung von k = 3 im Bereich N < 2*106 zu nichtkonservativen Ergebnissen führen, wenn die tatsächliche Wöhlerlinienneigung der Verbindungen flacher verlaufen. Es ist noch nicht geklärt, ob weitere Beschränkungen der Anwendbarkeit des IIW-Regelwerkes im Hinblick auf den genannten Zusammenhang nötig sind.
111
Quelle: Neumann/ Hobbacher
Bild 6.6: Ergebnisse für Schwingfestigkeitsversuche an geschweißten Gurtplatten aus Aluminium
DIA 6738d
Bild 6.7: Unterschiede zwischen kAnriß und kbruch bei dicken Schweißverbindungen
In den Fällen, in denen eine gute Fertigungsqualität oder geringe Zugeigenspannungen erwartet werden können, kann ein besseres Schwingfestigkeitsverhalten, wie z.B. in Bild 6.3, unterstellt werden.
Die hier dargestellten Vorschläge, die während der Entstehung dieser Arbeit in den entsprechenden Gremien zur Diskussion gestellt wurden, sind bereits in das IIW-Regelwerk übernommen worden [Hob05].
112
7 Schlussfolgerungen und Ausblick
Ausgangspunkt für die Untersuchung war die Frage, ob das Konzept der Mikrostützwirkung nach Radaj, als Beispiel für ein örtliches Spannungskonzept, zur Lebensdauerabschätzung von Aluminiumschweißverbindungen verschiedener Legierungstypen unter konstanten Amplituden allgemein anwendbar ist. Für AlMg4,5Mn als Beispiel für eine naturharte Legierung und AlMgSi1 T6 als Beispiel für eine warmausgehärtete Legierung konnte die Anwendbarkeit bei unterschiedlich scharf gekerbten Schweißverbindungen und unterschiedlichen Legierungstypen gezeigt werden. Durch die Einbeziehung der Neigung der Wöhlerlinie des Grundwerkstoffes ist es möglich, das Konzept der Mikrostützwirkung, welches ursprünglich nur für den Schwingspielzahlenbereich nach dem Abknickpunkt (sog. „Dauerfestigkeitsbereich“) vorgesehen war, auf den Zeitfestigkeitsbereich auszudehnen. Grundsätzlich zeichnet sich das Mikrostützwirkungskonzept dadurch aus, das es einen Zusammenhang zwischen werkstoff- und gefügespezifischen Kennwerten, der örtlichen Geometrie und der Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen herstellt.
Der Anwender muss deshalb immer über diese Kennwerte verfügen oder sie durch Versuche ableiten und er muss für den versagenskritischen Bereich der auszulegenden Schweißverbindung das dort vorliegende Gefüge – grobkörniges Schweißgut, Wärmeeinflusszone oder Grundwerkstoff - kennen. Für die Praxis ist dies ein großer Nachteil, weil die Anwendung des Mikrostützwirkungskonzeptes von dieser Seite einen hohen Aufwand erfordert. Die Betrachtung der sich nach dem Mikrostützwirkungskonzept ergebenden Ersatzstrukturlängen * bzw. der fiktiven Ersatzradien f für verschiedene Legierungen und Werkstoffzustände hat
gezeigt, daß diese alle im Bereich zwischen f = 0,55 und 1,35 liegen. Es lag deshalb nahe, einen fiktiven Ersatzradius bestimmen zu können, der für das örtliche Spannungskonzept zugrunde gelegt werden kann, aber nicht den Nachteil hat, daß die jeweiligen *-Werte bekannt sein müssen. Aus diesem Grund wurde nach einem werkstoffunabhängigen Ausweg mittels des Konzeptes des fiktiven Ersatzradius gesucht.
Es wurden die Ergebnisse von Schwingfestigkeitsversuchen an insgesamt 17 verschiedenen Aluminiumschweißverbindungen, welche Formzahlen zwischen 1,3 und 18,5 aufweisen, in diese Untersuchung mit einbezogen. Die Werkstoffdicken lagen dabei zwischen 5 und 25 mm. Bei den betrachteten Aluminiumlegierungen handelt es sich sowohl um die oben genannte naturharte, als auch um warmausgehärtete. Für diese breite Vielfalt wurde gezeigt, dass das örtliche Spannungskonzept mit einem fiktivem Ersatzradius von rf = 1,0 mm die Lebensdauer unter konstanten Amplituden zutreffend abschätzen kann. Die breite Basis an Versuchsergebnissen ermöglicht es, dieses Konzept, welches bisher nur für Stahlschweißverbindungen in technischen Regelwerken (z.B. IIW und FKM) eingeführt war, auch auf den Bereich der Aluminiumschweißverbindungen mit Werkstoffdicken t 5 mm auszuweiten. Vorteilhaft ist dabei insbesondere die Anwendbarkeit eines einheitlichen fiktiven Ersatzradius von rf = 1,0 mm, sowohl für Stahl- als auch für Aluminiumschweißverbindungen. Der unterschiedliche Werkstoffeinfluss wird durch die Zugrundelegung unterschiedlicher Master-Wöhlerlinien für Stahl (FAT 225) und Aluminium (FAT 70) berücksichtigt.
In vielen Branchen des Maschinenbaues, die im Gegensatz zum Automobilbau keine umfangreiche Bauteilerprobung durchführen, wird bei der Auslegung auf Regelwerke zurückgegriffen. Dort hatte bisher das Nennspannungskonzept und verstärkt auch das Strukturspannungskonzept eine breite Akzeptanz gefunden. Für diese Branchen ist die Einführung
113
einer neuen Auslegungsmethode in Regelwerken von großer Bedeutung. Mit dem hier gemachten Vorschlag für eine IIW-Empfehlung wird der Forderung aus der industriellen Praxis entsprochen, die eine neue Methode nur aufnimmt, wenn eine regelwerksfähige Formulierung vorliegt. Bei der Formulierung des Vorschlages für eine IIW-Empfehlung wurde besonders auf die Bedeutung der Mittelspannungsunabhängigkeit der Masterwöhlerlinie im allgemeinen Fall von Aluminiumschweißverbindungen eingegangen. Für den Fall, dass weitergehende Informationen über den Eigenspannungszustand oder lastinduzierte Mittelspannungen vorliegen, wurden auch dafür Kennwerte in Form eines normierten Haigh-Diagrammes angegeben.
Die Anwendung des örtlichen Spannungskonzeptes mit einem fiktiven Ersatzradius von rf = 1,0 mm kann in der Praxis besonders dann rasche Verbreitung finden, wenn neben der Verankerung in Regelwerken die Finite-Element-Software die Möglichkeit einer vereinfachten Modellierung bietet. Mit der Entwicklung von Spezialelementen, die die Abbildung der Schweißnahtgeometrie mit dem genannten fiktiven Ersatzradius vereinfachen, kann erwartet werden, das sich die gesamte Auslegungskette in einem Softwaresystem implementieren lässt.
114
8 Literatur
[Alt65] Altenpohl, D.: Aluminium und Aluminiumlegierungen Springer-Verlag, Berlin, Göttingen, Heidelberg, New York (1965)
[Alt94] Altenpohl, D.: Aluminium von innen betrachtet Aluminium-Verlag, Düsseldorf, 5. Aufl. (1994)
[Ant93] Anthes, R.J.; Köttgen, V.B.; Seeger, T.: Kerbformzahlen von Stumpfstößen und Doppel-T-Stößen Schweißen und Schneiden 45, Heft 12 (1993), S. 685-688
[Ant94] Anthes, R.J.; Köttgen, V.B.; Seeger, T.: Einfluß der Nahtgeometrie auf die Dauerfestigkeit von Stumpf- und Doppel-T-Stößen Schweißen und Schneiden 46, Heft 9 (1994), S. 433-436
[Ber83] Bergmann, J.W.: Zur Betriebsfestigkeitsbemessung gekerbter Bauteile auf der Grundlage der örtlichen Beanspruchungen Veröffentlichung des Instituts für Stahlbau und Werkstoffmechanik der Technischen Hochschule Darmstadt, Heft 37 (1983)
[Bes91] Best, R.: Der Schadensparameter im Kerbgrundkonzept Materialprüfung 33 (1991) 6, S. 184-188
[Bes76] Beste, A.; Seeger, T.: Statische und zyklische Versuche an Lochstäben aus St 37 zur Überprüfung neuzeitlicher Näherungsbeziehungen für die Lebensdauervorhersage Veröffentlichung des Instituts für Stahlbau und Werkstoffmechanik der Technischen Hochschule Darmstadt, Heft 29 (1976)
[Bra95] Brandt, U.; Sonsino, C. M.: Lebensdauervorhersage für Integralgegossene Turbinenräder unter Berücksichtigung kurzer Risse am Beispiel der Nickelbasis-Legierung IN 713 C Materialwissenschaft und Werkstoffkunde 26 (1995) Nr. 6, S. 294-308
[Bri90] N.N.: British Standard BS 5400: Steel, Concrete and Composite Bridges. Part10, Code of Practice for Fatigue, BSI (1990)
[Bro74] Brose, W.R.; Dowling, N.E.; Morrow, J.D.:Effect of Periodic Large Strain Cycles on the Fatigue Behaviour of Steels Society of Automotive Engineers (SAE), SAE Paper 740221 (1974)
115
[Bru90] Brune, M.; Zenner, H.: Verbesserung der Lebensdauerabschätzung für Antriebsteile in Walzwerksanlagen Stahl und Eisen 110 (1990) 3, S. 89-95
[Buc83] Buch, A.; Lowak, H.; Schütz, D.: Vergleich der Ergebnisse von Betriebsfestigkeits-Versuchen mit Hilfe der Relative-Miner Regel Zeitschrift für Werkstofftechnik 14 (1983) Nr. 6, S.207-219
[Bür01] Bürger, M.; Leontaris, G.; Linnig, W.; Streubel, Wingenbach, M.:Möglichkeiten und Grenzen von Lebensdauersimulationen am Beispiel eines Fahrwerkes DVM-Bericht Nr. 129 (2001), S. 221-232
[Bux92] Buxbaum, O.: Betriebsfestigkeit – Sichere und wirtschaftliche Bemessung schwingbruchgefährdeter Bauteile Verlag Stahleisen, 2. Auflage, Düsseldorf (1992)
[Che79] Chen, W. C.; Lawrence, F. V.: A Model for Joining Crack Initiation and Propagation Analysis University of Illinois Urbana-Champaign, FCP-Report No. 32 (1979)
[Cof54] Coffin, L. F. jr.: A Study of the Effect of Cyclic Thermal Stresses on a Ductile Metal Trans. ASME 76 (1954) No. 6, S.931/50
[Dil04] Dilger, K.; Nitschke-Pagel, Th.; Wohlfahrt, H.: Mittelspannungseinfluss auf das Schwingfestigkeitsverhalten geschweißter AluminiumlegierungenInstitut für Füge- und Schweißtechnik (ifs), Braunschweig, Deutschland AiF-Nr. 12.676, DVS-Nr. 9.031 (2004), nicht veröffentlicht
[Don01] Dong, P.:A Structural Stress Definition and Numerical Implementation for Fatigue Analyses Int. J. Fatigue, 23 (2001), S. 865 - 876
[Don02] Dong, P.; Hong, J.K.; Cao, Z.:Structural Stress Based Master S-N Curve for Welded Joints IIW Doc XIII-1930-02 / XV-1119-02, International Institute of Welding, 2002
[Dow82] Dowling, N.E.:A Discussion of Methods for Estimating Fatigue Life Society of Automotive Engineers (SAE), SAE Paper 820691 (1982), S. 161-174
[Dow87] Dowling, N.E.:A Review of Fatigue Life Prediction Methods Virginia Polytechnic Institute and State University, Blacksburg VA (1987)
116
[Dow88] Dowling, N.E.: Estimation and Correlation of Fatigue Lives for Random Loading International Journal of Fatigue 10 (1988) 3, S.179-185
[Eib01] Eibl, M.; Sonsino, C.M.: Stand der Technik zur Schwingfestigkeitsberechnung von laserstrahlgeschweißtenDünnblechen aus Stahl DVM-Report No. 668 (2001), pp. 155 – 171
[Eib03] Eibl, M.; Sonsino, C.M.; Kaufmann, H.; Zhang, G.: Fatigue Assessment of Laser Welded Thin Sheet Aluminium International Journal of Fatigue, 25 (2003) No. 8, pp. 719 – 731
[Eib03-2] Eibl, M.: Berechnung der Schwingfestigkeit laserstrahlgeschweißter Feinbleche mit lokalen Konzepten Dissertation am Fachbereich Maschinenbau der Technischen Universität Darmstadt, 2003
[Elb70] Elber, W.: Fatigue Crack Closure under Cyclic Tension Engng. Fract. Mech. 2 (1970), S. 37-45
[Elb71] Elber, W.: The Significance of Fatigue Crack Closure ASTM STP 486 (1971), S. 230-242
[Eul97-1] Eulitz, K.-G.: Lebensdauervorhersage II – Verbesserung der Lebensdauerabschätzung durch systematische Aufarbeitung und Auswertung vorliegender Versuchsdaten FKM-Forschungsheft Nr. 227, Vorhaben Nr. 192 (1997)
[Eul97-2] Eulitz, K.-G.; Kotte, K.L.: Das Nennspannungskonzept: Die Ermüdungslebensdauer vorhersagen (Teil 1 und 2) Materialprüfung 39 (1997) 3, S. 73-73; Materialprüfung 39 (1997) 4, S.134-140
[Eul99] Eulitz, K.-G.: Beurteilung der Zuverlässigkeit von Lebensdauervorhersagen nach dem Nennspannungskonzept und dem Örtlichen Konzept anhand einer Sammlung von Betriebsfestigkeitsversuchen Habilitation an der Fakultät für Maschinenwesen der Technischen Universität Dresden, 1999
[Eur92] N.N.: Eurocode Nr. 3: Design of Steel Structures, Part 1.1 : General Rules and Rules for Buildings. ENV 1993-1-1: 1992, Brussels
[Eur98] N.N.: Eurocode Nr. 9: Design of Aluminium Structures, Part2: Structures to Fatigue. ENV 1992-2: 1998 E, Brussels
117
[Fat98] Fatemi, A.; Yang, L.: Cumulative Fatigue Damage and Life Prediction Theories: A Survey of the State of the Art for Homogeneous Materials International Journal of Fatigue 20 (1998) 1, S. 9-34
[Fer01] Fermer, M.; Svensson, H.: Industrial Experiences of FE-Based Fatigue Life Prediction of Welded Automotive Structures Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures 24 (2001), Nr 7, S. 489-500
[Fin92] Finney, J. M.; Deirmendjian, G.: Delta-K-Effective: Which Formula? Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct. Vo. 15 (1992), No. 2, S. 151-158
[FKM02] N.N.: FKM-Richtlinie: Rechnerischer Festigkeitsnachweis für Maschinenbauteile. Bruchmechanischer Festigkeitsnachweis. VDMA-Verlag, Frankfurt am Main (2002)
[FKM03] N.N.: FKM-Guideline: Analytical Strength Assessment of Components in Mechanical Engineering Forschungskuratorium Maschinenbau e. V. (FKM), Frankfurt (2003)
[For67] Forman, R. G.; Kearney, V. E.; Engle, R. M.: Numerical Analysis of Crack Propagation in Cyclic Loaded Structures Trans. ASME, J. Basis Engng 89 (1967), S.459
[Fri02] Fricke, W.:Recommended Hot Spot Analysis Procedure for Structural Details of Ships and FPSOs Based on Round-Robin FE Analyses Int. J. of Offshore and Polar Engng. 12 (2002), S. 40 - 47
[Fri04] Fricke, W.; Doerk, O.; Weißenborn, C.:Vergleich verschiedener Berechnungsmethoden für Strukturspannungen an Schweißkonstruktionen Konstruktion, 10/2004, S. 85 - 91
[Gra94] Graf, T.; Zenner, H.: Lebensdauervorhersage Materialprüfung 36 (1994) 3; S. 71-76
[Gro71] Grosskreutz, J.C.: The Mechanism of Metal Fatigue Physica Status Solidi 47 (1971) 11, S.10-20
[Gru88] Grubisic, V.; Lowak, H.: Possibility to Determine Aluminium Wheels Fatigue Life by Local Strain Concept SAE-Paper 880696 (1988); SAE Transactions 97 (1988)
118
[Grz03] Grezesiuk, J.; Zenner, H.: Einfluss der Nahtvorbereitung und Nahtausführung auf die Schwingfestigkeit hochwertiger Aluminiumkonstruktionen Aif-Nr. 12.642N, DVS-Nr. 9.02, Institut für Maschinelle Anlagentechnik und Betriebsfestigkeit der Technischen Universität Clausthal-Zellerfeld (2003)
[Grz04] Grezesiuk, J.: Einfluss der Nahtvorbereitung und Nahtausführung auf die Schwingfestigkeit hochwertiger Aluminiumkonstruktionen Dissertation an der Fakultät für Bergbau, Hüttenwesen und Maschinenbau Technischen Universität Clausthal, 2004
[Hai68] Haibach, E.: Die Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen aus der Sicht einer örtlichen Beanspruchungsmessung LBF-Bericht Nr. FB 77, Darmstadt (1968)
[Hai70] Haibach, E.: Modifizierte lineare Schadensakkumulations-Hypothese zur Berücksichtigung des Dauerfestigkeitsabfalles mit fortschreitender Schädigung LBF TM Nr. 50/70, Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit (LBF), Darmstadt (1970)
[Hai75] Haibach, E., Atzori, B.: Ein statistisches Verfahren für das erneute Auswerten von Ergebnissen aus Schwingfestigkeitsversuchen und für das Ableiten von Bemessungsunterlagen, angewandt auf Schweißverbindungen aus AlMg5 Aluminium 51 (1975) 4, pp. 267 - 272
[Hai76] Haibach, E.; Lehrke, H.P.: Das Verfahren der Amplituden-Transformation zur Lebensdauerberechnung bei Schwingbeanspruchung Archiv für das Eisenhüttenwesen 47 (1976) 10, S. 623-628
[Hai89] Haibach, E.: Betriebsfestigkeit – Verfahren und Daten zur Bauteilberechnung VDI-Verlag, Düsseldorf (1989)
[Hai02] Haibach, E.:Betriebsfestigkeit – Verfahren und Daten zur Bauteilberechnung VDI Verlag, Düsseldorf 2002, 2. Auflage
[Hen01] Henrysson, H. F.:Fatigue of Spot-Welded Joints – Experiments and Life Predictions PhD thesis, Chalmers Univ. of Technol., Göteborg, 2001
[Hob03] Hobbacher, A. et al.: Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Commponents IIW Document XIII-1965-03 / XV-1127-03, Paris (2003), France
119
[Hob05] Hobbacher, A. et al.: Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Commponents IIW Document XIII-1965-03 / XV-1127-03, Paris (2005), France
[Kas04] Kaßner, M.; Sonsino, C.M.: Anwendbarkeit von Festigkeitskonzepten für schwingbelastete geschweißte Bauteile DVS-Berichte Bd. 232, Düsseldorf (2004)
[Kem89] Kemper, H.; Weiss, B.; Stickler, R.: An Alternative Presentation of the Effect of the Stress-Ratio on the Fatigue Threshold Engng. Fract. Mech. Vol. 32 (1989), No. 4, S. 591-600
[Kön87] König, G., Affeldt, E.:Experience with a Load Change Technique for Crack Growth Rate Measurements In: Proc. 2nd Int. Conf. on Low Cycle Fatigue and Elasto-Plastic Behaviour of Materials, Ed. by K.T. Rie, Elsevier Applied Science Publishers, London (1987), S. 673-679
[Klo89] Kloos, K.H.: Kerbwirkung und Schwingfestigkeitseigenschaften DVM-Bericht, Arbeitskreis Betriebsfestigkeit (1989), S. 7-40
[Law83] Ho, N.-J.; Lawrence, F. V.:The Fatigue of Weldments Subjected to Complex Loadings FCP Report No. 45, University of Illinois at Urbana-Champaign (1983)
[Law97] Lawrence, F. V.; Dimitrkis, S. D. ; Chen, N.: The Fatigue Resistance of Automotive Weldments In: Intern. Conf. On Performance of Dynamically Loaded Welded Structures, Proc. Of the 50th IIW Annual Assembly Conf., San Francisco 14.-17.7.1997, Ed. By S. J. Maddox and M. Prager, International Institute of Welding IIW, Welding Research Council, New York (1997), S. 254-265
[Leh98] Lehrke, H. P.; Brandt, U.; Sonsino, C. M.: Bruchmechanische Beschreibung der Wöhlerlinien geometrisch ähnlicher Schweißproben aus Aluminium Schweißen und Schneiden 50, Nr. 8, S. 492-497 (1998)
[Leh99] Lehrke, H.- Lehrke, H. P.; Brandt, U.; Sonsino, C. M.:Berechnung von Formzahlen in Schweißverbindungen Konstruktion 51 (1999) Nr. 1/2, S. 47-52
[Liv04] Livieri, P.; Lazzarin, P.:Fatigue Strength of Steel and Aluminium Welded Joints Based on Generalized Stress Intensity Factors and Local Strain Energy Values Int. J. Fatigue Nr. 125 (2004), S. 1-29
120
[Low73] Lowak, H.; Schütz, D.: Betriebsfestigkeit von Nietverbindungen unter Ansatz eines Einzelflugprogrammes Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit (LBF), Darmstadt, TM-Nr. 71/73 (1973)
[Mad02] Maddox, S.J.:Hot-Spot Stress Design Curves for Fatigue Assessment of Welded Structures. Intl. J. Offshore and Polar Engng. 12 (2002), S. 134 - 141 (ähnlich in IIW-Doc. XIII-1900a-00, International Institute of Welding, 2000)
[Mag87] Magnus, K.; Müller, H.H.: Grundlagen der Technischen Mechanik Teubner, Stuttgart (1987)
[Man65] Manson, S. S.: Fatigue a Complex Subject - Some Simple Approximations Experimental Mechanics 5 (1965) No. 7, S.193-226
[Min45] Miner, M.A.: Cumulative Damage in Fatigue Journal of Applied Mechanics 12 (1945) 3, S.159-164
[Mor03] Morgenstern, C.; Kotowski, J.; Dilger, K.; Sonsino, C. M.: Ermittlung von Grundlagen für die praktische Anwendung örtlicher Konzepte zur Schwingfestigkeitsbewertung geschweißter Aluminiumbauteile Fraunhofer Institut für Betriebsfestigkeit (LBF), Darmstadt Institut für Füge- und Schweißtechnik (ifs), Braunschweig, Deutschland AiF-Nr. 12.536 N, DVS-Nr. 9.026 (2003), nicht veröffentlicht
[Mor04] Morgenstern, C., Kotowski, J., Sorbo, F. Dilger, K., Sonsino, C. M.:Anwendung des Konzeptes der Mikrostützwirkung zur Schwingfestigkeitsbewertung geschweißter Aluminiumverbindungen aus AlMg4,5Mn (AW-5083) und AlMgSi1 T6 (AW-6082) Schweißen und Schneiden 10 (2004), S. 538 - 544
[Mor04-1] Morgenstern, C.; Sonsino, C. M.; Hobbacher, A.; Sorbo, F.: Fatigue Design of Aluminium Welded Joints by the Local Stress Concept with the Fictitious Notch Radius of rf = 1 mm IIW-Doc. No. XIII – 2009 – 04, Osaka, Japan, 2004
[Mor65] Morrow, J. D.: Cyclic Plastic Strain Energy and Fatigue of Metals In: ASTM STP 378 (1965) S. 45-87
[Neu57] Neuber, H.: Eine strenge Lösung für die Spannungsverteilung in Kerben bei beliebiger Tiefe und beliebigem Flankenwinkel Forsch. Ing.-Wes. 23 (1957), S. 9-10
121
[Neu58] Neuber, H.: Kerbspannungslehre, 2. Aufl. Springer-Verlag, Berlin, Heidelberg, New York, Tokyo (1958)
[Neu61] Neuber, H.: Theory of Stress Concentration for Shear-Strained Prismatical Bodies with Arbitrary Nonlinear Stress-Strain-Law Transaction ot the ASME, Journal of Applied Mechanics 28 (1961), S 544-550
[Neu68-1] Neuber, H.: Über die Berücksichtigung der Spannungskonzentration bei Festigkeitsberechnungen Konstruktion 20 (1968) Nr. 7, S. 245-251
[Neu68-2] Neuber, H.: Über die Dauerfestigkeit bei Spannungskonzentrationen VDI-Berichte Nr. 129 (1968), S. 5-8
[Neu85] Neuber, H.: Kerbspannungslehre, 3. Aufl. Springer-Verlag, Berlin, Heidelberg, New York, Tokyo (1985)
[Neu93] Neumann, A.; Hobbacher, A.: Schweisstechnisches Handbuch für Konstrukteure, Teil 4: Geschweißte Aluminiumkonstruktionen
DVS-Verlag, Düsseldorf (1993)
[Nie92] Niemi, E.: Recommendations Concerning Stress Determination for Fatigue Analysis of Welded Components IIW Doc. XIII-1458-92/XV-797-92 (1992)
[Nie95] Niemi, E.: Recommendations Concerning Stress Determination for Fatigue Analysis of Welded Components Abbington Publ., Cambrigde, 1995
[Nie04] Niemi, E.; Fricke, W.; Maddox, S. J.:Structural Stress Approach to Fatigue Analysis of Welded Components - Designer’s GuideIIW-Doc. XIII-1819-00/XV-1090-01 (Final Draft), International Institute of Welding, 2004
[New84] Newman, J. C.: A Crack Opening Stress equation for Fatigue Crack Growth Inter. J. Fract. Vol. 24 (1984), S.131-135
122
[Oli89] Olivier, R.; Köttgen, V.B.; Seeger, T.: Schwingfestigkeitsnachweis für Schweißverbindungen auf der Grundlage örtlicher Beanspruchungen - Schweißverbindungen I Final Report, Forschungskuratorium Maschinenbau (FKM), Frankfurt, Forschungsheft 143 (1989)
[Oli94] Olivier, R.; Köttgen, V.B.; Seeger, T.: Untersuchung zur Einbindung eines neuartigen Zeit- und Dauerfestigkeitsnachweises von Schweißverbindungen in Regelwerken - Schweißverbindungen II Forschungskuratorium Maschinenbau (FKM), Frankfurt Forschungsheft 180 (1994)
[Ond92] Ondra, J.; Kosteas, D.: Fatigue Behaviour of Welded Aluminium Beams 5th INALCO 92, Aluminium-Zentrale e.V., Düsseldorf (1992)
[Par61] Paris, P. C.; Gomez, M. P.; Anderson, W. E.: A Rational Analytical Theory of Fatigue Trend in Engineering 13 (1961)
[Pet59] Peterson, R. E.: Notch Sensitivity Metal Fatigue, Chap. 13, Ed. Sines and Waisman, Mc Graw-Hill, New York (1959)
[Pet74] Peterson, R.E.:Stress Concentration Factors John Wiley & Sons, New York (1974)
[Rad84] Radaj, D.:Kerbwirkung von Schweißstößen hinsichtlich Ermüdung Konstruktion 36 (1984) Nr. 8, S. 285-292
[Rad85-1] Radaj, D.: Gestaltung und Berechnung von Schweißkonstruktionen – Ermüdungsfestigkeit DVS-Verlag, Düsseldorf (1985)
[Rad85-2] Radaj, D.:Kerbspannungsnachweis für die dauerschwingfeste Schweißverbindung Konstruktion 37 (1985) H.2, S. 53-59
[Rad88-1] Radaj,D.: Berechnung der Dauerfestigkeit von Schweißverbindungen ausgehend von Kerbspannungen VDI-Berichte Nr. 661 (1988)
[Rad88-2] Radaj, D.:Wärmewirkungen des Schweißens – Temperaturfeld, Eigenspannungen, Verzug Springer-Verlag, Berlin (1988)
123
[Rad90] Radaj,D.: Design and Analysis of Fatigue Resistant Welded Structures Abbington Publishing, Cambridge 1990
[Rad94] Radaj, D.:Lokale Konzepte des Betriebsfestigkeitsnachweises für Schweißkonstruktionen – Grundlagen und Anwendungen 20. Vortragsveranstaltung des DVM-Arbeitskreises Betriebsfestigkeit am 12.-13-10.1995 in Stuttgart, DVM-Berichtsband (1994)
[Rad95] Radaj,D.: Ermüdungsfestigkeit – Grundlagen für Leichtbau, Maschinen- und Stahlbau Springer-Verlag, Berlin, Heidelberg, New York, Tokyo (1995)
[Rad95-2] Radaj,D.: Lokale Konzepte des Betriebsfestigkeitsnachweises für Schweißkonstruktionen Konstruktion 47 (1995), S.168-176
[Rad96] Radaj, D.:Review of Fatigue Strength Assessment of Nonwelded and Welded Structures Based on Local Approaches Int. J. Fatigue Vol. 18, No. 3, S. 153 - 170 (1996)
[Rad98-1] Radaj, D.; Sonsino, C.M.; Flade, D.: Prediction of Service Fatigue Strength of Welded Tubular Joint on the Basis of the Notch Strain Approach International Journal of Fatigue, Vol. 20, No. 6, S. 471-480 (1998)
[Rad98-2] Radaj, D.; Sonsino, C.M.: Fatigue Assessment of Welded Joints by Local Approaches Woodhead Publishing, Cambridge (1998)
[Rad00] Radaj, D.; Sonsino, C.M.: Ermüdungsfestigkeit von Schweißverbindungen nach lokalen Konzepten. Fachbuchreihe Bd. 142, DVS-Verlag, Düsseldorf (2000)
[Rad05] Radaj, D.:Notch Stress Intensity Approach – Fundamentals and Application to Welded Joints Rep. 1/2005, Univ. Padua, Ingenieursfakultät, S.1-36
[Ram43] Ramberg, W.; Osgood, W.R.: Description of Stress-Strain Curves by three Parameters Technical Report No. 902, NaCa (1943)
[Rup92] Rupp, A.:Beanspruchung und Beanspruchbarkeit von Punktschweissver- bindungen unter Schwingbelastung - ein Auslegungsverfahren Forschungsbericht Nr. FB-198 (1992), Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit LBF, Darmstadt
124
[Sav94] Savaidis, G.; Seeger, T.: An Experimental Study on Opening an Closure Behaviour of Fatigue Surface, Corner and Through Cracks at Notches Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct. Vol 17 (1994), No. 11, S. 1343-1356
[Sch81] Schijve, J.: Some Formulas for Crack Opening Stress Level Engng. Fract. Mech. Vol 14 (1981), S. 461-465
[Schl03] Schlemmer, J.; Bacher-Höchst, M.; Sonsino, C. M.: Schwingfeste Auslegung von dünnwandigen Laserstrahlschweißverbindungen für Einspritzsysteme DVM-Report 802 (2003), pp. 25 – 36
[Schü65] Schütz, W.: Über eine Beziehung zwischen der Lebensdauer bei konstanter und veränderlicher Beanspruchungsamplitude und ihre Anwendbarkeit auf die Bemessung von Flugzeugbauteilen Diss., TH München (1965)
[Schü68] Schütz, W.: Zeit- und Betriebsfestigkeit gekerbter und ungekerbter Flachstäbe aus 3.1354.5 Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit (LBF), Darmstadt, TM42/68
[Schü73] Schütz, W.; Zenner, H.: Schadensakkumulationshypothese zur Lebensdauervorhersage bei schwingender Beanspruchung – Ein kritischer Überblick Zeitschrift für Werkstoffkunde 4 (1973) 1, S. 25 - 32
[See77] Seeger, T.; Beste, A.; Nowack, H.; Hanschmann, D.; Trautmann, K.-H.: Kerben und Bruch VDI Fortschritt-Bericht Reihe 18, Heft 2 (1977)
[See84] Seeger, T.; Heuler, P.:Ermittlung und Bewertung örtlicher Beanspruchungen zur Lebensdauerabschätzungschwingbelasteter Bauteile Ermüdungsverhalten metallischer Werkstoffe, Vortragstexte eines Symposiums der Deutschen Gesellschaft für Metallkunde (1984), S. 213-235
[See96] Seeger, T.:Grundlagen für Betriebsfestigkeitsnachweise In: Stahlbauhandbuch. Für Studium und Praxis. Band1 Teil B, Abschnitt 12. Stahlbauverlagsgesellschaft, Köln (1996)
[See05] Seeger, T.; Greuling, S.;Brüning, J.; Leis, P.; Sonsino, C.M.; Radaj, D.:Bewertung lokaler Berechnungskonzepte zur Ermüdungsfestigkeit von Punktschweißverbindungen Forschungsvereinigung Automobiltechnik e. V., FAT Schriftenreihe Nr. 196 (2005)
125
[Sie55] Siebel, E.; Stieler M.:Ungleichförmige Spannungsverteilung bei schwingender Beanspruchung VDI-Z 97 (1955) Nr. 5, S. 121-126
[Soc77] Socie, D.F.:Fatigue-Life Prediction Using Local Stress-Strain Concepts Experimental Mechanics 17 (1977) 2, S. 50-56
[Smi70] Smith, K.N.; Watson, P.; Topper, T.H.: A Stress-Strain Function for Fatigue of Metals Journal of Materials 5 (1970) 4, S. 767-778
[Son84] Sonsino, C.M.:Methods to Determine Relevant Material Properties for the Fatigue Design of Powder Metallurgy Parts Powder Metallurgy International 16 (1984) No. 1, S.34-38, No. 2 S.73-77
[Son85] Sonsino, C.M.; Grubisic, V.: Mechanik von Schwingbrüchen an gegossenen und gesinterten Konstruktionswerkstoffen unter mehrachsiger Beanspruchung Konstruktion 37 (1985) Nr. 7, S.261-269
[Son89] Sonsino, C. M.: Limitations in the Use of RMS-Values and Equivalent Stresses in Variable Amplitude Loading. International Journal of Fatigue 11 (1989) Nr. 3, S. 142 – 152
[Son93] Sonsino, C.M.:Zur Bewertung des Schwingfestigkeitsverhaltens von Bauteilen mit Hilfe örtlicher Beanspruchungen Konstruktion 45 (1993) Nr. 1, S. 25-33
[Son95] Sonsino, C. M.; Grubisic, V.: Hochwertige Gußbauteile - Forderungen zur Betriebsfestigkeit In: VDI-Berichte 1173 (1995), S. 159-189; Konstruieren und Gießen 20 (1995) Nr. 3, S. 27-42
[Son97-1] Sonsino, C.M.; Kaufmann, H.; Foth, J.; Jauch, F.: Fatigue Strength of Driving Shafts of Automatic Transmission Gearboxes Under Operational Torques SAE Paper 970706 (1997)
[Son97-2] Sonsino, C.M.; Kaufmann, H.; Grubisic, V.: Transferability of Material Data for the Example of Randomly Forged Truck Stub Axle SAE Paper 970708 (1997)
[Son99-1] Sonsino, C. M.; Radaj, D.; Brandt, U.; Lehrke, H.P.: Fatigue Assessment of Welded Joints in AlMg4.5Mn Aluminium Alloy (AA 5083) by Local Approaches International Journal of Fatigue 21 (1999) Nr. 9, S. 985 – 999
126
[Son99-2] Sonsino, C. M.; Brandt, U.: Einfluss der Schweißnahtgeometrie auf die Schwingfestigkeit von Aluminiumschweißverbindungen am Beispiel der Knetlegierung AlMg4.5Mn (AA5083) Technische Mitteilung TM Nr. 114 (1999), Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit LBF, Darmstadt
[Son01] Sonsino, C. M.; Blauel, J. G.; Baur, M.; Ostermann, F.: Festigkeitsverhalten von Aluminiumschweißverbindungen aus AlMg4,5Mn (AA 5083) DVS-Bericht 216 (2001), S. 25 –32
[Son02] Sonsino, C.M; Morgenstern, C.; Herbert, A; Küppers, M.; Wohlfahrt, H.; Krull, P.; Nitschke-Pagel, T.; Dilthey, U.; Kessel, M.; Krüger, U.; Gebur, J.; Lehmann, K.:Grundlagen für den Leichtbau energiesparender Nutzfahrzeuge auf Basis neuartiger Schweiß- und Auslegungsverfahren für Aluminiumkonstruktionen BMBF (MATECH)-Projekt, Förderkennzeichen 03N30479 Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit (LBF), Darmstadt LBF-Bericht Nr. 8723 (2002), unveröffentlicht
[Son04] Sonsino, C. M.; Berg-Pollack, A.; Grubisic, V.: Stand der Technik zum Betriebsfestigkeitsnachweis von Aluminiumsicherheitsbauteilen DVM-Bericht Nr.131, Berlin (2004), S. 221 - 234
[Son04-1] Sonsino, C. M.; Maddox, S.J.;Hobbacher, A.: Fatigue Life Assessment of Welded Joints under Variable Amplitude Loading - State of the Present Knowledge and Recommendations for Fatigue Design Regulations Proceedings of the IIW International Conference on Technical Trends and Future Prospectives of Welding Technology for Transportation, Land, Sea, Air and Space, Osaka, Japan, 2004
[Son05] Sonsino, C. M.; Maddox, S.J.;Haagensen, P.: A short Study on the form of The SN-curves for weld details in the high-cycle-fatigue regime IIW-Doc. No. XIII – 2045-05 – 2005, Prag, Czech Republic (2005)
[Son05-1] Sonsino, C.M.: “Dauerfestigkeit“ – Eine Fiktion Konstruktion 4 (2005), S. 87-92
[Son05-2] Sonsino, C.M.; Radaj, D.; Fricke, W.: Lokale Konzepte zur betriebsfesten Auslegung von Naht- und Punktschweißverbindungen DVM-Bericht Nr.132, Berlin (2005)
[Son05-3] Sonsino, C.M.; Kaßner, M.: Übersicht über Konzepte zur schwingfesten Bemessung von SchweißverbindungenDVS-Berichte Bd. 236, Düsseldorf (2005)
127
[Stö05] Stötzel, J.: Ermittlung von Materialermüdungsfestigkeitskurven im Kurz-, Zeit- und Dauerfestigkeitsbereich von einseitigen Schweißverbindungen zweier Aluminiumlegierungen Dissertation am Lehrstuhl für Stahlbau der Rheinisch Westfälische Technischen Hochschule Aachen, 2005
[Tad85] Tada, H: The Stress Analysis of Cracks Handbook Hellertown, Pennsylvanina, Del Research Corporation Edition (1985)
[Vor89] Vormwald, M.: Anrisslebensdauervorhersage auf der Basis der Schwingbruchmechanik für kurze Risse Dissertation am Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik, Technische Universität Darmstadt (1989)
[Vor91] Vormwald, M.; Seeger, T.: The Consequences of Short Crack Closure on Fatigue Crack Growth under Variable Amplitude Loading Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct. Vol 14 (1991), Nr. 2/3, S. 205-225
[Wal03] Wallmichrath, M.; Eibl, M.:Ingenieurmäßige Berechnungsverfahren zur Lebensdauerabschätzung von geschweißten Dünnblechverbindungen Forschungsvereinigung Automobiltechnik e. V., FAT Schriftenreihe Nr. 179 (2003)
[Wel76] Wellinger, K.; Dietmann, H.: Festigkeitsberechnung, 3. Aufl. Alfred Körner Verlag, Stuttgart (1976)
[Wer99-1] Werner, S.; Radaj, D.; Sonsino, C.M.: Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen aus der Aluminiumlegierung AlMg4,5Mn (AA5083) nach dem Konzept der Mikrostützwirkung Materialwissenschaft und Werkstofftechnik 30 (1999) Nr. 3, S.125-135
[Wer99-2] Werner, S.: Zur betriebsfestenAuslegung von Bauteilen aus AlMgSi1 (AA 6082) unter Berücksichtigung von hohen Mitteldehnungen und Spannungskonzentrationen Forschungsbericht Nr. FB-217 (1999), Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit LBF, Darmstadt
[Wer01] Werner, U.: Anwendung lokaler bruchmechanischer Konzepte für eine Lebensdauerabschätzung von Aluminiumschweißverbindungen Forschungsbericht Nr. FB-220 (2001), Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit LBF, Darmstadt
128
[Xia04] Xiao, Z.-G.; Yamada, K.: A Method of Determining Geometric Stress for Fatigue Strength Evaluation of Steel Welded Joints Int. J. Fatigue, 26 (2004), S. 1277 – 1293
[Yun85] Yung, J.-Y.; Lawrence, F. V.:Analytical and Graphical Aids for the Fatigue Design of Weldments Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct. Vol. 8, No. 3, S. 223-241 (1985)
[Zen92] Zenner, H.;Liu, J.: Vorschlag zur Verbesserung der Lebensdauerabschätzung nach dem Nennspannungskonzept Konstruktion 44 (1992), S. 9-17
[Zha02] Zhang, G.; Eibl, M.; Singh, S.; Hahn, O.; Kurzok, J.P.: Methods of Predicting the Fatigue Lives of Laser Beam Welded Lap Welds under Shear Stresses Welding and Cutting 53 (2002) Nr. 2, S. 96 – 103
129
9 Abkürzungen und Formelzeichen
Formelzeichen
a Anrisslänge
A Bruchdehnung
b Probenbreite, Schweißnahtbreite
c Zyklischer Dehnungsexponent
C Bruchmechnische Konstante
E Elastizitätsmodul
f Versuchsfrequenz
F Korrekturfaktor der Rissgeometrie
Fa Lastamplitude
GW Grundwerkstoff
h Schweißnahtüberhöhung
k Neigung der Wöhlerlinie; Neigungsexponent der Basquin-Gleichung
K, K´ Zügiger, zyklischer Spannungskoeffizient
Käq äquivalenter Spannungsintensitätsfaktor
Kf Kerbwirkungszahl
Kt Kerbformzahl
m bruchmechanische Konstante; Exponent der Formzahlgleichung
M Mittelspannungsempfindlichkeit
n, n´ Zügiger, zyklischer Verfestigungsexponent
N Schwingspielzahl
NA Anrissschwingspielzahl
NB Bruchschwingspielzahl
NK Schwingspielzahl am Abknickpunkt der Wöhlerlinie
P Schädigungsparameter
PÜ Überlebenswahrscheinlichkeit
PSWT Schadensparameter nach Smith, Watson und Topper
rf fiktiver Ersatzradius (Konzept des fiktiven Ersatzradius nach Seeger)
rr Realer Kerbkrümmungsradius (Konzept des fiktiven Ersatzradius nach Seeger)
R Last-, Dehungs- bzw. Spannungsverhältnis
Rm Zugfestigkeit
130
Rp0,2 0,2% Dehngrenze
SG Schweißgut
s Spaltweite des Wurzelspaltes, Faktor der Mikrostützwirkung
t Blechdicke, Probendicke
T , TN Streuspannen in Spannungs- bzw. Schwingspielzahlrichtung
T* , T*N Bezogenes Streumaß in Spannungs- bzw. Schwingspielzahlrichtung
w Probendicke einschließlich Schweißnahtüberhöhung
WEZ Wärmeeinflusszone
griechische Buchstaben
Gesamtschwingbreite
Dehnung
Spannung
hs Hot-Spot-Spannung
k Kerbspannung, Spannung am Abknickpunkt
S Strukturspannung
V Vergleichsspannung
f Zyklischer Dehnungskoeffizient
0 Geometriefaktor für einen halbelliptischen Oberflächenriss
f Zyklischer Spannungskoeffizient
Kerbkrümmungsradius (Mikrostützwirkungskonzept nach Neuber/ Radaj)
f fiktiver Kerbradius (Mikrostützwirkungskonzept nach Neuber/ Radaj)
r realer Kerbkrümmungsradius (Mikrostützwirkungskonzept nach Neuber/ Radaj)
* Ersatzstrukturlänge (Mikrostützwirkungskonzept nach Neuber/ Radaj)
Nahtanstiegswinkel
131
Indizes
a Amplitude
k Kennwert für Pü = 50% am Knickpunkt der Wöhlerlinie
0 Anfangs-
A Anriss, axial
B Bruch, Biegung
exp experimentell
ö,v.Mises Örtliche Spannung nach der Gestaltänderungsenergiehypothese nach v. Mises
f fiktiv
r real
ges Gesamt
max maximal
tech technisch
132
Anhang A SchweißprotokolleTabelle A1 – A7
Schweißprotokoll – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMgSi1 T6Schweißdaten, Schweißanweisung MIG / MAG
Versuchskennzeichnung Kotowski Datum 22. 05. 2001 Schweißer Gillner Verfahren MIG
Schweißanlage VarioMig 400 Dalex Vorrichtung Längsfahrwerk m. Spanner
Grundwerkstoff AlMgSi 1 Blechdicke s mm 5 Zusatzwerkstoff AlSi 5 Abmessung mm 1,2
Gaszusammensetzung 100 % Argon 4.8 Fügeteilabmessungen mm L = 500 B = 410 Nahtgeometrie
Nahtform Doppel V-Naht Öffnungswinkel 75°Spaltbreite b ----- Schweiß - Position Wannenlage PA, beidseitig
Steghöhe c 1.5 mm Anzahl der Lagen 2Nahtvorbereitung
Mechanisch Chemisch Schematische Darstellung
Hobeln Beizen sauer Fräsen x Beizen basisch Schleifen Entfetten xFeilen Bürsten xSonstige Vorwärmen
BEMERKUNGEN WURZELSCHUTZ
Badstütze Badstützenform Badstützenwerkstoff Formiergas Sonstige
Programmadressierung Schweißnahtprüfung Röntgen SchallenBruch Farbeindringverfahren Sonstige
Schweißprozess - Parameter Puls o. Normal Puls
Lage 1 Lage 2 Lage 3 Lage 4 Lage 5 Lage 6 Programmnummer oder Potistellung Nr. / % 53 % 53 % Potistellung Lichtbogenkorrektur VD + 34 + 34 Schweißgeschwindigkeit m/min 0,67 0,67Drahtvorschubgeschwindigkeit m/min 6,11 6,11Drosselstellung Potiwert o. Stufe Pulsspannung V 36,5 36,5Pulsstromstärke APulszeit ms 2,0 2,0Pulsfrequenz Hz 272 272Grundstrom A 88 88Grundzeit msFlankenzeit Anstieg u. Abstieg ms 1,5-1,5 1,5-1,5 Kennlinien-Neigung V/100 A 3,5 3,5Schweißspannung ist Wert V 21 21Schweißstrom ist Wert A 140 140Brennerstellung längs Schweißnaht st/sl Grad st 25 st 25 Brennerstellung quer Schweißnaht Grad 90 90Brennerabstand gemessen Stromdüse mm 10-11 10-11Brennerführung Pendeln mmSchutzgas l/min 17 17Gasdüsendurchmesser innen 16 16
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle A1
Die beiden Lagen müssen so tief eingebracht werden, daß sie ineinander Greifen und die Decklagen nicht höher als 2 mm sind.
Dual Puls an, Dual Frequenz = 5 Hz Dual PS 2 = 67,4 %
Schweißprotokoll – Stumpfstoß mit Wurzelspalt AlMgSi1 T6Schweißdaten, Schweißanweisung MIG / MAG
Versuchskennzeichnung Kotowski Datum 22. 05. 2001 Schweißer Gillner Verfahren MIG
Schweißanlage VarioMig 400 Dalex Vorrichtung Längsfahrwerk m. Spanner
Grundwerkstoff AlMgSi 1 Blechdicke s mm 5 Zusatzwerkstoff AlSi 5 Abmessung mm 1,2
Gaszusammensetzung 100 % Argon 4.8 Fügeteilabmessungen mm L = 500 B = 410 Nahtgeometrie
Nahtform I - Naht Öffnungswinkel -----Spaltbreite b ----- Schweiß - Position Wannenlage PA, beidseitig
Steghöhe c ----- Anzahl der Lagen 2Nahtvorbereitung
Mechanisch Chemisch Schematische Darstellung
Hobeln Beizen sauer Fräsen x Beizen basisch Schleifen Entfetten xFeilen Bürsten Sonstige Vorwärmen
BEMERKUNGEN WURZELSCHUTZ
Badstütze Badstützenform Badstützenwerkstoff Formiergas Sonstige
Programmadressierung Schweißnahtprüfung Röntgen SchallenBruch Farbeindringverfahren Sonstige
Schweißprozess - Parameter Puls o. Normal Puls
Lage 1 Lage 2 Lage 3 Lage 4 Lage 5 Lage 6 Programmnummer oder Potistellung Nr. / % 53 % 53 % Potistellung Lichtbogenkorrektur VD + 34 + 34 Schweißgeschwindigkeit m/min 1,00 1,00Drahtvorschubgeschwindigkeit m/min 4,70 4,70Drosselstellung Potiwert o. Stufe Pulsspannung V 36,5 36,5Pulsstromstärke APulszeit ms 2,0 2,0Pulsfrequenz Hz 178 178Grundstrom A 62 62Grundzeit msFlankenzeit Anstieg u. Abstieg ms 1,5-1,5 1,5-1,5 Kennlinien-Neigung V/100 A 3,5 3,5Schweißspannung ist Wert V 21,5 21,5Schweißstrom ist Wert A 159 159Brennerstellung längs Schweißnaht st/sl Grad st 30 st 30 Brennerstellung quer Schweißnaht Grad 90 90Brennerabstand gemessen Stromdüse mm 10-11 10-11Brennerführung Pendeln mmSchutzgas l/min 16 16Gasdüsendurchmesser innen 17 17
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle A2
Die beiden Lagen müssen so eingebracht werden, daß ein Wurzelspalt von 2,5 mm entsteht und die Decklagen nicht höher als 2 mm sind.
Schweißprotokoll – Quersteife AlMgSi1 T6Schweißdaten, Schweißanweisung MIG / MAG
Versuchskennzeichnung Kotowski Datum 22. 05. 2001 Schweißer Gillner Verfahren MIG
Schweißanlage VarioMig 400 Dalex Vorrichtung Längsfahrwerk m. Spanner
Grundwerkstoff AlMgSi 1 Blechdicke s mm 5 Zusatzwerkstoff AlSi 5 Abmessung mm 1,2
Gaszusammensetzung 100 % Argon 4.8 Fügeteilabmessungen mm L = 500 B = 410 Nahtgeometrie
Nahtform Kehlnaht Öffnungswinkel ------Spaltbreite b ----- Schweiß - Position Wannenlage PA, beidseitig
Steghöhe c ----- Anzahl der Lagen 2Nahtvorbereitung
Mechanisch Chemisch Schematische Darstellung
Hobeln Beizen sauer Fräsen x Beizen basisch Schleifen Entfetten xFeilen Bürsten xSonstige Vorwärmen
BEMERKUNGEN WURZELSCHUTZ
Badstütze Badstützenform Badstützenwerkstoff Formiergas Sonstige
Programmadressierung Schweißnahtprüfung Röntgen SchallenBruch Farbeindringverfahren Sonstige
Schweißprozess - Parameter Puls o. Normal Puls
Lage 1 Lage 2 Lage 3 Lage 4 Lage 5 Lage 6 Programmnummer oder Potistellung Nr. / % 53 % 53 % Potistellung Lichtbogenkorrektur VD + 34 + 34 Schweißgeschwindigkeit m/min 0,60 0,60Drahtvorschubgeschwindigkeit m/min 13,09 13,09Drosselstellung Potiwert o. Stufe Pulsspannung V 42,0 42,0Pulsstromstärke APulszeit ms 1,6 1,6Pulsfrequenz Hz 294 294Grundstrom A 104 104Grundzeit msFlankenzeit Anstieg u. Abstieg ms 2,5 – 2,0 2,5 – 2,0 Kennlinien-Neigung V/100 A 3,5 3,5Schweißspannung ist Wert V 24,7 24,7Schweißstrom ist Wert A 220 220Brennerstellung längs Schweißnaht st/sl Grad st 30 st 30 Brennerstellung quer Schweißnaht Grad 90 90Brennerabstand gemessen Stromdüse mm 10-11 10-11Brennerführung Pendeln mmSchutzgas l/min 20 20Gasdüsendurchmesser innen 17 17
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle A3
Schweißprotokoll – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMg4,5MnSchweißdaten, Schweißanweisung MIG / MAG
Versuchskennzeichnung LBF Datum 2.-3. 12. 1993 Schweißer Hoppe Verfahren MIG
Schweißanlage MG-Pulsomat 450 Vorrichtung Längsfahrwerk m. Spanner
Grundwerkstoff AlMg4,5Mn W28 Blechdicke s mm 5 Zusatzwerkstoff SG-AlMg4,5Mn Abmessung mm 1,0
Gaszusammensetzung 100 % Argon Fügeteilabmessungen mm L = 500 B = 410 Nahtgeometrie
Nahtform Doppel V-Naht Öffnungswinkel -----Spaltbreite b ----- Schweiß - Position Wannenlage PA, beidseitig
Steghöhe c ----- Anzahl der Lagen 2Nahtvorbereitung
Mechanisch Chemisch Schematische Darstellung
Hobeln Beizen sauer Fräsen x Beizen basisch Schleifen Entfetten xFeilen Bürsten Sonstige Vorwärmen
BEMERKUNGEN WURZELSCHUTZ
Badstütze Badstützenform Badstützenwerkstoff Formiergas Sonstige
Programmadressierung Schweißnahtprüfung Röntgen SchallenBruch Farbeindringverfahren Sonstige
Schweißprozess - Parameter Puls o. Normal Puls Puls
Lage 1 Lage 2 Lage 3 Lage 4 Lage 5 Lage 6 Programmnummer oder Potistellung Nr. / % 4 3Potistellung Lichtbogenkorrektur VD
Schweißgeschwindigkeit m/min 1,00 1,00Drahtvorschubgeschwindigkeit m/min 14,0 14,0Drosselstellung Potiwert o. Stufe Pulsspannung VPulsstromstärke APulszeit msPulsfrequenz Hz 100 100Grundstrom AGrundzeit msFlankenzeit Anstieg u. Abstieg msKennlinien-Neigung V/100 A Schweißspannung ist Wert VSchweißstrom ist Wert A 180 180Brennerstellung längs Schweißnaht st/sl Grad Brennerstellung quer Schweißnaht Grad Brennerabstand gemessen Stromdüse mmBrennerführung Pendeln mmSchutzgas l/min 20 20Gasdüsendurchmesser innen
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle A4
Die beiden Lagen müssen so tief eingebracht werden, daß sie ineinander Greifen und die Decklagen nicht höher als 2 mm sind.
Schweißprotokoll – Stumpfstoß mit Wurzelspalt AlMg4,5MnSchweißdaten, Schweißanweisung MIG / MAG
Versuchskennzeichnung LBF Datum 2.-3.12.93 Schweißer Hoppe Verfahren MIG
Schweißanlage MG-Pulsomat 450 Vorrichtung Längsfahrwerk m. Spanner
Grundwerkstoff AlMg4,5Mn Blechdicke s mm 5 Zusatzwerkstoff SG-AlMg4,5Mn Abmessung mm 1,0
Gaszusammensetzung 100 % Argon Fügeteilabmessungen mm L = 500 B = 410 Nahtgeometrie
Nahtform I - Naht Öffnungswinkel -----Spaltbreite b ----- Schweiß - Position Wannenlage PA, beidseitig
Steghöhe c ----- Anzahl der Lagen 2Nahtvorbereitung
Mechanisch Chemisch Schematische Darstellung
Hobeln Beizen sauer Fräsen x Beizen basisch Schleifen Entfetten xFeilen Bürsten Sonstige Vorwärmen
BEMERKUNGEN WURZELSCHUTZ
Badstütze Badstützenform Badstützenwerkstoff Formiergas Sonstige
Programmadressierung Schweißnahtprüfung Röntgen SchallenBruch Farbeindringverfahren Sonstige
Schweißprozess - Parameter Puls o. Normal Puls
Lage 1 Lage 2 Lage 3 Lage 4 Lage 5 Lage 6 Programmnummer oder Potistellung Nr. / % 4 3Potistellung Lichtbogenkorrektur VD
Schweißgeschwindigkeit m/min 1,00 1,00Drahtvorschubgeschwindigkeit m/min 13,9 14,0Drosselstellung Potiwert o. Stufe Pulsspannung VPulsstromstärke APulszeit msPulsfrequenz Hz 100 100Grundstrom AGrundzeit msFlankenzeit Anstieg u. Abstieg msKennlinien-Neigung V/100 A Schweißspannung ist Wert VSchweißstrom ist Wert A 140 140Brennerstellung längs Schweißnaht st/sl Grad Brennerstellung quer Schweißnaht Grad Brennerabstand gemessen Stromdüse mmBrennerführung Pendeln mmSchutzgas l/min 20 20Gasdüsendurchmesser innen
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle A5
Die beiden Lagen müssen so eingebracht werden, daß ein Wurzelspalt von 2,5 mm entsteht und die Decklagen nicht höher als 2 mm sind.
Schweißprotokoll – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMg4,5Mn0,7
Schweißprotokoll zu AlMg4,5Mn (AA5083) / AlMg4,5Mn (AA5083)
Versuchkennzeichnung: Parameter Schwingproben – MIG-Tandem
Schweißer: Thomé
Schweißanlage: Closs Quinto (2x) / Duo Drive
Datum 26.4.99
Werkstoffe
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AA5083) / AlMg4,5Mn Fügeteilabmessungen: ca. 300 mm / 140 mm / 5mm
Zusatzwerkstoff SG-AlMg4,5Mn DIN 1732 K 300 Hersteller: Elisental chg 003498-378 61.032.09
Abmessungen: 1,6 mm
Nahtgeometrie Badstütze
Nahtform: Y - Naht Schematische Darstellung des Nahtaufbaus
Badstützenform
Spaltbreite: Ohne Spalt
Steghöhe: 2,0 mm
Öffnungswinkel: 60 °
Anzahl der Lagen: 1
Y
Ohne
Nahtvorbereitung Ausführung
Mechanisch Datum / Uhrzeit Schweißgeschwindigkeit [m/min]
Anzahl der Lagen
Schlagen: - Seite a: 1,7 1
Bürsten: Ca. 3 Minuten vor Schweißbeginn
Zeit zwischen letzter Vorbereitung und Schweißzeit ca. 3 Min. Seite b:- -
Verfahrensspezifische Parameter
Lage 1 Slave Master
Schutzgas [l/min] Ar / He 70 / 30 15 15
Drahtvorschubgeschwindigkeit [m/min] 11 6,5
Impulsfrequenz [Hz] 200 200
Impulsstromstärke [A] 430 370
Pulszeit [ms] 2,3 2,3
Grundstrom [A] 90 90
Pulsflanke 1 1
Lichtbogenlänge [%] 20 20
Regelung IG IPKontaktrohabstand [mm] (10-12) (8-10)
Brennanstellwinkel [°] 7,5 stechend
Endkraterfüllen: Zeit [s] / Rampe [s] 0,0 / 0,0 0,2 / 0,2
Frequenz [Hz] 20 20
Grundstrom [A] 36 5
Startprogramm: Einschleich [m/min] 2,0 2,0
Frequenz [Hz] 20 20
Grundstrom [A] 5 5
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle A6
Schweißprotokoll – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMgSi0,7 T6
Schweißprotokoll zu AlMgSi0.7 T6 (AA 6005) / AlMgSi0.7 T6 (AA 6005)
Versuchkennzeichnung: Parameter Schwingproben – MIG-Tandem
Schweißer: Rück
Schweißanlage: Closs Quinto (2x) / Duo Drive
Datum
Werkstoffe
Werkstoff: AlMgSi0.7 T6 (AA 6005) / AlMgSi0.7 T6 (AA 6005) Fügeteilabmessungen: ca. 300 mm / 120 mm / 5mm
Zusatzwerkstoff SG-AlMg4,5Mn DIN 1732 K 300 Hersteller: Elisental chg 003498-378 61.032.09
Abmessungen: 1,6 mm
Nahtgeometrie Badstütze
Nahtform: Y - Naht Schematische Darstellung des Nahtaufbaus
Badstützenform
Spaltbreite: Ohne Spalt
Steghöhe: 2,0 mm
Öffnungswinkel: 60 °
Anzahl der Lagen: 1
Y
Ohne
Nahtvorbereitung Ausführung
Mechanisch Datum / Uhrzeit Schweißgeschwindigkeit [m/min]
Anzahl der Lagen
Schlagen: - Seite a: 1,45 1
Bürsten: Ca. 3 Minuten vor Schweißbeginn
Zeit zwischen letzter Vorbereitung und Schweißzeit ca. 3 Min. Seite b:- -
Verfahrensspezifische Parameter
Lage 1 Slave Master
Schutzgas [l/min] Ar / He 70 / 30 14 18
Drahtvorschubgeschwindigkeit [m/min] 9,0 6,0
Impulsfrequenz [Hz] 150 150
Impulsstromstärke [A] 390 350
Pulszeit [ms] 2,3 2,3
Grundstrom [A] 110 90
Pulsflanke 1 1
Lichtbogenlänge [%] 35 15
Regelung IG IPKontaktrohabstand [mm] (12 – 10) (8 – 10)
Brennanstellwinkel [°] 7,5 stechend
Endkraterfüllen: Zeit [s] / Rampe [s] 0,0 / 0,0 0,2 / 0,2
Frequenz [Hz] 20 20
Grundstrom [A]
Startprogramm: Einschleich [m/min] 2,0 2,0
Frequenz [Hz] 20 20
Grundstrom [A] 5 5
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle A7
133
Anhang B Schwingfestigkeits-ergebnisseTabelle B1 – B19
Ergebnisse der dehnungsgesteuerten Versuche - Grundwerkstoffe
AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)
a,ges
[%]a,pl
[%]a,el
[%]a
[MPa]max
[MPa]a/ max
[MPa]max
minRPSWT
[MPa]E-Modul
[GPa]NA NB Frequenz
f [s-1]Bemerkung
Prob
en-N
r.
n = NA / 2
G1 0,400 0,010 0,390 281 278 1,011 -1,02 279 70 2.920 2.940 2,0 A
G2 0,400 0,011 0,389 281 264 1,064 -1,13 272 70 3.100 3.100 2,0 U
G3 0,200 0,000 0,200 142 207 0,686 -0,38 170 70 93.040 93.040 12,0 A
G4 0,200 0,000 0,200 140 184 0,761 -0,51 160 70 96.800 99.300 2,0 Z
G5 0,600 0,170 0,430 304 313 0,971 -1,06 363 70 645 645 1,0 U
G6 0,700 0,257 0,443 322 313 1,029 -1,06 392 70 454 454 1,0 U
G7 0,700 0,263 0,437 320 310 1,032 -1,06 390 70 612 615 1,0 Z
G8 0,800 0,347 0,453 324 317 1,022 -1,05 421 70 382 383 1,0 Z
G9 0,170 0,000 0,170 122 111 1,099 -1,20 115 70 244.100 259.500 10,0 Z
G10 0,150 0,000 0,150 107 136 0,787 -0,56 119 70 562.000 581.700 10,0 Z
G11 0,300 0,000 0,300 216 156 1,385 -1,77 181 70 35.300 35.760 2,0 A
G12 0,400 0,010 0,390 276 252 1,095 -1,20 266 70 3.950 3.950 2,0 A
G13 0,800 0,342 0,458 326 318 1,025 -1,05 422 70 310 310 1,0 A
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Grundwerkstoff Proben: Flachprobe; t = 5 mm, Kt,a = 1,0
Versuchsbedingungen: Axial, R = -1
A: Bruch außerhalb der Schneiden Z: Bruch zwischen den Schneiden U: Bruch unter den Schneiden
AlMg4,5Mn (AW-5083)
a,ges
[%]a,pl
[%]a,el
[%]a
[MPa]max
[MPa]a/ max
[MPa]max
minRPSWT
[MPa]E-Modul
[GPa]NA NB Frequenz
f [s-1]Bemerkung
Prob
en-N
r.
n = NA / 2
3 0,250 0,000 0,250 180 164 1,098 -1,19 173 73 78.358 78.358 1,0 Z
6 0,500 0,120 0,380 270 263 1,027 -1,05 310 73 1.368 1.369 1,0 Z
16 0,500 0,150 0,350 271 265 1,023 -1,04 311 75 490 514 1,0 Z
11 0,500 0,130 0,370 267 262 1,019 -1,04 315 76 1.061 1.172 1,0 Z
8 0,350 0,020 0,330 245 236 1,038 -1,08 246 73 4.371 4.317 1,0 Z
22 0,350 0,010 0,340 246 237 1,038 -1,08 248 74 5.908 6.907 1,0 Z
19 0,350 0,030 0,320 252 243 1,037 -1,07 253 75 3.262 3.262 1,0 Z
2 0,250 0,000 0,250 185 172 1,076 -1,15 180 75 9.365 9.365 1,0 Z
13 0,250 0,000 0,250 178 164 1,085 -1,17 173 73 61.000 67.239 1,0 Z
21 0,250 0,000 0,250 180 166 1,084 -1,16 174 73 40.583 40.583 1,0 Z
7 0,250 0,000 0,250 181 163 1,110 -1,22 174 74 49.164 49.164 1,0 Z
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), Grundwerkstoff
Proben: Rundprobe; = 5 mm, Kt,a = 1,0
Versuchsbedingungen: Axial, R = -1
A: Bruch außerhalb der Schneiden Z: Bruch zwischen den Schneiden U: Bruch unter den Schneiden
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B1
Ergebnisse der dehnungsgesteuerten Versuche - Schweißgut
AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)
a,ges
[%]a,pl
[%]a,el
[%]a
[MPa]max
[MPa]a/ max
[MPa]max
minRPSWT
[MPa]E-Modul
[GPa]NA NB Frequenz
f [s-1]Bemerkung
Prob
en-N
r.
n = NA / 2
H1 0,600 0,295 0,305 226 220 1,027 -10,5 304 70 74 76 1,0 A
H2 0,400 0,118 0,282 212 206 1,029 -1,06 240 70 355 355 2,0 Z
H3 0,200 0,000 0,200 145 123 1,179 -1,18 131 70 59.360 59.360 10,0 Z
H4 0,160 0,000 0,160 115 102 1,127 -1,25 107 70 339.300 339.330 10,0 Z
H5 0,600 0,294 0,306 227 222 1,023 -1,05 305 70 112 114 1,0 A
H6 0,400 0,106 0,294 217 212 1,024 -1,04 244 70 448 448 1,0 A
H7 0,150 0,000 0,150 105 117 0,897 -0,79 111 70 167.100 244.300 10,0 Z
H8 0,300 0,016 0,284 192 188 1,021 -1,05 199 70 2.130 2.290 10,0 A
H9 0,150 0,000 0,150 113 102 1,108 -1,21 103 70 183.300 186.200 1,0 Z
H10 0,300 0,032 0,268 202 196 1,031 -1,07 203 70 1.930 2.510 2,0 Z
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Schweißgut Proben: Flachprobe; t = 5 mm, Kt,a = 1,0
Versuchsbedingungen: Axial, R = -1
A: Bruch außerhalb der Schneiden Z: Bruch zwischen den Schneiden U: Bruch unter den Schneiden
AlMg4,5Mn (AW-5083)
a,ges
[%]a,pl
[%]a,el
[%]a
[MPa]max
[MPa]a/ max
[MPa]max
minRPSWT
[MPa]E-Modul
[GPa]NA NB Frequenz
f [s-1]Bemerkung
Prob
en-N
r.
n = NA / 2
2 0,200 0,003 0,197 151 135 1,119 -1,24 127 60 59.678 62.976 1,0 Z
9 0,350 0,022 0,328 241 232 1,039 -1,07 242 72 3.749 4.301 1,0 Z
12 0,350 0,034 0,316 229 221 1,036 -1,07 241 75 862 958 1,0 Z
1 0,350 0,016 0,334 230 219 1,050 -1,1 235 72 8.476 9.384 1,0 Z
23 0,250 0,003 0,247 169 158 1,070 -1,14 164 68 46.544 64.080 1,0 Z
21 0,250 0,003 0,247 175 169 1,036 -1,07 174 72 30.651 50.023 1,0 Z
6 0,350 0,014 0,336 237 227 1,044 -1,09 239 72 4.694 5.844 1,0 Z
17 0,350 0,019 0,331 234 226 1,035 -1,07 232 68 2.012 2.012 1,0 Z
4 0,250 0,003 0,247 172 165 1,042 -1,08 172 72 32.745 35.224 1,0 Z
19 0,250 0,004 0,246 179 173 1,035 -1,07 177 72 18.786 19.866 1,0 Z
26 0,450 0,092 0,358 265 259 1,023 -1,05 290 72 1.173 1.243 1,0 Z
13 0,450 0,079 0,371 246 239 1,029 -1,06 270 68 865 2.077 1,0 Z
15 0,450 0,142 0,308 208 203 1,025 -1,04 253 70 92 130 1,0 Z
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), Schweißgut
Proben: Rundprobe; = 5 mm, Kt,a = 1,0
Versuchsbedingungen: Axial, R = -1
A: Bruch außerhalb der Schneiden Z: Bruch zwischen den Schneiden U: Bruch unter den Schneiden
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B2
Ergebnisse der dehnungsgesteuerten Versuche - Wärmeeinflusszone
AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)
a,ges
[%]a,pl
[%]a,el
[%]a
[MPa]max
[MPa]a/ max
[MPa]max
minRPSWT
[MPa]E-Modul
[GPa]NA NB Frequenz
f [s-1]Bemerkung
Prob
en-N
r.
n = NA / 2
I 01 0,400 0,056 0,344 239 236 1,013 -1,03 257 70 2.050 2.050 2,0 G
I 02 0,400 0,090 0,307 220 215 1,025 -1,05 245 70 694 718 2,0 G
I 03 0,200 0,000 0,200 141 136 1,039 -1,08 138 70 95.100 96.200 10,0 G
I 04 0,170 0,000 0,170 120 114 1,056 -1,10 116 70 324.800 328.100 10,0 G
I 05 0,150 0,000 0,150 105 104 1,010 -1,03 104 70 140.800 145.500 10,0 G
I 06 0,600 0,252 0,348 241 246 0,979 -1,05 321 70 278 279 1,0 G
I 07 0,150 0,000 0,150 106 108 0,981 -0,95 106 70 570.500 601.600 10,0 G
I 08 0,700 0,350 0,350 251 242 1,030 -1,05 344 70 208 208 1,0 G
I 09 0,300 0,013 0,287 205 200 1,026 -1,06 205 70 2760 2780 2,0 G
I 10 0,300 0,016 0,284 203 200 1,021 -1,04 205 70 2310 2325 2,0 G
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Wärmeeinflusszone Proben: Flachprobe; t = 5 mm, Kt,a = 1,0
Versuchsbedingungen: Axial, R = -1
A: Bruch außerhalb der Schneiden Z: Bruch zwischen den Schneiden U: Bruch unter den Schneiden G: Bruch im Grenzbereich der WEZ
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B3
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Grundwerkstoff - R = -1
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Grundwerkstoff Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt), 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
R Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R21 21.01 A 15 1,0 -1 140,0 348.100 375.904
R21 21.02 A 16 1,0 -1 160,0 153.000 161.524
R21 21.03 A 17 1,0 -1 160,0 97.600 114.762
R21 21.04 A 18 1,0 -1 120,0 905.100 1.003.524
R21 21.05 A 19 1,0 -1 100,0 2.335.000 2.459.028
R21 21.06 A 20 1,0 -1 80,0 - 10.000.000 Durchläufer
R21 21.07 A 21 1,0 -1 140,0 252.800 297.273
R21 21.08 A 22 1,0 -1 90,0 - 10.000.000 Durchläufer
R21 21.09 A 23 1,0 -1 120,0 692.000 727.726
R21 21.10 A 24 1,0 -1 100,0 1.500.900 1.675.156
R21 21.11 A 20 1,0 -1 160,0 90.500 190.359 Hochgesetzt
R22 22.01 D 1 11,2 -1 100,0 0 28.720
R22 22.02 D 2 11,2 -1 70,0 0 71.556
R22 22.03 D 3 11,2 -1 40,0 153.000 574.897
R22 22.04 D 4 11,2 -1 35,0 279.500 916.413
R22 22.05 D 5 11,2 -1 30,0 892.000 1.496.860
R22 22.06 D 6 11,2 -1 25,0 2.548.900 3.559.460
R22 22.07 D 7 11,2 -1 20,0 - 10.000.000 Durchläufer
R22 22.08 D 8 11,2 -1 70,0 11.300 67.452
R22 22.09 D 9 11,2 -1 30,0 984.300 1.352.880
R22 22.10 DB 17 11,2 -1 50,0 75.600 222.180 Rissfortschritt
R22 22.11 DB 4 11,2 -1 40,0 367.800 735.220 Rissfortschritt
R22 22.12 DB 3 11,2 -1 60,0 6.290 98.070 Rissfortschritt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B4
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Grundwerkstoff - R = 0
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Grundwerkstoff Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt), 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
R Nen
nspa
nnun
gs-a
mpl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R23 23.01 A 01 1,0 0 75,0 510.600 567.396 DMS-Appliziert
R23 23.02 A 02 1,0 0 110,0 210.400 231.197
R23 23.03 A 03 1,0 0 75,0 934.300 1.049.843
R23 23.04 A 04 1,0 0 65,0 - 10.000.000 Durchläufer
R23 23.05 A 05 1,0 0 70,0 - 10.000.000 Durchläufer
R23 23.06 A 06 1,0 0 75,0 565.800 665.512 DMS-Appliziert
R23 23.07 A 07 1,0 0 90,0 353.100 371.720 DMS-Appliziert
R23 23.08 A 09 1,0 0 100,0 355.800 395.322
R23 23.09 A 10 1,0 0 90,0 455.200 523.151
R23 23.10 A 11 1,0 0 70,0 - 10.000.000 Durchläufer
R23 23.11 A 4.1 1,0 0 120,0 91.400 99.408 Hochgesetzt
R23 23.12 A 5.1 1,0 0 110,0 88.600 104.195 Hochgesetzt
R23 23.13 A 11.1 1,0 0 120,0 157.300 174.614 Hochgesetzt
R24 24.01 D 10 11,2 0 30,0 131.700 186.580
R24 24.02 D 11 11,2 0 20,0 501.000 700.790
R24 24.03 D 12 11,2 0 45,0 20.200 57.962
R24 24.04 D 13 11,2 0 15,0 3.001.500 4.053.000
R24 24.05 D 14 11,2 0 30,0 80.600 179.903
R24 24.06 D 15 11,2 0 15,0 1.993.000 11.944.700
R24 24.07 D16 11,2 0 25,0 280.200 497.149
R24 24.08 D 17 11,2 0 17,5 1.063.060 2.466.960
R24 24.09 DB 1 11,2 0 40,0 1.890 42.520 Rissfortschritt
R24 24.10 DB 2 11,2 0 40,0 23.100 75.840 Rissfortschritt
R24 24.11 DB 5 11,2 0 20,0 294.000 1.083.300 Rissfortschritt
R24 24.12 DB 16 11,2 0 25,0 102.670 301.160 Rissfortschritt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B5
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Grundwerkstoff
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), Grundwerkstoff Probe: Flachprobe 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
Nen
nspa
nnun
gs-a
mpl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R25 25.01 08 10,2 -1 22,5 558.380 Durchläufer
R25 25.02 08' 10,2 -1 45,0 54.400 hochgesetzt
R25 25.03 04 10,2 -1 45,0 80.770
R25 25.04 09 10,2 -1 45,0 93.750
R25 25.05 06 10,2 -1 35,0 206.500
R25 25.06 19 10,2 -1 35,0 208.830
R25 25.07 15 10,2 -1 35,0 261.340
R25 25.08 20 10,2 -1 35,0 262.353
R25 25.09 18 10,2 -1 35,0 236.840
R25 25.10 10 10,2 -1 45,0 87.304
R25 25.11 07 10,2 -1 45,0 87.625
R25 25.12 11 10,2 -1 25,0 1.396.966
R25 25.13 16 10,2 -1 20,0 2.923.382
R25 25.14 17 10,2 -1 10,0 10.000.000 Durchläufer
R25 25.15 17' 10,2 -1 25,0 1 133 242 hochgesetzt
R25 25.16 01 10,2 -1 15,0 10.000.000 Durchläufer
R25 25.17 01' 10,2 -1 45,0 54.037 hochgesetzt
R25 25.18 03 10,2 -1 15,0 10.000.000 Durchläufer
R25 25.19 03' 10,2 -1 35,0 145.646 hochgesetzt
R25 25.20 12 10,2 -1 18,0 3.707.320
R25 25.21 14 10,2 -1 18,0 3.479.794
R25 25.22 02 10,2 0 25,0 116.401 Rissfortschritt
R25 25.23 05 10,2 0 25,0 120.191 Rissfortschritt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B6
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Grundwerkstoff
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), Grundwerkstoff Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Span
nung
sver
hältn
is
Nen
nspa
nnun
gs-a
mpl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R26 26.01 17 1,0 -1 170,0 - 95.006 R26 26.02 02 1,0 -1 170,0 70.000 76.797 R26 26.03 09 1,0 -1 170,0 84.300 84.300 R26 26.04 19 1,0 -1 170,0 58.360 118.541 R26 26.05 13 1,0 -1 170,0 71.825 74.575 R26 26.06 01 1,0 -1 140,0 396.790 401.050 R26 26.07 05 1,0 -1 140,0 775.873 781.298 R26 26.08 18 1,0 -1 140,0 452.400 459.812 R26 26.09 10 1,0 -1 140,0 956.321 956.321 R26 26.10 20 1,0 -1 140,0 345.904 347.111 R26 26.11 08 1,0 -1 120,0 - 5.000.000 DurchläuferR26 26.12 08' 1,0 -1 170,0 87.250 87.684 hochgesetzt R26 26.13 03 1,0 -1 130,0 676.592 680.110 R26 26.14 14 1,0 -1 120,0 - 10.000.000 DurchläuferR26 26.15 14' 1,0 -1 140,0 244.800 248.422 hochgesetzt R26 26.16 07 1,0 -1 120,0 - 10.000.000 DurchläuferR26 26.17 70' 1,0 -1 140,0 402.501 404.378 hochgesetzt R26 26.18 17 1,0 -1 170,0 95.006 R26 26.19 5 1,0 -1 130,0 - 293.884 R26 26.20 9 1,0 -1 130,0 - 353.473 R26 26.21 01 1,0 -1 90,0 - 5.000.000 Durchläufer R26 26.22 01' 1,0 -1 130,0 - 277.784 hochgesetzt R26 26.23 10 1,0 -1 90,0 - 5.000.000 Durchläufer R26 26.24 10' 1,0 -1 130,0 - 527.513 hochgesetzt R26 26.25 7 1,0 -1 110,0 - 1.649.521 R26 26.26 17.19 1,0 -1 110,0 - 5.000.000 Durchläufer R26 26.27 17' 1,0 -1 150,0 - 209.665 hochgesetzt R26 26.28 18 1,0 -1 110,0 - 5.000.000 Durchläufer R26 26.29 18´ 1,0 -1 150,0 - 156.854 hochgesetzt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B7
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Schweißgut - R = -1
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Schweißgut Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt), 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
R Nen
nspa
nnun
gs-a
mpl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R27 27.01 B11 1,0 -1 100,0 1.008.700 1.120.980
R27 27.02 B12 1,0 -1 90,0 944.000 1.097.760
R27 27.03 B13 1,0 -1 100,0 578.300 723.300
R27 27.04 B14 1,0 -1 90,0 1.268.300 1.335.100
R27 27.05 B15 1,0 -1 80,0 - 5.000.000 Durchläufer
R27 27.06 B16 1,0 -1 120,0 167.200 187.707
R27 27.07 B17 1,0 -1 130,0 121.500 128.059
R27 27.08 B18 1,0 -1 130,0 126.100 148.350
R27 27.09 B19 1,0 -1 110,0 406.500 446.711
R27 27.10 B20 1,0 -1 85,0 1.125.400 1.180.980
R27 27.11 B11 1,0 -1 100,0 1.008.700 1.120.980
R28 28.01 E10 11,2 -1 35,0 150.602 814.458
R28 28.02 E11 11,2 -1 25,0 3.950.200 8.687.310
R28 28.03 E12 11,2 -1 50,0 100.900 338.329
R28 28.04 E13 11,2 -1 30,0 996.200 2.228.840
R28 28.05 E14 11,2 -1 60,0 41.300 129.444
R28 28.06 E15 11,2 -1 25,0 1.530.800 3.130.680
R28 28.07 DB 15 11,2 -1 50,0 24.720 169.620 Rissfortschritt
R28 28.08 DB 7 11,2 -1 50,0 23.600 124.720 Rissfortschritt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B8
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Schweißgut - R = 0
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Schweißgut Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt), 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R02 2.01 B 1 1,0 0 80,0 205.500 225.898
R02 2.02 B 2 1,0 0 100,0 10.100 14.531
R02 2.03 B 3 1,0 0 70,0 775.100 861.322
R02 2.04 B 4 1,0 0 60,0 - 5.000.000 Durchläufer
R02 2.05 B 5 1,0 0 100,0 50.400 56.024
R02 2.06 B 6 1,0 0 90,0 101.000 111.087
R02 2.07 B 7 1,0 0 70,0 366.400 394.012
R02 2.08 B 8 1,0 0 65,0 320.600 364.251
R02 2.09 B 9 1,0 0 100,0 49.600 66.180
R02 2.10 B10 1,0 0 60,0 1.791.400 1.885.620
R01 1.01 E 1 11,2 0 25,0 150.000 1.301.530
R01 1.02 E 2 11,2 0 17,5 529.411 2.672.910
R01 1.03 E 3 11,2 0 30,0 28.100 310.295
R01 1.04 E 4 11,2 0 40,0 9.493 85.944
R01 1.05 E 5 11,2 0 25,0 92.592 630.833
R01 1.06 E 7 11,2 0 20,0 569.105 2.222.500
R01 1.07 E 8 11,2 0 50,0 600 27.933
R01 1.08 E 9 11,2 0 16,0 3.095.240 6.468.620
R01 1.09 DB 14 11,2 0 30,0 109.000 239.800 Rissfortschritt
R01 1.10 DB 13 11,2 0 30,0 85.510 261.660 Rissfortschritt
R01 1.11 DB 6 11,2 0 30,0 104.530 251.900 Rissfortschritt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B9
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Schweißgut - R = -1
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), Schweißgut Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R03 3.01 15.4 1,0 -1 140,0 - 101.763
R03 3.02 15.4A 1,0 -1 140,0 - 73.816
R03 3.03 15.5A 1,0 -1 140,0 - 92.765
R03 3.04 15.7 1,0 -1 120,0 235.871 236.438
R03 3.05 15.5 1,0 -1 100,0 516.827 520.892
R03 3.06 15.2A 1,0 -1 100,0 914.510 917.448
R03 3.07 15.1 1,0 -1 100,0 234.039 255.999
R03 3.08 15.9A 1,0 -1 100,0 870.882 872.830
R03 3.09 15.3A 1,0 -1 100,0 778.448 783.684
R03 3.10 15.8 1,0 -1 70,0 - 10.000.000 Durchläufer
R03 3.11 15.8' 1,0 -1 140,0 - 92.554 hochgesetzt
R04 4.01 15.6A 1,0 -1 70,0 - 10.000.000 Durchläufer
R04 4.02 15.6A' 1,0 -1 140,0 - 114.256 hochgesetzt
R04 4.03 15.2 1,0 -1 80,0 - 10.000.000 Durchläufer
R04 4.04 15.2' 1,0 -1 140,0 60.000 66.753 hochgesetzt
R04 4.05 15.1A 1,0 -1 80,0 2.430.000 2.452.897
R04 4.06 15.6 1,0 -1 80,0 - 10.000.000 Durchläufer
R04 4.07 15.6' 1,0 -1 140,0 51.463 52.620 hochgesetzt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B10
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Schweißgut – R = -1
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), Schweißgut Probe: Flachprobe 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
Nen
nspa
nnun
gs-a
mpl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R06 6.01 17.1 10,2 -1 35,0 - 270.286
R06 6.02 17.5 10,2 -1 35,0 - 270.186
R06 6.03 17.2A 10,2 -1 35,0 - 336.460
R06 6.04 17.6A 10,2 -1 20,0 - 2.176.273
R06 6.05 17.3 10,2 -1 20,0 - 3.475.619
R06 6.06 17.4A 10,2 -1 45,0 - 112.993
R06 6.07 17.2 10,2 -1 45,0 - 106.528
R06 6.08 17.9A 10,2 -1 45,0 - 68.792
R06 6.09 17.8 10,2 -1 15,0 - 3.451.210
R06 6.10 17.1A 10,2 -1 15,0 - 10.000.000 Durchläufer
R06 6.11 17.1A' 10,2 -1 45,0 - 84.852 hochgesetzt
R05 5.01 17.10 10,2 -1 15,0 - 10.000.000 Durchläufer
R05 5.02 17.10' 10,2 -1 45,0 - 51.763 hochgesetzt
R05 5.03 17.5A 10,2 -1 15,0 - 2.333.941
R05 5.04 17.8A 10,2 -1 15,0 - 3.022.810
R05 5.05 17.7 10,2 -1 12,0 - 10.000.000 Durchläufer
R05 5.06 17.7' 10,2 -1 35,0 - 482.087 hochgesetzt
R05 5.07 17.4 10,2 0 25,0 - 103.913 Rißfortschritt
R05 5.08 17.9 10,2 0 25,0 - 90.424 Rißfortschritt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B11
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Wärmeeinflußzone - R = -1
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Wärmeeinflußzone Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt), 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
Nen
nspa
nnun
gs-a
mpl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R08 8.01 C 11 1,0 -1 120,0 310.500 344.800
R08 8.02 C 12 1,0 -1 100,0 1.200.500 1.255.500
R08 8.03 C 13 1,0 -1 90,0 587.500 652.660
R08 8.04 C 14 1,0 -1 120,0 259.600 288.885
R08 8.05 C 15 1,0 -1 140,0 55.400 61.306
R08 8.06 C 16 1,0 -1 100,0 535.600 594.869
R08 8.07 C 17 1,0 -1 80,0 370.200 405.233
R08 8.08 C 18 1,0 -1 140,0 87.200 96.748
R08 8.09 C 19 1,0 -1 80,0 129.300 1.391.070
R08 8.10 C 20 1,0 -1 90,0 638.700 706.142
R08 8.11 C 21 1,0 -1 85,0 - 10.000.000 Durchläufer
R07 7.01 F 1 11,2 -1 35,0 16.831 134.128
R07 7.02 F 2 11,2 -1 25,0 90.164 369.676
R07 7.03 F 3 11,2 -1 20,0 508.064 1.101.270
R07 7.04 F 4 11,2 -1 17,5 596.385 1.631.020
R07 7.05 F 5 11,2 -1 20,0 224.719 761.847
R07 7.06 F 6 11,2 -1 40,0 9.200 95.972
R07 7.07 F 7 11,2 -1 40,0 11.300 109.393
R07 7.08 F 8 11,2 -1 15,0 8.455.880 9.980.810
R07 7.09 DB 8 11,2 -1 30,0 84.970 193.880 Rissfortschritt
R07 7.10 DB 12 11,2 -1 30,0 108.000 223.840 Rissfortschritt
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B12
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Wärmeeinflußzone - R = 0
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Wärmeeinflußzone Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt), 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
snum
mer
Prob
en N
r.
Ker
bfor
mza
hl
Kt
Span
nung
sver
hältn
is
R Nen
nspa
nnun
gs-a
mpl
itude
a [M
Pa]
Schw
ings
piel
zahl
Anr
iß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Bru
ch
NB
Bem
erku
ngen
R09 9.01 C 01 1,0 0 100,0 76.800 82.011
R09 9.02 C 02 1,0 0 90,0 67.700 72.017
R09 9.03 C 03 1,0 0 80,0 330.100 354.557
R09 9.04 C 04 1,0 0 70,0 436.000 474.623
R09 9.05 C 05 1,0 0 60,0 - 10.000.000 Durchläufer
R09 9.06 C 06 1,0 0 65,0 - 10.000.000 Durchläufer
R09 9.07 C 07 1,0 0 100,0 102.500 113.780
R09 9.08 C 08 1,0 0 80,0 232.900 252.934
R09 9.09 C 09 1,0 0 70,0 526.400 572.023
R09 9.10 C 10 1,0 0 67,5 859.000 934.022
R10 10.01 F 9 11,2 0 40,0 4.200 46.788
R10 10.02 F 10 11,2 0 20,0 106.870 521.625
R10 10.03 F 11 11,2 0 30,0 19.892 146.986
R10 10.04 F 12 11,2 0 15,0 451.339 1.828.450
R10 10.05 F 13 11,2 0 13,0 - 10.000.000 Durchläufer
R10 10.06 DB 11 11,2 0 25,0 74.560 239.460 Rissfortschritt
R10 10.07 DB 9 11,2 0 25,0 42.000 214.420 Rissfortschritt
DISSERTATION TABELLEN ANHANG EINZELERGEBNISSE V1.DOC Tabelle B13
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Probe: Stumpfstoß ohne Wurzelspalt, MIG-Schweißung Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
s-nu
mm
er
Prob
en N
r.
Span
nung
s-ve
rhäl
tnis
R
Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a
[MPa
]
Schw
ings
piel
zahl
A
nriß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Br
uch
NB
Bem
erku
ngen
R11 11.1 1 -1 40,0 n.a. 2.280.300
R11 11.2 2 -1 40,0 n.a. 3.251.530
R11 11.3 3 -1 40,0 n.a. 5.252.240
R11 11.4 4 -1 40,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R11 11.5 5 -1 40,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R11 11.6 6 -1 40,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R11 11.7 7 -1 45,0 n.a. 1.544.470
R11 11.8 8 -1 45,0 n.a. 2.302.170
R11 11.9 9 -1 50,0 n.a. 9.000.000
R11 11.10 10 -1 50,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R11 11.11 11 -1 50,0 n.a. 1.310.330
R11 11.12 12 -1 50,0 n.a. 1.873.930
R11 11.13 13 -1 50,0 n.a. 2.059.290
R11 11.14 14 -1 50,0 n.a. 3.180.100
R11 11.15 15 -1 60,0 n.a. 524.932
R11 11.16 16 -1 80,0 n.a. 196.064
R11 11.17 17 -1 80,0 n.a. 203.440
R11 11.18 18 -1 80,0 n.a. 213.580
R11 11.19 19 -1 80,0 n.a. 381.544
R11 11.20 20 -1 80,0 n.a. 411.709
R11 11.21 21 -1 80,0 n.a. 411.710
R11 11.22 22 -1 100,0 n.a. 45.917
R11 11.23 23 -1 100,0 n.a. 54.626
R11 11.24 24 -1 100,0 n.a. 80.684
R11 11.25 25 -1 100,0 n.a. 85.667
R11 11.26 26 -1 100,0 n.a. 131.394
R11 11.27 27 -1 100,0 n.a. 158.880
DISSERTATION TABELLEN ANHANG EINZELERGEBNISSE V1.DOC Tabelle B14
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt
Probe: Stumpfstoß ohne Wurzelspalt, MIG-Schweißung Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
s-nu
mm
er
Prob
en N
r.
Span
nung
s-ve
rhäl
tnis
R
Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a
[MPa
]
Schw
ings
piel
zahl
A
nriß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Br
uch
NB
Bem
erku
ngen
R12 12.1 28 0 40,0 n.a. 1.815.380
R12 12.2 29 0 40,0 n.a. 1.004.960
R12 12.3 30 0 40,0 n.a. 1.841.060
R12 12.4 31 0 40,0 n.a. 850.918
R12 12.5 32 0 40,0 n.a. 419.279
R12 12.6 33 0 40,0 n.a. 468.503
R12 12.7 34 0 45,0 n.a. 374.818
R12 12.8 35 0 45,0 n.a. 757.700
R12 12.9 36 0 45,0 n.a. 616.681
R12 12.10 37 0 45,0 n.a. 755.149
R12 12.11 38 0 45,0 n.a. 367.023
R12 12.12 39 0 45,0 n.a. 370.448
R12 12.13 40 0 50,0 n.a. 270.536
R12 12.14 41 0 50,0 n.a. 409932
R12 12.15 42 0 50,0 n.a. 485.994
R12 12.16 43 0 50,0 n.a. 212.448
R12 12.17 44 0 50,0 n.a. 503.284
R12 12.18 45 0 60,0 n.a. 129.561
R12 12.19 46 0 60,0 n.a. 136.295
R12 12.20 47 0 60,0 n.a. 67.919
R12 12.21 48 0 60,0 n.a. 109.164
R12 12.22 49 0 60,0 n.a. 77.632
DISSERTATION TABELLEN ANHANG EINZELERGEBNISSE V1.DOC Tabelle B15
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Stumpfstoß mit Wurzelspalt
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Probe: Stumpfstoß mit Wurzelspalt, MIG-Schweißung Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
s-nu
mm
er
Prob
en N
r.
Span
nung
s-ve
rhäl
tnis
R
Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a
[MPa
]
Schw
ings
piel
zahl
A
nriß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Br
uch
NB
Bem
erku
ngen
R13 13.1 1 -1 50,0 n.a. 465.033
R13 13.2 2 -1 50,0 n.a. 282.132
R13 13.3 3 -1 50,0 n.a. 370.869
R13 13.4 4 -1 50,0 n.a. 349.840
R13 13.5 5 -1 40,0 n.a. 1.418.670
R13 13.6 6 -1 40,0 n.a. 1.666.000
R13 13.7 7 -1 40,0 n.a. 598.715
R13 13.8 8 -1 40,0 n.a. 940.779
R13 13.9 9 -1 40,0 n.a. 1.049.740
R13 13.10 10 -1 35,0 n.a. 1.187.42
R13 13.11 11 -1 35,0 n.a. 1.987.260
R13 13.12 12 -1 35,0 n.a. 2.389.800
R13 13.13 13 -1 35,0 n.a. 2.587.700
R13 13.14 14 -1 30,0 n.a. 2.678.980
R13 13.15 15 -1 30,0 n.a. 2.880.390
R13 13.16 16 -1 30,0 n.a. 3.263.000
R13 13.17 17 -1 30,0 n.a. 1.548.330
R13 13.18 18 -1 25,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R13 13.19 19 -1 27,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R18 18.1 WS7 -1 50,0 n.a. 226.280 Vergleichsversuch LBF
R18 18.2 WS8 -1 50,0 n.a. 172.677 Vergleichsversuch LBF
R18 18.3 WS9 -1 25,0 n.a. 7.246.180 Vergleichsversuch LBF
R18 18.4 WS10 -1 30,0 n.a. 1.797.380 Vergleichsversuch LBF
R18 18.5 WS11 -1 30,0 n.a. 3.777.250 Vergleichsversuch LBF
R18 18.6 WS12 -1 50,0 n.a. 780.572 Vergleichsversuch LBF
R18 18.7 WS13 -1 30,0 n.a. 2.681.340 Vergleichsversuch LBF
R18 18.8 WS14 -1 35,0 n.a. 495.587 Vergleichsversuch LBF
R18 18.9 WS15 -1 35,0 n.a. 8.169.370 Vergleichsversuch LBF
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B16
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Stumpfstoß mit Wurzelspalt
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Probe: Stumpfstoß mit Wurzelspalt, MIG-Schweißung Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
s-nu
mm
er
Prob
en N
r.
Span
nung
s-ve
rhäl
tnis
R
Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a
[MPa
]
Schw
ings
piel
zahl
A
nriß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Br
uch
NB
Bem
erku
ngen
R14 14.1 20 0 20,0 n.a. 2.444.020
R14 14.2 21 0 20,0 n.a. 1.650.890
R14 14.3 22 0 20,0 n.a. 3.213.480
R14 14.4 23 0 20,0 n.a. 1.346.890
R14 14.5 24 0 30,0 n.a. 237.497
R14 14.6 25 0 30,0 n.a. 147.997
R14 14.7 26 0 30,0 n.a. 308.865
R14 14.8 27 0 30,0 n.a. 343.409
R14 14.9 28 0 40,0 n.a. 30.207
R14 14.10 29 0 40,0 n.a. 59.366
R14 14.11 30 0 40,0 n.a. 42.301
R14 14.12 31 0 40,0 n.a. 68.958
R14 14.13 32 0 25,0 n.a. 450.769
R14 14.14 33 0 25,0 n.a. 662.219
R14 14.15 34 0 25,0 n.a. 733.051
R14 14.16 35 0 25,0 n.a. 444.466
R14 14.17 36 0 25,0 n.a. 559.176
R14 14.18 37 0 18,0 n.a. 2.557.640
R14 14.19 38 0 18,0 n.a. 6.180.950
R14 14.20 39 0 18,0 n.a. 2.434.330
R14 14.21 40 0 18,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R14 14.22 41 0 16,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R17 17.1 WS1 0 30,0 n.a. 456.140 Vergleichsversuch LBF
R17 17.2 WS2 0 15,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer Vergleichsversuch LBF
R17 17.3 WS2´ 0 30,0 n.a. 215.556 hochgesetzt Vergleichsversuch LBF
R17 17.4 WS3 0 20,0 n.a. 1.289.100 Vergleichsversuch LBF
R17 17.5 WS4 0 20,0 n.a. 2.806.820 Vergleichsversuch LBF
R17 17.6 WS5 0 30,0 n.a. 354.178 Vergleichsversuch LBF
R17 17.7 WS6 0 40,0 n.a. 23.184 Vergleichsversuch LBF
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B17
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Quersteife
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Probe: Quersteife, MIG-Schweißung Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
s-nu
mm
er
Prob
en N
r.
Span
nung
s-ve
rhäl
tnis
R
Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a
[MPa
]
Schw
ings
piel
zahl
A
nriß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Br
uch
NB
Bem
erku
ngen
R15 15.1 1 -1 50,0 n.a. 1.140.660
R15 15.2 2 -1 50,0 n.a. 2.178.340
R15 15.3 3 -1 50,0 n.a. 3.770.060
R15 15.4 4 -1 50,0 n.a. 4.,619.850
R15 15.5 5 -1 50,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R15 15.6 6 -1 50,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R15 15.7 7 -1 60,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R15 15.8 8 -1 60,0 n.a. 568.387
R15 15.9 9 -1 60,0 n.a. 675.032
R15 15.10 10 -1 60,0 n.a. 1.331.690
R15 15.11 11 -1 60,0 n.a. 1.346.070
R15 15.12 12 -1 60,0 n.a. 3.681.320
R15 15.13 13 -1 80,0 n.a. 189.530
R15 15.14 14 -1 80,0 n.a. 398.548
R15 15.15 15 -1 80,0 n.a. 507.718
R15 15.16 16 -1 80,0 n.a. 545.128
R15 15.17 17 -1 80,0 n.a. 763.732
R15 15.18 18 -1 80,0 n.a. 968.991
R15 15.19 19 -1 90,0 n.a. 164.296
R15 15.20 20 -1 90,0 n.a. 197.593
R15 15.21 21 -1 90,0 n.a. 328.507
R15 15.22 22 -1 90,0 n.a. 354.906
R15 15.23 23 -1 90,0 n.a. 400.398
R15 15.24 24 -1 90,0 n.a. 430.761
R15 15.25 25 -1 40,0 n.a. 5.000.000 Durchläufer
R15 15.26 26 -1 40,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R15 15.27 27 -1 40,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R20 20.1 QS5 -1 80,0 n.a. 315978 Vergleichsversuch LBF
R20 20.2 QS6 -1 60,0 n.a. 469224 Vergleichsversuch LBF
R20 20.3 QS7 -1 60,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer Vergleichsversuch LBF
R20 20.4 QS8 -1 80,0 n.a. 253819 Vergleichsversuch LBF
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B18
Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Quersteife
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)0 Probe: Quersteife, MIG-Schweißung Belastung: axial, f = 20 s-1,
Ver
such
srei
he
Ver
such
s-nu
mm
er
Prob
en N
r.
Span
nung
s-ve
rhäl
tnis
R
Nen
nspa
nnun
gs-
ampl
itude
a
[MPa
]
Schw
ings
piel
zahl
A
nriß
NA
Schw
ings
piel
zahl
Br
uch
NB
Bem
erku
ngen
R16 16.1 28 0 50,0 n.a. 677.531
R16 16.2 29 0 50,0 n.a. 770.090
R16 16.3 30 0 50,0 n.a. 817.830
R16 16.4 31 0 50,0 n.a. 848.157
R16 16.5 32 0 50,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R16 16.6 33 0 50,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer
R16 16.7 34 0 60,0 n.a. 189.851
R16 16.8 35 0 60,0 n.a. 278.966
R16 16.9 36 0 60,0 n.a. 321.306
R16 16.10 37 0 60,0 n.a. 418.231
R16 16.11 38 0 60,0 n.a. 764.298
R16 16.12 39 0 60,0 n.a. 1.026.390
R16 16.13 40 0 70,0 n.a. 97.342
R16 16.14 41 0 70,0 n.a. 112.580
R16 16.15 42 0 70,0 n.a. 113.122
R16 16.16 43 0 70,0 n.a. 114.535
R16 16.17 44 0 70,0 n.a. 124.415
R16 16.18 45 0 70,0 n.a. 169.030
R19 19.1 QS1 0 70,0 n.a. 42.109 Vergleichsversuch LBF
R19 19.2 QS2 0 50,0 n.a. 5.000.000 Durchläufer Vergleichsversuch LBF
R19 19.3 QS3 0 60,0 n.a. 276.052 Vergleichsversuch LBF
R19 19.4 QS4 0 60,0 n.a. 240.432 Vergleichsversuch LBF
TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B19
134
Anhang C RissfortschrittkurvenBild C1 – C6
0 200000 400000
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40mm
Werkstoff: Blech, GrundwerkstoffProbe: Mittenrißzugprobe
39 x 5 mm2, 2a0 = 10 mm
Belastung: axial, lastgesteuert, R = -1
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Probe DB5, a,n = 40 MPa
Probe DB6, a,n = 50 MPa
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) Probe 6 , a,n = 35 MPa
Probe 19, a,n = 35 MPa
Probe 15, a,n = 35 MPa
Probe 20, a,n = 35 MPa
Probe 18, a,n = 35 MPa
R = -1
k
Anhang C- Rißfortschritt GW.OPJ
Rißfortschrittuntersuchung der Grundwerkstoffe AlMgSi1 T6 und AlMg4,5Mn - R = -1
Bild C1
Rißl
änge
a
Schwingspielzahl N
0 200000 400000 600000 800000
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40mm
Werkstoff: Blech, GrundwerkstoffProbe: Mittenrißzugprobe
39 x 5 mm2, 2a0 = 10 mm
Belastung: axial, lastgesteuert, R = 0
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Probe DB5, a,n = 20 MPa
Probe DB6, a,n = 25 MPa
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) Probe 2, a,n = 25 MPa
Probe 5, a,n = 25 MPa
R = 0
Anhang C- Rißfortschritt GW.OPJ
Rißfortschrittuntersuchung der Grundwerkstoffe AlMgSi1 T6 und AlMg4,5Mn - R = 0
Bild C2
Rißl
änge
a
Schwingspielzahl N
0 200000 400000
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40mm
Werkstoff: Blech, SchweißgutProbe: Mittenrißzugprobe
39 x 5 mm2, 2a0 = 10 mm
Belastung: axial, lastgesteuert, R = -1
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) + AlSi5 Probe DB5, a,n = 45 MPa
Probe DB6, a,n = 45 MPa
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) + AlMgSi1 T6 Probe 17.1, a,n = 35 MPa
Probe 17.5, a,n = 35 MPa
Probe 17.2A, a,n = 35 MPa
R = -1
Anhang C - Rißfortschritt SG.OPJ
Rißfortschrittuntersuchung der Schweißgute AlMgSi1 T6 und AlMg4,5Mn - R = -1
Bild C3
Rißl
änge
a
Schwingspielzahl N
0 50000 100000 150000 200000
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40mm
Werkstoff: Blech, SchweißgutProbe: Mittenrißzugprobe
39 x 5 mm2, 2a0 = 10 mm
Belastung: axial, lastgesteuert, R = 0
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) + AlSi5 Probe DB14, a,n = 25 MPa
Probe DB13, a,n = 25 MPa
Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) + AlMg4,5Mn Probe 17.4, a,n = 25 MPa
Probe 17.9, a,n = 25 MPa
R = 0
Anhang C - Rißfortschritt SG.OPJ
Rißfortschrittuntersuchung der Schweißgute AlMgSi1 T6 und AlMg4,5Mn - R = 0
Bild C4
Rißl
änge
a
Schwingspielzahl N
0 50000 100000 150000 200000
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40mm
Werkstoff: Blech, GrundwerkstoffProbe: Mittenrißzugprobe
39 x 5 mm2, 2a0 = 10 mm
Belastung: axial, lastgesteuert, R = -1
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Probe DB12, a,n = 25 MPa
Probe DB8, a,n = 25 MPa
R = -1
Anhang C - Rißfortschritt WEZ.OPJ
Rißfortschrittuntersuchung der Wärmeeinflußzone AlMgSi1 T6 - R = -1
Bild C5
Rißl
änge
a
Schwingspielzahl N
0 50000 100000 150000 200000
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40mm
Werkstoff: Blech, GrundwerkstoffProbe: Mittenrißzugprobe
39 x 5 mm2, 2a0 = 10 mm
Belastung: axial, lastgesteuert, R = 0
Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) Probe DB11, a,n = 25 MPa
Probe DB9, a,n = 25 MPa
R = 0
Anhang C - Rißfortschritt WEZ.OPJ
Rißfortschrittuntersuchung der Wärmeeinflußzone AlMgSi1 T6 - R = 0
Bild C6
Rißl
änge
a
Schwingspielzahl N
Lebenslauf
Christoph Morgenstern
geb. am 30. September 1973
in Darmstadt
1979 - 1982 Erich-Kästner-Schule, Grundschule in Darmstadt-Kranichstein
1982 - 1983 Frankensteinschule, Grundschule in Darmstadt-Eberstadt
1983 - 1992 Ludwig-Georgs Gymnasium, altsprachliches Gymnasium in Darmstadt
Juni 1992 Abitur
1992 - 1993 Zivildienst
1993 - 1999 Studium des allgemeinen Maschinenbaus
Technische Universität Darmstadt
Februar 1999 Diplom
seit 1999 Mitarbeiter des Fraunhofer Instituts für Betriebsfestigkeit und Systemzuverlässigkeit LBF, Darmstadt