Mittelspannungseinfluß auf das Schwingfestigkeitsverhalten geschweißter Aluminiumlegierungen.

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1 Institut für Füge- und Schweißtechnik Technische Universität Braunschweig Abschlußbericht zum Forschungsvorhaben Mittelspannungseinfluß auf das Schwingfestigkeitsverhalten geschweißter Aluminiumlegierungen. AIF-Nr N, DVS-Nr Forschungsstelle: Technische Universität Braunschweig Institut für Füge- und Schweißtechnik (IFS) Langer Kamp 8, Braunschweig Braunschweig, März 2004

2 Das vorliegende Forschungsvorhaben AiF Nr N, (DVS-Nr ) wurde durch das Bundesministerium für Wirtschaft (BMWi) über die Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen (AiF) und die Forschungsvereinigung Schweißen und verwandet Verfahren e.v. des DVS gefördert. Für diese Förderung und finanzielle Unterstützung sie hier gedankt. Diese Arbeit entstand im Fachausschuß 9 Konstruktion und Berechnung der Forschungsvereinigung des DVS, dem für die fachliche Betreuung ebenfalls Dank ausgesprochen wird.

3 Abschlußbericht AiF Seite 1 Inhalt 1 Einleitung Grundlagen / Stand der Technik Mittelspannungseinfluß auf die Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen Deutung der Mittelspannungsunabhängigkeit schwingbeanspruchter Schweißverbindungen Berücksichtigung bekannter Eigenspannungen Einfluß verfahrensbedingter Kerben Mittel- und Eigenspannungseinfluß bei Schweißverbindungen aus Aluminiumlegierungen Werkstoffe, Schweißverfahren und Probenherstellung Probenherstellung Probenherstellung und Probenform Schweißverfahren und Schweißausführung Bauteilherstellung Vorbereitende Maßnahmen Schweißverfahren und Schweißausführungen Versuchseinrichtungen und Versuchsdurchführung Versuchsstruktur Charakterisierung des Ausgangszustandes Ermittlung der Nahtgeometrieparameter Metallographische Untersuchungen Eigenspannungsermittlung Schwingfestigkeitsversuche Probenherstellung Schwingfestigkeitsversuche an Proben Bauteilversuche Dehnungsmessungen Bruchflächenuntersuchungen... 37

4 Abschlußbericht AiF Seite 2 5 Versuchsergebnisse Zustandsbeschreibung der Schwingproben Nahtgeometrie und Formzahlen Eigenspannungszustand Gefügeaufbau Ergebnisse der Zug-Druck-Schwingversuche unter verschiedenen Mittelspannungen Eigenspannungsveränderung durch Schwingbeanspruchung Ergebnisse der Untersuchungen an Bauteilproben Ausgangszustand der Bauteilproben Struktur der verschiedenen Kerbdetails Nahtgeometrie und Kerbformzahlen der verschiedenen Kerbdetails Eigenspannungszustand Dehnungsmessungen Ergebnisse der Schwingversuche Eigenspannungsstabilität Bewertung der Untersuchungsergebnisse Bewertung der Ergebnisse der Schwingfestigkeitsuntersuchungen an Proben Mittelspannungsabhängigkeit Einordnung der Ergebnisse von Proben in die IIW-Empfehlungen Bewertung der Untersuchungsergebnisse aus den Bauteilversuchen Fazit Literatur...93

5 Abschlußbericht AiF Seite 3 1 Einleitung Von vielen Untersuchungen ist bekannt, daß die Schwingfestigkeit bei geschweißten Bauteilen nicht nachhaltig von der Mittelspannung abhängt. Dies ist vor allem dann der Fall, wenn Schwingversuche an größeren Bauteilen durchgeführt werden, während Probenkörper im Labormaßstab meist ein mittelspannungsabhängiges Schwingfestigkeitsverhalten zeigen. Vielfach wird in solchen Fällen vermutet, daß dieses Schwingfestigkeitsverhalten auf Zugeigenspannungen in Höhe der Streckgrenze zurückzuführen ist, die in Schweißbauteilen hinreichender Größe aufgrund der in aller Regel starren Einspannbedingungen generell vorhanden sein sollen. Da als Bemessungsgrundlage oft Schwingfestigkeiten aus Versuchen an Laborproben herangezogen werden müssen, die viel geringere Zugeigenspannungen enthalten sollen, wird empfohlen, grundsätzlich die bei R = 0 oder sogar bei R = 0.5 (Aluminiumlegierungen) ermittelten Dauerfestigkeiten zu verwenden. Ist ein Nachweis niedrigerer Zugeigenspannungen möglich, so sollen sogenannte Bonusfaktoren verwendet und Mittelspannungen bei der Bemessung berücksichtigt werden dürfen. Es gibt inzwischen zahlreiche Belege dafür, daß sich die Schweißeigenspannungen nur bei hochfesten Werkstoffen merklich auf die Schwingfestigkeit auswirken. Das bedeutet, daß Bonusfaktoren die Eigenspannungen u.u. überbewerten und die Gefahr einer Unterdimensionierung besteht, wenn sich bei niedrigfesten Werkstoffen der erwartete Schwingfestigkeitsgewinn nicht einstellt. Dieses Problem ist besonders bei Aluminiumlegierungen bedeutsam, bei denen eigentlich nur von einer geringen Eigenspannungswirksamkeit auszugehen ist. Man weiß von Untersuchungen an Grundwerkstoffen bzw. an Stahlschweißverbindungen, daß auch die Schärfe vorhandener Kerben einen nachhaltigen Einfluß auf die Mittelspannungsabhängigkeit haben kann. Da Aluminiumlegierungen im Vergleich zu Stählen ungeachtet einer recht niedrigen Zugfestigkeit meist eine ausgeprägte Kerbempfindlichkeit aufweisen, ist zu vermuten, daß die Kerbschärfe einen großen Einfluß auf den Mittelspannungseinfluß ausüben kann. Das Ziel des durchgeführten Projektes war die Bereitstellung einer gesicherteren Basis für die Bewertung des Mittelspannungseinflusses bei schwingbeanspruchten Schweißbauteilen aus Aluminiumlegierungen. Hierzu mußte der Einfluß unterschiedlich ausgeprägter Kerben, die von praxisüblichen Schweißnahtformen herrühren, auf die Abhängigkeit der Schwingfestig-

6 Abschlußbericht AiF Seite 4 keit von aufgeprägten Mittelspannungen bei Schweißverbindungen aus Aluminiumlegierungen untersucht werden. Die Mitwirkung unterschiedlicher Eigenspannungen war dabei kein primäres Untersuchungsziel, sollte aber im für eine Bewertung erforderlichen mit beobachtet werden. Das Projekt ist damit insgesamt in die übergeordnete Zielvorstellung eingebettet, die Ausnutzung der Festigkeitseigenschaften von Aluminiumlegierungen zu verbessern und damit zur Erhöhung des für den Leichtbaupotentials schwingbeanspruchter Schweißkonstruktionen beizutragen.

7 Abschlußbericht AiF Seite 5 2 Grundlagen / Stand der Technik Von verschiedenen Untersuchungen an Schweißverbindungen ist bekannt, daß die Schwingfestigkeit bei geschweißten Bauteilen vom Betrag der aufgebrachten Mittelspannung oftmals nicht nachhaltig beeinflußt wird /1-4/. Dieses Verhalten steht im Widerspruch zu den Erkenntnissen, die man über verschiedenste Grundwerkstoffe gewonnen hat. Man weiß, daß die dauerfest ertragbare Spannungsamplitude mit positiven Mittelspannungen ab- und bei Zug- Druck-Beanspruchungen mit negativen Mittelspannungen zunimmt /5, 6/. Dieses Verhalten läßt sich in erster Näherung mit Hilfe einfacher schwingbruchmechanischer Annahmen erklären. Die Ausbreitungsgeschwindigkeit vorhandener Ermüdungsanrisse hängt außer vom Werkstoff und von der Bauteilgeometrie in erster Linie von der Spannung an der Rißspitze ab. Positive Mittelspannungen erhöhen die Spannung an der Rißspitze und somit die Rißausbreitungsgeschwindigkeit und verkürzen die Lebensdauer, während negative Mittelspannungen die Spannung an der Rißspitze herabsetzen. Zum Erreichen der gleichen kürzeren Lebensdauer wie bei einem mit positiver Mittelspannung beaufschlagten Bauteil muß dann eine höhere Spannungsamplitude aufgebracht werden /6, 7/. Der lebensdauerverlängernde Effekt negativer Mittelspannungen kommt allerdings nur bei einer homogenen Nennspannungsverteilung (Zug-Druck-Beanspruchung) zum Tragen. Bei inhomogener Nennspannungsverteilung ( Biegewechsel, Umlaufbiegung, Torsion) verändert sich mittelspannungsabhängig nur der anrißkritische Ort. Die Frage, ob die zu erwartende Schwingfestigkeit wesentlich von der Mittelspannung unter den jeweiligen Einsatzbedingungen und den Gegebenheiten, die von der Konstruktion ausgehen, abhängt, ist jedoch nicht nur aus wissenschaftlicher Sicht, sondern vor allem auch aus wirtschaftlichen Gründen von großer Bedeutung, da von dieser Frage die Dimensionierung des Bauteils und damit die Herstellungs- und Betriebskosten abhängen.

8 Abschlußbericht AiF Seite Mittelspannungseinfluß auf die Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen Die Auswirkung von Mittelspannungen auf die Schwingfestigkeit wird, nach /5/ in erster Linie von der Zugfestigkeit des eingesetzten Werkstoffs bestimmt (Bild 2-1). Danach kann man allgemein erwarten, daß duktile, niedrigfeste Werkstoffe zwar vom Betrag her nur verhältnismäßig niedrige Wechselfestigkeiten aufweisen, sich mit zunehmenden Mittelspannungen aber nur ein allmählicher und nicht sehr starker Schwingfestigkeitsabfall einstellt. Mit steigender Zugfestigkeit nimmt auch die Wechselfestigkeit zu, der unter dem Einfluß von Mittelspannungen zu erwartende Abfall oder auch Anstieg der dauerfest ertragbaren Spannungsamplitude fällt aber viel stärker aus. Die Streubreite der Mittelspannungsempfindlichkeit soll im Bereich zwischen 10 5 und 10 6 Lastwechseln ca. 15% betragen. Es wird weiterhin davon ausgegangen, daß bei Grundwerkstoffen die Mittelspannungsempfindlichkeit bis zu Kerbwirkungszahlen K k =5.5 nicht von der Kerbwirkung abhängt /5, 25/. Bild 2-1: Mittelspannungsempfindlichkeit verschiedener Werkstoffe in Abhängigkeit von der Zugfestigkeit /5/ (aus /25/). Bei Schweißbauteilen beobachtet man dagegen oft, daß sich je nach Herstellungsqualität unter praxisnahen Bedingungen fast unabhängig von der Zugfestigkeit eine im Verhältnis zum Grundwerkstoff meist geringe Wechselfestigkeit einstellt. Dies ist bekanntermaßen auf die beim Schweißen unvermeidbaren Kerben, die unter Schwingbeanspruchung bruchauslösend wirken, zurückzuführen. Da die Wirksamkeit dieser Kerben umso größer ist, je höher die Zugfestigkeit des verwendeten Werkstoffs ist (Kerbempfindlichkeit), stellt sich das günstigste Verhältnis zwischen der Schwingfestigkeit des Grundwerkstoffs und der Schweißverbindung

9 Abschlußbericht AiF Seite 7 meist bei relativ niedrigfesten, einfach zu verarbeitenden Werkstoffen ein /8-10/. Der Einsatz höherfester Werkstoffe (im allgemeinen Stähle) bringt unter Wechselbeanspruchungen dann keine Vorteile, da die höhere Zugfestigkeit mit kostenneutralen Mitteln nicht in einen adäquaten Schwingfestigkeitsgewinn umgesetzt werden kann. Außerdem ist bei schwingbeanspruchten Schweißverbindungen oft festzustellen, daß sich Mittelspannungen kaum oder nur wenig auf die Schwingfestigkeit auswirken, daß also rein wechselnd (R = -1) und rein schwellend (R = 0) beanspruchte Verbindungen praktisch die gleiche Schwingfestigkeit aufweisen /11,12/. Dieses Verhalten wird vor allem dann gefunden, wenn Schwingversuche an größeren Bauteilen durchgeführt werden /2,3/, während sich bei Untersuchungen an Probenkörpern im Labormaßstab ein an die allgemeinen Vorstellungen zum Mittelspannungseinfluß angeglichenes Schwingfestigkeitsverhalten einstellt /13/. Die Kenntnisse und Vorstellungen, die zur Erklärung dieses Phänomens entwickelt worden sind, beruhen in erster Linie auf Untersuchungen an Stählen. Dies hat einerseits historische Gründe, weil schwingbeanspruchte Konstruktionen in der Vergangenheit überwiegend aus Stählen hergestellt wurden, beruht aber auch auf Kostengründen, da vergleichbare Untersuchungen an Nichteisenmetallen insbesondere bei repräsentativen Bauteilversuchen mit viel höheren Kosten, sowohl bei der Herstellung als auch bei der Durchführung geeigneter Versuche verbunden sind. 2.2 Deutung der Mittelspannungsunabhängigkeit schwingbeanspruchter Schweißverbindungen Obwohl die Deutung der oft beobachteten Mittelspannungsunabhängigkeit vor allem auf Erkenntnissen beruht, die an Stählen gewonnen wurden, ist das hierzu entwickelte Modell /12/ unter der Voraussetzung seiner Gültigkeit im Prinzip werkstoffunabhängig und sollte dann generell auf metallische Werkstoffe, d.h. auch auf Aluminiumlegierungen angewendet werden können. Man geht davon aus, daß Schweißbauteile hinreichender Größe aufgrund ihrer Komplexität und den in aller Regel starren Einspannbedingungen generell hohe Zugeigenspannungen nach dem Schweißen, und zwar in Höhe der Grundwerkstoffstreckgrenze, enthalten. Werden den Zugeigenspannungen Lastspannungen überlagert (Mittelspannung und Spannungsamplitude),

10 Abschlußbericht AiF Seite 8 so überschreitet die rechnerische Summe aus Last- und Eigenspannungen örtlich die Streckgrenze. Aufgrund des rein elastischen Charakters der Eigenspannungen müssen diese durch unmittelbar eintretende Plastizierungen verändert werden. Dem Modell zufolge wird sich daher während des ersten Lasthalbwechsels ein Abbau der Zugeigenspannungen um den Betrag einstellen, um den die Summe von Last- und Eigenspannungen die Streckgrenze überschreitet /12/. Nach dem ersten Halbwechsel müssen dann Zugeigenspannungen, deren Betrag der Differenz zwischen Lastoberspannung und Streckgrenze entspricht, zurückbleiben. Da diese Zugeigenspannungen im weiteren Verlauf der Schwingbeanspruchung als stabil angenommen werden, weil keine weiteren Streckgrenzenüberschreitungen mehr zu erwarten sind, stellt sich eine aus Last- und Eigenspannungen zusammengesetzte Oberspannung in Höhe der Streckgrenze ein, die den Rißfortschritt, die Lebensdauer und die Schwingfestigkeit bestimmt. Dieses Verhalten kann auf alle wechselnden und alle Beanspruchungen mit Zugmittelspannungen << R e übertragen werden und ist auch für Druckmittelspannungen, die kleiner oder gleich der Spannungsamplitude sind, gültig. Erst bei Druckmittelspannungen, die größer als die Spannungsamplitude sind, ist mit einem nachhaltigen Lebensdaueranstieg zu rechnen (Bild 2-2). σ ES =R e σ o =Re σ o =R e σ o =Re R - 2 e σa σ ES = σ a σ ES =2σ a σ ES =0 Lastspannungen + Eigenspannungen 2 σ a σ a 0 - σ a R = -1 R = 0 Lastspannungen R = 8-2 σ a Bild 2-2: Überlagerung von Lastspannungen σls und Eigenspannungen σ ES Re unter der Annahme eines ideal elastisch - plastischen Werkstoffverhaltens /12/. Das Modell fußt auf eigenen Untersuchungen des Autors und besonders auch auf sehr umfangreichen Versuchen an Brückenteilen von /1,2/, die das eingangs beschriebene Verhalten aufzeigten. Daraus wurde abgeleitet, daß bei einer Unabhängigkeit der Schwingfestigkeit von der Höhe in der Praxis relevanter Mittelspannungen die Schwingfestigkeit bzw. die Lebensdauer allein von der Schwingbreite der Spannungsamplitude abhängen soll. Da als Bemes-

11 Abschlußbericht AiF Seite 9 sungsgrundlage aber oft Schwingfestigkeiten herangezogen werden, die auf Versuchsergebnissen an Laborproben basieren, die wegen ihrer begrenzten Abmessungen vergleichbare Zugeigenspannungen nicht enthalten sollen, wird empfohlen, grundsätzlich die bei R = 0 ermittelten Schwingfestigkeiten heranzuziehen /14,15/. 2.3 Berücksichtigung bekannter Eigenspannungen Die Grundlage für die vorangehend beschriebenen Annahmen stellen generell Zugeigenspannungen nahe oder in Höhe der Streckgrenze dar. Diese wurden in den beschriebenen Fällen gar nicht oder nur in sehr beschränktem Umfang meßtechnisch erfaßt, so daß die aus solchen Untersuchungsergebnissen abgeleiteten Schlußfolgerungen experimentell nicht belegt werden konnten. Tatsächlich liegen aber mittlerweile Erkenntnisse in ausreichender Zahl vor, die belegen, daß die vom Schweißen herrührenden Zugeigenspannungen nur selten und dann auch nur unter ganz besonderen Bedingungen Beträge in der Nähe der Streckgrenze erreichen. Auch ist die Annahme, daß sich der Eigenspannungszustand hinreichend großer Laborproben von dem geschweißter Bauteile grundlegend unterscheidet, bisher durch Meßergebnisse nicht erhärtet worden. Bezogene Spannungsamplitude R A/RA( κ = -1) Kurve A: Ohne Kurve B: Mäßige Kurve C: Extreme Schweißeigenspannungen 1.2 Bezugswert κ = A B C κ = Bezogene Mittelspannung σ m /R A ( κ= -1) Bild 2-3: Modifiziertes Haigh-Schaubild zur Charakterisierung des Zugeigenspannungseinflusses auf die Mittelspannungsabhängigkeit der Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen /7/.

12 Abschlußbericht AiF Seite 10 Die Möglichkeit der Wirksamkeit geringerer Eigenspannungen wurde schon von /7/ in seinem erweiterten Modell berücksichtigt (Bild 2-3) und findet sich in aktuellen IIW-Empfehlungen /16/ zur Schwingfestigkeitsbemessung sowie im Eurocode wieder. Sind die Eigenspannungen nicht bekannt oder durch geeignete Messungen in Höhe der Streckgrenze nachgewiesen, so gilt die Vorgabe, als Bemessungsgrundlage die bei R = 0 ermittelte Schwingfestigkeit heranzuziehen, die den Einfluß der hohen Eigenspannungen beinhalten soll. Bei nachgewiesenen Zugeigenspannungen geringerer Höhe oder bei spannungsarmgeglühten Teilen können durch Verwendung sogenannter Bonusfaktoren höhere Schwingfestigkeiten angenommen und Mittelspannungen bei der Bemessung berücksichtigt werden (Bild 2-4) /16/. 1.6 Schwingfestigkeitsfaktor f( κ ) mittlere niedrige Eigenspannungen hohe Spannungsverhältnis κ Bild 2-4: Bonusfaktoren für die Bemessung schwingbeanspruchter Schweißbauteile bei bekanntem Eigenspannungszustand. Bezugswert R D(R = 0) /16/. Diese mittlerweile auch für Bauwerke aus Aluminiumlegierungen im Eurocode 9 eingeschlagene Vorgehensweise ist mit dem unübersehbaren Mangel behaftet, daß sie wesentlichen Merkmalen, die Eigenspannungen von Mittelspannungen unterscheiden, nicht hinreichende Beachtung schenkt. So wird die inhomogene Verteilung der Eigenspannungen ebenso wenig wie deren Mehrachsigkeit berücksichtigt sowie der Umstand, daß die Wirksamkeit der Eigenspannungen in ganz erheblichem Maße von der Zugfestigkeit des verwendeten Werkstoffs abhängt. Aufgrund des gerade bei niedrigfesten Werkstoffen wie den in der Schweißtechnik eingesetzten Aluminiumlegierungen stattfindenden merklichen Eigenspannungsabbaus zu Beginn und im weiteren Verlauf der Schwingbeanspruchung muß man davon ausgehen, daß die ursprünglichen vom Schweißen herrührenden Eigenspannungen für die Schwingfestigkeit von ganz geringer Bedeutung sind. Wie man von Untersuchungen an unterschiedlich wärme-

13 Abschlußbericht AiF Seite 11 behandelten Stählen und anderen hochfesten Werkstoffen weiß, wirken sich Eigenspannungen besonders bei Werkstoffen mit verhältnismäßig hohen Zugfestigkeiten nachhaltig auf die Schwingfestigkeit aus, weil dort die Eigenspannungsstabilität besonders ausgeprägt ist. In Anlehnung an die in Bild 2-1 dokumentierte Mittelspannungswirksamkeit bei verschiedenen Werkstoffen läßt sich somit eine von der Zugfestigkeit abhängige Eigenspannungsempfindlichkeit metallischer Werkstoffe definieren. Diese ist bei niedrigfesten Werkstoffe klein oder vernachlässigbar und steigt mit zunehmender Zugfestigkeit kontinuierlich an (Bild 2-5). Bild 2-5: Mittel- (m*) und Eigenspannungsempfindlichkeit (m) von Stählen in Abhängigkeit von der Zugfestigkeit /27, 30/. Der in der Darstellung sich einstellende Grenzwert der Eigenspannungsempfindlichkeit in Höhe von ca. 0.4 beruht möglicherweise auf verfahrens- und werkstofftechnischen Beschränkungen, und stellt keinen physikalisch begründbaren Grenzwert dar. Es ist nicht zu übersehen, daß selbst bei Berücksichtigung sehr hochfester noch schweißbarer Stähle in Schweißverbindungen normalerweise keine sehr große Wirksamkeit der erzeugten Eigenspannungen zu erwarten ist. Selbst wenn man verfahrensbedingt auftretende lokale Aufhärtungen berücksichtigt, wird eine stärkere Wirksamkeit von Eigenspannungen nur in Ausnahmefällen auftreten. Das bedeutet, daß die eingangs beschriebenen Bonusfaktoren den Eigenspannungen eine Bedeutung beimessen, die aus werkstoffkundlicher Sicht so nicht zu halten ist. Damit besteht die akute Gefahr einer Überbewertung der Eigenspannungen und damit einer Unterdimensionierung, wenn herkömmliche, recht niedrigfeste Werkstoffe eingesetzt werden und sich z.b. der

14 Abschlußbericht AiF Seite 12 nach dem Spannungsarmglühen erwartete Schwingfestigkeitsgewinn nicht einstellt. Diese Gefahr besteht natürlich im besonderen, wenn diese Sichtweise auf relativ weiche Aluminiumlegierungen übertragen wird, bei denen ebenfalls nur von einer geringen Eigenspannungswirksamkeit auszugehen ist. Bild 2-6: Moore-Kommers-Jaspers-Diagramm zur Ermittlung mittelspannungsabhängiger Dauerfestigkeiten bei AlSi1MgMn (aus /25/). Selbst ohne die Berücksichtigung von Eigenspannungen kann bei Al-Legierungen die Verwendung von Schwingfestigkeitswerten, die bei R = 0 ermittelt wurden, noch zu nichtkonservativen Ergebnissen führen. Wie das in Bild 2-6 dargestellte Moore-Kommers-Jaspers- Diagramm zeigt, wird aufgrund der ausgeprägten Mittelspannungsempfindlichkeit hochfester Al-Legierungen auch bei sehr hohen Mittelspannungen und Spannungsverhältnissen >> 0 noch eine sehr starke Abnahme der Schwingfestigkeit beobachtet. Besonders die umgekehrte Extrapolation, d.h. die Abschätzung der Wechselfestigkeit für eigenspannungsarme Teile aus einer bei R 0 ermittelten Schwingfestigkeit kann zu deutlich überhöhten Schwingfestigkeitsannahmen führen /25/. 2.4 Einfluß verfahrensbedingter Kerben In Anbetracht der nicht immer gegebenen starken Wirkung von Eigenspannungen ist relativ unklar, inwieweit für die nicht von der Hand zu weisende Mittelspannungsunabhängigkeit ggfs. nicht auch andere für Schweißverbindungen charakteristische Ursachen verantwortlich

15 Abschlußbericht AiF Seite 13 sein können. Man weiß von Untersuchungen an Grundwerkstoffen, daß auch die Schärfe vorhandener Kerben einen nachhaltigen Einfluß auf die Mittelspannungsabhängigkeit haben kann. So zeigten Versuche an unterschiedlich gekerbten Proben, daß mit zunehmender Kerbschärfe und Formzahl K t zwar erwartungsgemäß die Wechselfestigkeit stark abfällt, zusätzliche Mittelspannungen dann aber kaum noch ein weiteres merkliches Abfallen der Schwingfestigkeit mehr bewirken (Bild 2-7) /27/ α k =1 R D MPa α k =1 α k =2 R D MPa α k =2 α k =4 0 α k = Mittelspannung in MPa 0 α k = Mittelspannung in MPa Bild 2-7: Schwingfestigkeit unterschiedlich gekerbter Proben in Abhängigkeit von der Mittelspannung eines niedrigfesten (links) und eines höherfesten Stahls (rechts) /27/. In neueren eigenen Untersuchungen an Stumpfschweißverbindungen aus unterschiedlichen Baustählen konnte der Nachweis der eingeschränkten Wirkung von Zugeigenspannungen auf die Schwingfestigkeit wie auch auf die Mittelspannungsabhängigkeit erbracht werden /28/. Die Untersuchungen wurden zwar an Laborproben durchgeführt, doch wiesen diese durch Messungen belegt Eigenspannungszustände auf, die für die gewählten Abkühlbedingungen und Werkstoffe repräsentativ waren und in gleicher Höhe auch in größeren Komponenten immer wieder gefunden werden. Bei geeignet gewählten Abkühlbedingungen wurden die in den jeweiligen Werkstoffen (S255, S355, S690, S890) durch Schweißen allein erzielbaren größtmöglichen Zugeigenspannungen erzeugt. Diese erreichten nur bei den niedrigfesten Stählen die Streckgrenze und dort auch nur in der Schweißnaht selbst, nicht hingegen am Nahtübergang, wo die Schwingungsbrüche erwartet wurden. Dort lagen in allen Fällen nach dem Schweißen Zugeigenspannungen von maximal etwa 1/3 der Streckgrenze oder sogar noch deutlich niedrigere Zugeigenspannungen vor. Die Schwingversuche unter Zug-Druck-Beanspruchung zeigten bei verschiedenen Zug- und Druckmittelspannungen eine Mittelspannungsabhängigkeit, wie sie eher für den Grundwerk-

16 Abschlußbericht AiF Seite 14 stoff typisch ist (S255 und S355). Die höherfesten Stähle (S690 und S890) wiesen hingegen ein von der Höhe wirksamer Zugmittelspannungen unabhängiges Verhalten auf und zwar unbeeinflußt von der Ausgangshöhe der Zugeigenspannungen. Bei Proben mit sehr kerbarmen Schweißnähten zeigte sich nach einer Verringerung der Zugeigenspannungen ein leichter Wechselfestigkeitsanstieg (S690 und S890) sowie ein Abfall der Schwingfestigkeit mit zunehmender Zugmittelspannung, während bei Proben der niedrigfesten Stähle kein Einfluß einer Eigenspannungsverringerung vorlag. Unter der Einwirkung von Druckmittelspannungen ergab sich in allen Fällen ein merklicher Schwingfestigkeitsanstieg unabhängig von der Höhe der Eigenspannungen. Der Einfluß unterschiedlicher Ausgangseigenspannungen auf die Schwingfestigkeit ging dann aber vollständig verloren, wenn statt sehr kerbarmer Verbindungen solche mit praxisüblichem Nahtprofil mit stärkerer Kerbwirkung geprüft wurden. Die Ergebnisse an Proben wurden anhand bauteilähnlicher Prüfkörper überprüft (Bild 2-8), wobei in Hohlkastenprofilen durch unterschiedliche Schweißfolge bei der Herstellung von Längs- und Quernähten ohne mikrostrukturelle Unterschiede völlig unterschiedliche Ausgangseigenspannungen erzeugt werden konnten. Hierbei zeigte sich in Zug-Druck- Schwingversuchen ein von den Eigenspannungen unabhängiges Schwingfestigkeitsverhalten Zug-Druck-wechselbeansprucht Spannungsamplitude in MPa MAG-impulsgeschweißt 120 MAG-impulsgeschweißt, Nahtränder WIG-aufgeschmolzen S355J2G3 Quereigenspannungen σ ES q in MPa Schweißfolge: Quer-Längs Längs-Quer Schweißfolge: Längs-Quer Schweißfolge: Quer-Längs S355J2G Abstand von der Quernahtmitte in mm S890QL Anrißlastwechsel Anrißlastwechsel Bild 2-8: Eigenspannungsverteilungen (oben) in der Querstumpfnaht geschweißter Doppel-T- Profile nach unterschiedlicher Schweißfolge und Anrißwöhlerlinien (unten). S355J2G3 (unten links) und S890QL (unten rechts) /30/

17 Abschlußbericht AiF Seite 15 sowohl bei Probekörpern aus S355 als auch aus S890. Dies hängt unter anderem auch damit zusammen, daß die Brüche nicht von den mit den höchsten Zugeigenspannungen behafteten Quernähten ausgingen, sondern von Kerbstellen im Bereich der Längsnähte, die aufgrund der Größe der Proben naturgemäß in häufigerer Zahl vorlagen, als dies bei kleinen Proben zu erwarten ist (statistischer Größeneinfluß). Berücksichtigt man außerdem noch Ergebnisse von Druckschwellversuchen an Querstumpf- und Kehlnahtverbindungen aus S690 /29/, bei denen ebenfalls keine Wirkung der erzeugten Zugeigenspannungen nachgewiesen werden konnte, und faßt diese mit den beschriebenen Befunden zusammen, so liegt die gemäß Bild 2-9 sich ergebende Annahme nahe. R D / R W, GW nach Haibach S255JRG2, α k =1.05 S355J2G3, α =1.05 α k k=1.09 S690QL, αk=1.05 αk=1.05 αk=1.55 Grundwerkstoff σ m / R W, GW σ m / R W, GW 0.2 Bild 2-9: Bezogene Schwingfestigkeiten von Stumpfschweißverbindungen verschiedener Stähle als Funktion der Mittelspannung. Grundwerkstoffwerte berechnet aus R W mit m*-werten nach Bild 2-1. Die Wechselfestigkeit von Schweißverbindungen wird in erster Linie durch die Schärfe vorhandener Kerben bestimmt /6,10/. Sind innere Fehlstellen auszuschließen, so betrifft dies die geometrischen Merkmale des Nahtübergangs. Die Schärfe des Nahtübergangs beeinflußt die Wechselfestigkeit um so stärker, je höher die Grundwerkstoffestigkeit bzw. die örtliche Zugfestigkeit im Kerbgrund ist. Mit abnehmender Kerbschärfe steigt die Wechselfestigkeit, aber der Einfluß anderer Faktoren, und hierzu gehören die Schweißeigenspannungen, nimmt zu. Treten die Bruchausgänge am Nahtübergang auf, so kann eine Verringerung der dort vorhandenen Eigenspannungen eine Wechselfestigkeitssteigerung bewirken. Bei Zugmittelspannungen bis etwa in Höhe der Spannungsamplitude (R=0) stellt sich dann ein Schwingfestigkeitsabfall ein, bei höheren Zugmittelspannungen nimmt die Schwingfestigkeit weniger stark ab, liegt aber auf niedrigem Niveau.

18 Abschlußbericht AiF Seite 16 Druckmittelspannungen vermögen sowohl die Wirkung von Zugeigenspannungen als auch die vorhandener Kerben zu kompensieren. Unabhängig von der Höhe der Zugeigenspannungen wie auch unterschiedlicher Kerbschärfe zeigt sich bei zug-druck-beanspruchten Schweißverbindungen ein deutlicher Schwingfestigkeitsanstieg. Hierbei werden die Bruchausgänge bei niedrigfesten Stählen in den Grundwerkstoff verschoben. Bei hochfesten, vergüteten Stählen treten die Brüche ebenfalls nicht mehr am Nahtübergang sondern vermehrt in der Entfestigungszone auf, die durch die Überschreitung der Vergütungstemperatur im Übergang zwischen WEZ und Grundwerkstoff erzeugt wird. Auch bei kaltverfestigten oder ausscheidungsgehärteten Aluminiumlegierungen sind solche Effekte wahrscheinlich, wenn der eigentliche Nahtübergang nicht mehr bruchauslösend wirkt. 2.5 Mittel- und Eigenspannungseinfluß bei Schweißverbindungen aus Aluminiumlegierungen Unter Schwingbeanspruchung weisen Aluminiumlegierungen im Vergleich zu Stählen ungeachtet einer recht niedrigen Zugfestigkeit meist eine ausgeprägte Kerbempfindlichkeit auf /18-21/. Daher ist zu vermuten, daß die Kerbschärfe einen großen Einfluß auf den Mittelspannungseinfluß ausüben wird. Ob allerdings, wie anhand der relativ niedrigen Zugfestigkeiten im Vergleich zu Stählen eigentlich zu erwarten wäre, von einer verhältnismäßig geringen Eigenspannungswirkung ausgegangen werden kann, muß noch eingehend geklärt werden. Hinweise auf die Bedeutung der Kerbschärfe für die Mittelspannungswirksamkeit findet man Doppelspannungsamplitude σ [MPa] Doppel-T-Stoß R = AlZn4.5Mg1 MIG Stumpfnaht R = Lebensdauer N Doppelspannungsamplitude σ [MPa] Längsrippe R = AlZn4.5Mg1 MIG Längsrippe R = Lebensdauer N Bild 2-10: Ergebnsisse von Schwingversuchen an Bauteilen aus AlZn4.5Mg1 mit unterschiedlichen Konstruktionsdetails bei unterschiedlichen Spannungsverhältnissen /22/.

19 Abschlußbericht AiF Seite 17 bei /17,21,22/, wo in einem groß angelegten Versuchsprogramm an aufwendig gestalteten Bauteilproben verschiedene Konstruktionsmerkmale mit unterschiedlicher Kerbschärfe auf deren Auswirkung auf das Schwingfestigkeitsverhalten untersucht wurden (Bild 2-10), ohne allerdings die Eigenspannungen quantitativ zu bestimmen. Es zeigte sich, daß bei Merkmalen mit ausgeprägter Kerbwirkung keine Mittelspannungsabhängigkeit der Schwingfestigkeit zu beobachten war, kerbärmere Details hingegen Schwingfestigkeiten zeigten, die nachhaltig von der Höhe der aufgebrachten Mittelspannungen abhingen.auch an 25 mm dicken Stumpfschweißverbindungen aus AlMg4.5Mn wurde der Zusammenhang zwischen Kerbwirkung und Schwingfestigkeit in Abhängigkeit vom Spannungsverhältnis untersucht. Dabei zeigte sich, daß bei zuvor eigenspannungsarmgeglühten Proben die Mittelspannungsempfindlichkeit mit der Kerbschärfe sogar noch zunahm (Bild 2-11) /26/ Κ t =1.4 M=0.43 R D MPa 30 Κ t = M=0.67 Κ t =15.2 / M= Mittelspannung in MPa Bild 2-11: Schwingfestigkeiten unterschiedlich kerbbehafteter Stumpfschweißverbindungen aus AlMg4.5Mn (25 mm Dicke) in Abhängigkeit von der Mittelspannung (nach /26/). Bekanntlich besteht gerade bei höherfesten Aluminiumlegierungen, seien sie nun kaltverfestigt oder ausscheidungsgehärtet, beim Schweißen zwangsläufig die Gefahr merklicher Entfestigungen in der Naht und der angrenzenden WEZ /20, 23, 24/. Während sich diese in der Naht durch die Verwendung optimierter Zusatzwerkstoffe zumindest teilweise ausgleichen lassen, so sind die Entfestigungen in der WEZ in der Regel irreversibel, da besonders bei größeren Bauteilen schon aus Kostengründen eine neuerliche Wärmebehandlung ausscheidet bzw. eine neuerliche Kaltverfestigung nicht möglich ist. Man ist daher normalerweise bestrebt, durch die Optimierung der Prozeßparameter diesen Festigkeitsabfall möglichst klein zu halten. Dies geschieht zweckmäßigerweise bereits durch die Wahl geeigneter Schweißverfahren, wobei sich sowohl das MIG-Schweißen in seinen verschiedenen Variationen wie auch

20 Abschlußbericht AiF Seite 18 das Laserschweißen als vorteilhaft erwiesen haben. Besonders beim Laserschweißen wird aufgrund der hohen Energiedichte des Verfahrens und der hohen Schweißgeschwindigkeiten die Breite der entfestigten Zone sehr schmal gehalten. Auch beim MIG-Schweißen, bei dem ebenfalls noch relativ hohe Schweißgeschwindigkeiten zu erzielen sind, ist im Vergleich z.b. zum WIG-Schweißen die Entfestigung geringer. Allerdings ziehen beide Verfahren eine Nahtgeometrie mit relativ großer Kerbschärfe nach sich, die zu geringen Schwingfestigkeiten führt. Außerdem sind aufgrund der eng begrenzten Wärmeeinbringung und der hohen Schweißgeschwindigkeiten grundsätzlich die Voraussetzungen für die Entstehung hoher schrumpfungsbedingter Zugeigenspannungen gegeben.

21 Abschlußbericht AiF Seite 19 3 Werkstoffe, Schweißverfahren und Probenherstellung Für die Untersuchungen an den Schweißproben wurde die ausscheidungsgehärtete Aluminiumlegierung AlMgSi1 (EN-AW T6) verwendet. Die Blechdicke für die Versuche an Proben betrug einheitlich 5 mm. Die Bauteilproben wurden aus einem I-Profilträger aus AlMgSi1 (6082) 71.F28 DIN 1725, DIN 1748, DIN 9712 hergestellt. Der Ausgangszustand des Trägerwerkstoffs war ebenfalls lösungsgeglüht, abgeschreckt und warmausgelagert ( 3/4 Härte). Für die Schweißungen an Proben sowie an den Bauteilproben kam einheitlich der Schweißzusatzwerkstoff S-AlMg4,5Mn ( 1.6 mm) zum Einsatz. Die im Zugversuch (Grundwerkstoff, Bauteilproben) ermittelten Festigkeitskennwerte sowie die Herstellerangaben (Zusatzdraht) sind in Tabelle 3-1 zusammengefaßt. Die chemische Zusammensetzung der eingesetzten Werkstoffe ist Tabelle 3-2 zu entnehmen. R m N mm 2 N N R p 0,2 2 mm E-Modul 2 mm Trägermaterial 262 ± ± ± 4 Bleche 330 ± ± ± 3 Herstellerangaben min. 310 min. 260 ~ Tabelle 3-1: mech. Kennwerte Element Si Fe Cu Mn Mg Zn Ti Cr Al Grundwerkstoff 0,992 0,232 0,043 0,841 0,829 0,020 0,031 0,054 96,900 [/37/] 0,7-1,3 0,5 0,1 0,4-1 0,6-1,2 0,2 0,1 0,25 Zusatzwerkstoff [/38/] 0,6 1,0 4,3 5,2 < 0,15 0,05 0,25 Rest Tabelle 3-2: chem. Zusammensetzung des Grund- und Zusatzwerkstoffes

22 Abschlußbericht AiF Seite Probenherstellung Probenherstellung und Probenform Zur Herstellung der Querstumpfnähte wurden 500 mm lange und 150 mm breite Blechstreifen von 5 mm Dicke mit einer DV-Nahtvorbereitung (60 o Öffnungswinkel, Bild 3-3) verwendet Bild 3-3: Schweißnahtvorbereitung Querstumpfnaht Bei den Querkehlnahtverbindungen wurden Stegbleche mit einer Abmessung von 500 x 30 x 5 mm mit plangeschliffener Stoßkante auf 500 mm lange und 300 mm breite Grundbleche Bleche ebenfalls mit einer Blechdicke von 5 mm aufgeschweißt Die Längssteife wurde aus Blechen mit den Abmessungen 80 x 300 x 5 mm hergestellt, auf die das Versteifungsblech mit den Abmaßen 60 x 30 x 5 mm aufgeschweißt wurde. Die für die verschiedenen Schweißungen verwendeten Schweißparameter sind in den folgenden Tabellen zusammengefaßt.

23 Abschlußbericht AiF Seite 21 Schweißanlage Dalex Vario MIG 400 Grundwerkstoff Zusatzwerkstoff Gaszusammensetzung AlMgSi1 AlMg4,5Mn; ø = 1,2 mm Ar 20 L / min Schweißparameter Einheit Lage 1 Lage 2 Programmnummer oder Potistellung Nr. / % Potistellung Lichtbogenkorrektur % -7-7 Schweißgeschwindigkeit m/min 0,75 0,75 Drahtvorschubgeschwindigkeit m/min Pulsspannung V Pulszeit ms 1,6 1,6 Pulsfrequenz Hz Grundstrom A Flankenzeit Anstieg und Abstieg ms 2,5 / 2 2,5 / 2 Kennlinien-Neigung V / 100 A 3,2 3,2 Schweißspannung Ist-Wert V 22,6 23,8 Schweißstrom Ist-Wert A Brennerstellung längs Schweißnaht Grad Brennerabstand gemessen Stromdüse mm Schutzgas L / min Gasdüsendurchmesser innen mm Tabelle 3-4: Schweißparameter der MIG-Schweißungen

24 Abschlußbericht AiF Seite 22 Schweißanlage Dalex Vario TIG 400 Grundwerkstoff Zusatzwerkstoff Gaszusammensetzung AlMgSi1 AlMg4,5Mn; ø = 1,2 mm Ar Schweißparameter Einheit Lage 1 Lage 2 Programmnummer oder Potistellung Nr. / % Schweißgeschwindigkeit m/min 0,35 0,35 Drahtvorschubgeschwindigkeit m/min 1,9 1,9 AC-Frequenz Hz Schweißstrom Ist-Wert A Brennerstellung quer Schweißnaht Grad Brennerabstand gemessen Stromdüse mm 3 3 ZW-Winkel Grad AC-I-Balance % Tabelle 3-5: Schweißparameter der WIG-Schweißungen Schweißverfahren und Schweißausführung Die MIG-Schweißungen werden mit Hilfe eines Push-Pull-Brenners mechanisiert ausgeführt. Dabei erfolgte die Brennerführung mit Hilfe eines Linearfahrwerkes. Der Gasdüsenabstand betrug bei allen Schweißungen einheitlich 10 mm. Die Herstellung der WIG-Schweißverbindungen erfolgte unter den gleichen Bedingungen mechanisiert mit Kaltdrahtzufuhr. Der Kaltdraht wurde dabei mit Hilfe eines externen Vorschubgerätes bereitgestellt. Die Anordnung der WIG Nadel, des Werkstückes und des Zusatzdrahtes ist in Bild 3-6 zu erkennen.

25 Abschlußbericht AiF Seite 23 Bild 3-6: Versuchsaufbau zum WIG-Schweißen 3.2 Bauteilherstellung Vorbereitende Maßnahmen Alle für die Schwingprüfung vorgesehenen Träger wurden mittels Sägeschnitt auf 800 mm gekürz und auf der Seite des zu prüfenden Gurtes mit einer V-Nahtvorbereitung mit 3 mm Tiefe und einem Öffnungswinkel von 90 versehen. Diese Geometrie hatte sich in Schweißvorversuchen als die bei diesen Bauteildimensionen im Hinblick auf die Vergleichbarkeit mit den Querstumpfnahtproben günstigste Nahtvorbereitung herausgestellt. Die Geometrie und Lage ist in Bild 3-7 und 3-8 dargestellt. Bild 3-7: Nahtvorbereitung der Querstumpfnaht Bild 3-8: Position der V-Naht auf der Trägeroberseite

26 Abschlußbericht AiF Seite 24 Die für die Kerbdetails aufzuschweißenden Bleche des Materials 6082 T6 wiesenn die nachfolgend aufgeführten Abmessungen auf: Längssteife: Seitenteile ( Flügel ): Quersteife: Überlappung: 80 mm x 50 mm x 6 mm 80 mm x 30 mm x 6 mm 210 mm x 40 mm x 6 mm 210 mm x 80 mm x 6 mm Die Position der aufgeschweißten Kerbdetails ist in Bild 3-9 wiedergegeben Bild 3-9: Anordnung der Kerbdetails Eine Übersicht über die Geometrien der angeschweißten Kerbdetails ist in Tabelle 3-10 enthalten. Alle geprüften Bauteilproben waren mit allen beschriebenen Kerbdetails versehen.

27 Abschlußbericht AiF Seite 25 Detail Bild Beschreibung 1 Flache Aufschweißplatte (Gurtdoppelung) mit gegenüberliegender Kehlnaht verschweißt. (Überlappnaht) 2 Unbelastete Quersteife am Gurt des Trägers mit zwei gegenüberliegenden Kehlnähten angeschweißt. Steife 6 mm dick. 3 Querstumpfnaht (idealisiert dargestellt mit Nutvorbereitung) 4 Unbelastete Längssteife am Gurt des Trägers mit beidseitiger Kehlnaht an den Enden herumgezogen. Steife 6 mm dick. 5 Seitliches flaches Anschweißteil stumpf angeschweißt. Naht an den Enden als Kehlnaht herumgezogen. ( Flügel ) Tabelle 3-10: Auflistung der Schweißdetails

28 Abschlußbericht AiF Seite Schweißverfahren und Schweißausführungen Die Kerbdetails Querkehlnaht, die Querstumpfnaht und die Überlappnaht werden unter Verwendung des MIG-Verfahrens teilmechanisiert mit Hilfe eines Roboters aufgeschweißt. Die Längssteife und die Flügel werden von MIG-Hand angeschweißt. Schweißparameter: Die Schweißparameter für die einzelnen Schweißdetails werden in Schweißvorversuchen ermittelt und stellen jeweils die Kennwerte dar, mit denen sich eine nahezu identische Nahtgeometrie wie in den Kleinprobenserien herstellen läßt. Die Kenndaten des MIG-Schweißen sind in Tabelle 3-11 dargestellt: Schweißanlage Dalex Vario MIG 400 Grundwerkstoff AlMgSi1 Zusatzwerkstoff AlMg 4,5 Mn; ø = 1,2 mm Gaszusammensetzung Argon 4.8 Schweißparameter Einheit Potentiometer (Programm) % Schweißgeschwindigkeit Potentiometer Lichtbogenkorrektur Drahtvorschubgeschwindigkeit % m min m min 0,6 0,55 0,6 0,6 0,6 13,5 13,5 13,5 13,5 12 Pulsspannung V 42,0 42,0 42,0 42,0 42,0 Pulszeit ms 1,6 1,6 1,6 1,6 1,6 Pulsfrequenz Hz Grundstrom A Flankenzeit Anstieg und Abstieg ms 2,5/2 2,5/2 2,5/2 2,5/2 2,5/2

29 Abschlußbericht AiF Seite 27 Kennlinien-Neigung Schweißspannung Ist- Wert V 100 A 3,2 3,2 3,2 3,2 3,2 V ,5 Schweißstrom Ist-Wert A Brennerstellung längs Schweißnaht (x) Brennerstellung quer Schweißnaht (y) Brennerabstand Stromdüse/Werkstoff-oberkante Schutzgas Gasdüsendurchmesser innen Grad Grad mm L min 17,5 17,5 17,5 17,5 17,5 mm Tabelle 3-11: MIG-Schweißparameter

30 Abschlußbericht AiF Seite 28 4 Versuchseinrichtungen und Versuchsdurchführung 4.1 Versuchsstruktur Bei allen in das Versuchsprogramm einbezogenen Probenserien wurde eine vollständige Charakterisierung des Ausgangszustandes vorgenommen. Diese beinhaltete die einzelnen Schritte: Sichtkontrolle und Durchstrahlungsprüfung der geschweißten Proben Ermittlung der Nahtgeometrieparameter zur Kerbzahlberechnung (stichprobenartig je Serie) Bestimmung des Winkelverzuges und Richten der Proben Herstellung von Querschliffen, metallographische Untersuchungen und Härtemessungen an jeder Schweißvariante Röntgenographische Ermittlung der Ausgangseigenspannungen an ausgewählten Proben und Kontrolle der Eigenspannungen in verschiedenen Beanspruchungsphasen (stichprobenartig) 4.2 Charakterisierung des Ausgangszustandes Ermittlung der Nahtgeometrieparameter An allen untersuchten Probenserien wurden die Nahtgeometrieparameter Nahtüberhöhung, Nahtbreite, Flankenwinkel am Nahtübergang und Makrokerbradius ermittelt (Bild 4-1). Bild 4-1: Geometrieparameter der Schweißnaht, h = Nahtüberhöhung, b = Nahtbreite, Θ = Flankenwinkel, ρ = Makrokerbradius Hierfür wurde bei den verschiedenen Proben an mehreren Stellen längs einer Linie quer zur Naht die Oberflächenkontur berührungslos mittels eines Lasertriangulationssensors gemessen (Bild 4-2).

31 Abschlußbericht AiF Seite 29 Lasertriangulationssensor Querstumpfnaht Prüfkörper Bild 4-2: Geometrieerfassung der Querstumpfnaht Aus den Nahtgeometrieparametern konnte mittels eines Ansatzes nach Anthes /39/ gemäß K t mit: b t = 1 + b sin r 2 3 ( a + a sinθ + a sin θ + a θ ) t r ( θ + l ) 2 l1 + l2 sin 3 a0 a1 a2 a3 b1 b2 l1 l2 l3 0,169 1,503-1,968 0,713-0,138 0,2131 0,2491 0,3556 6,1937 die Kerbformzahl berechnet werden. Als zusätzliche wichtige Parameter wurden bei den Nahtgeometriemessungen die Kenngrößen Winkelverzug und Kantenversatz bestimmt. Da nahezu alle untersuchten Proben nach dem Schweißen einen bereits mit bloßem Auge erkennbaren Winkelverzug aufweisen, der sich in Vorversuchen als wesentliche Einflußgröße für die Schwingfestigkeit bei Zug-Druck-Beanspruchung erwiesen hatte, wurden diese Proben in einer Dreipunktbiegevorrichtung gerichtet. Durch eine beidseitige Messung der Durchbiegung konnte der Winkelverzug der Proben auf Werte von <0,1 reduziert werden. Die Auswirkungen des verminderten Winkelverzugs auf die örtliche Beanspruchung am Nahtübergang wurden durch Dehnungsmessungen mittels Dehnungsmeßstreifen überprüft und mit Ergebnissen von Dehnungsmessungen an ungerichteten Proben verglichen Metallographische Untersuchungen Von allen Probenserien wurden Querschliffe zur Dokumentation der Schweißnahtstruktur und Detailaufnahmen der verschiedenen Gefügezonen angefertigt. Zudem erfolgten an allen Probenserien Härtemessungen nach Vickers mittels des UCI-Härteprüfers.

32 Abschlußbericht AiF Seite Eigenspannungsermittlung Die Eigenspannungen wurden einheitlich an den fertig bearbeiteten Schwingproben und Bauteilproben vor Beginn der Schwingversuche röntgenoraphisch mit Hilfe des in Bild 4-3 gezeigten ψ-diffraktometers unter Verwendung von Cu-K α -Strahlung ermittelt. Für die Eigenspannungsbestimmung aus den gemessenen Gitterdehnungsverteilungen wurden die {511}{333} Interferenzen von Al herangezogen, die Eigenspannungsberechnung erfolgte nach den sin²ψ-verfahren unter Verwendung der röntgenographischen Elastizitätskonstante ½s 2 = 19,77 mm 2 /N. Die Größe des beleuchteten Flecks (Ortsauflösung) war mit Hilfe eines Primärstrahlkollimators auf einen Durchmesser von 2 mm begrenzt. An ausgewählten Proben wurden die Längs- und Quereigenspannungen im Bereich der schwingbruchkritischen Nahtübergänge bestimmt. Messungen in der Schweißnaht führten aufgrund der dortigen Gefügestruktur zu keinen verwertbaren Ergebnissen. An ausgewählten Proben wurde darüber hinaus die beanspruchungsbedingte Veränderung der Eigenspannungen untersucht. Hierzu wurden nach jeweils einer Lastwechseldekade der Schwingversuch bei Proben mit bekannten Ausgangseigenspannungen unterbrochen und die Eigenspannungen erneut bestimmt.. Goniometer Szintillationszähler Kollimator XYZ-Lineartisch Bild 4-3: Eigenspannungsmessung der Querstumpfnaht bei einem Träger

33 Abschlußbericht AiF Seite Schwingfestigkeitsversuche Die im Rahmen des Projektes durchgeführten Schwingfestigkeitsuntersuchungen umfaßten in ersten Teil systematische Versuche an Proben im Labormaßstab. Im zweiten Teil wurden die an Proben erzielten Ergebnisse in gezielten Versuchen an bauteilnahen Großproben evaluiert Probenherstellung Aus den geschweißten Blechen (Stumpf- und Kehlnähten) wurden 75mm breite Blechstreifen durch Sägeschnitt herausgetrennt und ein Prüfquerschnitt mit der in Bild 4-4 dargestellten Kontur herausgefräst. Die Breite des Prüfquerschnittes betrug somit einheitlich 40 mm. Vor der Schwingprüfung wurden die Probenkanten bis zu den Probenschultern feinbearbeitet und geglättet, um Probenbrüche ausgehend von den Probenkanten zu vermeiden. Abschließend wurden die Proben gemäß den Ausführungen in Abschnitt gerichtet. Bei den aufgeschweißten Längssteifen konnte auf das Fräsen eines Prüfquerschnittes sowie auf eine Feinbearbeitung verzichtet werden, weil die Brüche unabhängig vom Zustand der Probenkanten generell von den stirnseitigen Nahtübergängen ausgingen. Das Richten der Proben erfolgte wie bei den Querkehlnähten. Bild 4-5 liefert eine Übersicht aller verwendeten Probenformen R Bild 4-4: Form und Abmessungen der Schwingproben

34 Abschlußbericht AiF Seite 32 Grundwerkstoffprobe Querstumpfnaht Längssteife Querkehlnaht, Seitenansicht Bild 4-5:Verwendete Probenformen Querkehlnaht, Draufsicht

35 Abschlußbericht AiF Seite Schwingfestigkeitsversuche an Proben Alle Versuche wurden als Einstufenversuche mit sinusförmiger Kraft-Zeit-Funktion spannungsgeregelt bei konstanten Spannungsverhältnissen durchgeführt. Für die Untersuchungen wurden servohydraulische Schwingprüfmaschinen mit Prüfkräften von 63 bis 400 kn (siehe Bild 4-6) eingesetzt. Die Versuchsfrequenz lag je nach Beanspruchungshöhe und Prüfmaschine bei Hz. Ein Einfluß der Versuchsfrequenz auf die Ergebnisse der Schwingversuche war in diesem Bereich nicht feststellbar. Als Versagenskriterium bei den Probenversuchen wurde der vollständige Bruch der Proben, als Grenzlastspielzahl wurden 10 7 Lastwechsel festgelegt. Die Durchführung der Schwingversuche erfolgte bei konstanten Spannungsverhältnissen und zwar in der Regel bei R=-3, R=-1, R=0, R=0,2 und R=0,5. Der Standardumfang der einzelnen Versuchsreihen umfaßte durchschnittlich drei Spannungshorizonte, auf denen mindestens vier Proben geprüft wurden. Bei der Auswahl der Spannungshorizonte wurde ein Abstand der mittleren Lebensdauer zwischen 10 5 und 10 7 Lastwechseln, mindestens aber eine Lastspieldekade angestrebt. Stichprobenartig wurden bei allen Versuchsreihen auch vereinzelt Proben bis zum Erreichen der Grenzlastspielzahl geprüft. Umfangreichere Versuche mit einer größeren Anzahl von Proben dienten zur Bereitstellung abgesicherter Referenzwerte bei Wechselbeanspruchung (R=-1). Die 50 % Überlebenswahrscheinlichkeiten für jeden Spannungshorizont wurden aus den ermittelten Bruchlastspielzahlen mittels der arcsin P - Transformation berechnet. Die Berechnung der Wöhlerlinien aus den Bruchlastspielzahlen erfolgte aus den 50 % Werten unter Angleichung des normierten Wöhlerlinienstreubandes. Als Schwingfestigkeits-Kennwert für jede einzelne Versuchsreihe wurde der Schnittpunkt der Zeitfestigkeitsgeraden für eine Überlebenswahrscheinlichkeit von 50 % mit 10 7 Lastwechseln definiert.

36 Abschlußbericht AiF Seite 34 Bild 4-6: Schwingprüfmaschine zur Durchführung der Zug-Druck-Schwingversuche Bauteilversuche Wie in Abschnitt beschrieben enthielten die untersuchten Bauteilproben mehrere Kerbdetails, die eine äquivalente Nahtform und Kerbgeometrie wie die Laborproben aufwiesen. Die Schwingfestigkeitsversuche wurden an diesen Proben ebenfalls in einer servohydraulischen Prüfmaschine unter Dreipunktbiegung (Bild 4-7) durchgeführt. Unter Berücksichtigung des linearen Biegemomentenverlaufs waren die verschiedenen Kerbdetails so angeordnet, daß sich bei jedem Spannungshorizont Randspannungen ergaben, die örtlich zu Beanspruchungen wie bei den zugeordneten Probenserien ergaben. Die Anordnung der Kerbdetails erfolgte nach Bestimmung der Kerbgeometrien mit Hilfe des in Bild 4-8 gezeigten FE-Modells. Die Bauteilversuche wurden in Anlehnung an die Probenuntersuchungen bei Spannungsverhältnissen R=-1 und R=0,1 durchgeführt. Als Versagenskriterium wurde die Anrißlastspielzahl (technischer Anriß) definiert.

37 Abschlußbericht AiF Seite 35 Bild 4-7: Versuchsaufbau des Trägers Bild 4-8: Berechnete Spannungsverteilung an der Bauteilprobe.

38 Abschlußbericht AiF Seite 36 Lastverlauf [kn] 5 50 ( R = 0, 1) 8 80 ( R = 0, 1) σ n [MPa] σ n [MPa] σ n [MPa] σ n [MPa] σ n [MPa] 5,56 55,6 7,02 70,2 8,23 82,3 5,66 56,6 5,27 52,7 8,89 88,9 11, , ,05 90,5 8,44 84,4-22,5 22,5 ( R = 1) ( R = 1) -25,0 25,0-31,6 31,6-37,0 37,0-25,5 25,5-23,7 23,7-44,4 44,4-45,3 45,3-65,8 65,8-56,2 56,2-42,2 42,2 Tabelle 4-9: Nennspannungsverteilung bei der Prüfung einzelner Kerbdetails Für die Ermittlung der Wöhlerlinien wurden jeweils zwei Spannungshorizonte genutzt. Für jedes Schweißdetail wurden zur statistischen Absicherung der Versuchsergebnisse mindestens 6 Versagensfälle benötigt. Die Grenzlastspielzahl wird auf des Abknickpunktes der Wöhlerlinien erfolgt über die festgelegt. Die Berechnung arcsin P - Transformation mit einer Darstellung im normierten Wöhlerlinienstreuband. Das Bild 4-10 zeigt eine Übersichtsaufnahme eines Trägers mit allen angeschweißten Kerbdetails. Bild 4-10: Übersichtsaufnahme Träger

39 Abschlußbericht AiF Seite Dehnungsmessungen Die Bestimmung lokaler Dehnungen erfolgte mittels Dehnungsmeßstreifen (DMS). Die Dehnungsmessungen wurden bei Biegenennspannungen zwischen 7,02 MPa...70,2 MPa bei Prüffrequenzen von 0,2 Hz und 0,5 Hz durchgeführt. Die DMS waren so appliziert, daß der kürzeste Abstand zwischen Meßgitter und Nahtübergang ca. 2 mm betrug. Die Orientierung und Abmessung der Meßgitter des Ketten-DMS kann Bild 4-11 entnommen werden. Bild 4-12 zeigt die Positionen der applizierten DMS-Ketten in der Bauteilprobe. DMS-Kette grenzt direkt an die Schweißnaht Bild 4-11: Ketten-DMS Positionen der DMS Bild 4-12: DMS-Anordnung auf dem Bauteil 4.5 Bruchflächenuntersuchungen Nach dem Versagen der Proben bzw. Bauteile wurden die Bruchflächen hinsichtlich charakteristischer Bruchausgangsmerkmale untersucht. Wichtige Aspekte waren hierbei die Lokalisierung des Bruchausgangsortes und die Klärung der Frage, ob ggfs. vorhandene Poren bruchauslösend gewirkt haben könnten oder wie erwartet die von der Naht herrührenden Kerben bruchauslösend gewirkt hatten. In der Mehrzahl wurden diese Betrachtungen visuell mit dem Stereomikroskop durchgeführt. An einzelnen ausgewählten Proben wurden die Bruchflächen zusätzlich mittels Rasterelektronenmikroskop untersucht.

40 Abschlußbericht AiF Seite 38 5 Versuchsergebnisse 5.1 Zustandsbeschreibung der Schwingproben Nahtgeometrie und Formzahlen Die aus den Einzelwerten der verschiedenen Probenserien berechneten arithmetischen Mittelwerte der für die Kerbwirkung maßgeblichen Nahtgeometrieparameter Flankenwinkel Θ und Makrokerbradius ρ sowie die sich daraus ergebenden Kerbformzahlen K t sind in Tabelle 5-1 zusammengefaßt. Erwartungsgemäß findet man bei den WIG-geschweißten Querstumpfnähten mit K t = 1.24 die geringste Kerbformzahl und bei den MIG-geschweißten Proben mittlere Kerbformzahlen von K t = 1.49 (Querkehlnaht) bzw. K t = 1.71 (Querstumpfnaht). Bei den Längssteifen war die Bestimmung der Nahtgeometrieparameter Flankenwinkel und Kerbradius mit den beschriebenen Methoden nicht reproduzierbar möglich. Aus diesem Grund wurde die Formzahl für diese Schweißvariante unmittelbar aus örtlichen Dehnungsmessungen mittels DMS bestimmt. Im Mittel ergab sich daraus eine Kerbformzahl K t = Schweißvariante MIG Querstumpfnaht WIG Querstumpfnaht Nahtwinkel θ Makrokerbradius r [Grad] [mm] Formzahl K t ± ± ± ± ± ± 0.11 MIG Querkehlnaht ± ± ± 0.13 MIG-Längssteife Tabelle 5-1: Mittelwerte der Nahtgeometrieparameter und der Formzahlen Eigenspannungszustand Bild 5-2 zeigt repräsentative Verteilungen der Längs- und Quereigenspannungen bei MIGgeschweißten Querstumpfnähten. Die in Nahtrichtung wirksamen Längseigenspannungen

41 Abschlußbericht AiF Seite 39 weisen mit ca. 75 N/mm 2 die größten Beträge auf. Unmittelbar am schwingbruchkritischen Nahtübergang liegen die Längseigenspannungen ebenso wie die in Beanspruchungsrichtung wirksamen Quereigenspannungen sowohl auf der Seite der zuletzt geschweißten Lage sowie auf der gegenüberliegenden Seite nahe Null, weisen also keine schwingfestigkeitsrelevanten Ausgangsbeträge auf. 200 MIG QD - Oberseite 200 MIG QD - Unterseite Eigenspannungen [MPa] längs quer Eigenspannungen [MPa] längs quer Abstand von der Nahtmitte [mm] Abstand von der Nahtmitte [mm] Bild 5-2: Längs- und Quereigenspannungsverlauf von Ober- und Unterseite einer MIGgeschweißten Probe In Bild 5-3 sind die charakteristischen Verteilungen der Längs- und Quereigenspannungen bei einer WIG-geschweißten Probe dargestellt. Die gemessenen Verteilungen unterscheiden sich weder von der Lage noch vom Betrag der größten Eigenspannungswerte nennenswert von denen MIG-geschweißter Proben. Am Nahtübergang liegen ebenfalls vernachlässigbare Ausgangseigenspannungen vor. 200 WIG QD - Oberseite 200 WIG QD - Unterseite Eigenspannungen in MPa längs quer Eigenspannungen in MPa längs quer Abstand von der Nahtmitte in mm Abstand von der Nahtmitte in mm Bild 5-3: Charakteristische Eigenspannungsverteilungen in einer WIG-geschweißten Querstumpfnahtprobe

42 Abschlußbericht AiF Seite Gefügeaufbau Bild 5-4 zeigt die Übersichtsaufnahme vom Gefügeaufbau einer MIG-geschweißten Probe Querstumpfnahtprobe. Zu erkennen ist das für MIG-Schweißungen charakteristische, relativ hohe Nahtprofil. Im Übergang zwischen dem Schweißgut der Gegenlage und dem Grundwerkstoff erkennt man eine größere Zahl parallel verlaufender, in Beanspruchungsrichtung orientierter Heißrisse, das Schweißgut weist einige Poren unbedeutenden Ausmaßes auf. 2.Schweißlage 5 mm 1.Schweißlage Bild 5-4: Übersichtsaufnahme einer MIG-geschweißten Probe (V = 7:1) In Bild 5-5 ist die Übersichtsaufnahme eines Querschliffs aus einer WIG-geschweißten Probe wiedergegeben. Das flachere Nahtprofil und die daraus resultierende geringere Kerbschärfe der Nahtübergänge ist deutlich erkennbar. Vereinzelte Schweißgutporen treten in ähnlichem Ausmaß wie nach dem MIG-Schweißen auf. Der Gefügeaufbau in den verschiedenen Schweißnaht- und Umgebungsbereichen geht exemplarisch aus den Ausschnittvergrößerungen in Bild 5-6 hervor. Die Bilder 5-7 und 5-8 zeigen Übersichtsaufnahmen von Querschliffen einer Probe mit Querkehlnaht (Bild 5-7) sowie einer Probe mit aufgeschweißter Längssteife (Bild 5-8). Die hier ausgeführten Kehlnähte weisen eine rein optisch erkennbare merklich höhere Porosität als die Stumpfnahtproben auf. Die größten Poren sind in beiden Fällen unmittelbar an der Wurzelkerbe feststellbar.

43 Abschlußbericht AiF Seite 41 a b c 5 mm d e f Bild 5-5: Übersichtsaufnahme einer WIG-geschweißten Probe (V = 8:1) a) Schweißnaht (oben) b) WEZ (oben) c) Grundwerkstoff (oben) 100 µm d) Schweißnaht (unten) e) WEZ (unten) f) Grundwerkstoff (unten) Bild 5-6: Detailliertere Gefügeaufnahmen der WIG-geschweißten Probe (V = 200:1)

44 Abschlußbericht AiF Seite 42 Bild 5-7: Querkehlnaht Bild 5-8: Längssteife Die Bilder 5-9 bis 5-11 enthalten exemplarisch die mittels automatisierter UCI-Härteprüfung ermittelten flächenhaften Härteverteilungen einer MIG-Querstumpfnaht, einer WIG- Querstumpfnaht sowie einer Probe mit MIG-geschweißter Querkehlnaht. Erwartungsgemäß weist das Schweißgut (S-AlMg4.5Mn) eine etwas unter dem Grundwerkstoffniveau liegende Härte auf, ist aber über dem gesamten Schweißgut bei allen Varianten relativ gleichmäßig verteilt. Ausgeprägte Härteeinbrüche, wie sie bei kaltverfestigten oder ausscheidungsgehärteten Legierungen oft beobacht werden können, sind an den schwingbruchkritischen Stellen des Nahtübergangsbereiches nicht erkennbar. Der im Grundwerkstoff durch die Überschreitung der Auslagerungstemperatur bewirkte Härteeinbruch tritt bei den Stumpfnahtproben erst in größerem Abstand zur Naht auf. Die höhere Härte im Nahtübergangsbereich ist möglicherweise mit einem Abschreckeffekt nach vorangehendem Erreichen der Lösungsglühtemperatur erklärbar, der bei den hier eingestellten Abkühlbedingungen einen höheren Härteverlust verhindert hat. Bei der Probe mit Querkehlnaht ist eine deutliche Verminderung der Härte im Stegblech zu verzeichnen, die auf den in dieser Zone aufgetretenen Wärmestau zurückgeführt

45 Abschlußbericht AiF Seite 43 werden kann. Für die Bewertung des Schwingfestigkeitsverhaltens ist dieser Härteeinbruch aber bedeutungslos, da im Stegblech keine Brüche auftraten. Bild 5-9:UCI-Härteverteilung (oben) und Kleinlasthärteverlauf in einer MIG-geschweißten Querstumpfnaht Bild 5-10: UCI-Härteverteilung (oben) und Kleinlasthärteverlauf in einer WIG-geschweißten Querstumpfnaht

46 Abschlußbericht AiF Seite 44 Bild 5-11: UCI-Härteverteilung (oben) und Kleinlasthärteverlauf in einer MIG-geschweißten Querkehlnaht 5.2 Ergebnisse der Zug-Druck-Schwingversuche unter verschiedenen Mittelspannungen Die Ergebnisse der Zug-Druck-Schwingversuche an Grundwerkstoff- und Schweißproben sind den Bildern zusammengefaßt. Die bei den Versuchen aufgebrachten Spannungsverhältnisse von R = -3, R = -1, R = 0, R = 0.2 und R = 0.5 sind in den Bildern a)-e) in identischer Reihenfolge zu ersehen. In den Darstellungen sind jeweils die aus den ermittelten Bruchlastspielzahlen errechneten Wöhlerlinien für 10%, 50% und 90% Überlebenswahrscheinlichkeit angegeben. Alle untersuchten Schweißvarianten zeigten ein einheitliches Bruchverhalten auf. Die Brüche traten ausschließlich am Nahtübergang auf. Die für die genannten Überlebenswahrscheinlichkeiten errechneten Dauerfestigkeiten sind in den jeweils den Diagrammen folgenden Tabellen 5-13 bis 5-21 zusammengefaßt. Die Tabellen enthalten zusätzlich die den Wöhlerlinien für 50% Überlebenswahrscheinlichkeit zugeordneten Steigungsexponenten k. Die Tabellen enthalten auch die aus dem Verhältnis ([R A (R = -1) / R A (R = 0) ] 1 ) abgeleiteten Mittelspannungsempfindlichkeiten m*. Die hierbei errechneten Werte liegen bei

47 Abschlußbericht AiF Seite 45 Bild 5-12 a: Wöhlerkurven des Grundwerkstoffs, R = -3 Bild 5-12 b: Wöhlerkurven des Grundwerkstoffs, R = -1

48 Abschlußbericht AiF Seite 46 Bild 5-12c: Wöhlerkurven des Grundwerkstoffs, R = 0 Bild 5-12 d: Wöhlerkurven des Grundwerkstoffs, R = 0.2

49 Abschlußbericht AiF Seite 47 Bild 5-12 e: Wöhlerkurven des Grundwerkstoffs, R=0.5 R [-] σ [N/mm 2 ] k [-] m* = 0.23 Tabelle 5-13: Schwingfestigkeitskennwerte ( P ü = 50%, N=10 7 ) und Steigungen k der Zeitfestigkeitsgeraden (P ü = 50%), Grundwerkstoff

50 Abschlußbericht AiF Seite 48 Bild 5-14 a: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = -3 Bild 5-14 b: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = -1

51 Abschlußbericht AiF Seite 49 Bild 5-14 c: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = 0 Bild 5-14 d: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = 0.2

52 Abschlußbericht AiF Seite 50 Bild 5-14 e: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = 0.5 R [-] σ [N/mm 2 ] k [-] m* = 0.33 Tabelle 5-15: Schwingfestigkeitskennwerte ( P ü = 50%, N=10 7 ) und Steigungen k der Zeitfestigkeitsgeraden (P ü = 50%), MIG-geschweißte Querstumpfnaht.

53 Abschlußbericht AiF Seite 51 Bild 5-16 a: Wöhlerkurven der WIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = -3 Bild 5-16 b: Wöhlerkurven der WIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = -1

54 Abschlußbericht AiF Seite 52 Bild 5-16 c: Wöhlerkurven der WIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = 0 Bild 5-16 d: Wöhlerkurven der WIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = 0.2

55 Abschlußbericht AiF Seite 53 Bild 5-16 e: Wöhlerkurven der WIG-geschweißten Querstumpfnaht, R = 0.5 R [-] σ [N/mm 2 ] k [-] m* = 0.5 Tabelle 5-17: Schwingfestigkeitskennwerte ( P ü = 50%, N=10 7 ) und Steigungen k der Zeitfestigkeitsgeraden (P ü = 50%), WIG-geschweißte Querstumpfnaht.

56 Abschlußbericht AiF Seite 54 Bild 5-18 a: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querkehlnaht, R = -3 Bild 5-18 b: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querkehlnaht, R = -1

57 Abschlußbericht AiF Seite 55 Bild 5-18 c: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querkehlnaht, R = 0 Bild 5-18 d: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querkehlnaht, R = 0.2

58 Abschlußbericht AiF Seite 56 Bild 5-18 e: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Querkehlnaht, R = 0.5 R [-] σ [N/mm 2 ] k [-] m* = 0.25 Tabelle 5-19: Schwingfestigkeitskennwerte ( P ü = 50%, N=10 7 ) und Steigungen k der Zeitfestigkeitsgeraden (P ü = 50%), ;MIG-geschweißte Querkehlnaht.

59 Abschlußbericht AiF Seite 57 Bild 5-20 a: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Längssteife, R = -3 Bild 5-20 b: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Längssteife, R = -1

60 Abschlußbericht AiF Seite 58 Bild 5-20 c: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Längssteife, R = 0 Bild 5-20 d: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Längssteife, R = 0.2

61 Abschlußbericht AiF Seite 59 Bild 5-20 e: Wöhlerkurven der MIG-geschweißten Längssteife, R = 0.5 R [-] σ [N/mm 2 ] k [-] m* = 0.33 Tabelle 5-21: Schwingfestigkeitskennwerte ( P ü = 50%, N=10 7 ) und Steigungen k der Zeitfestigkeitsgeraden ( P ü = 50%), ;MIG-geschweißte Längssteife.

62 Abschlußbericht AiF Seite 60 Bild 5-22: Haigh-Diagramm der untersuchten Probenserien 5.3 Eigenspannungsveränderung durch Schwingbeanspruchung Aufgrund der bereits relativ niedrigen Ausgangsbeträge der Eigenspannungen in und quer zur Beanspruchungsrichtung bei allen untersuchten Schweißvarianten waren keine nennenswerten beanspruchungsbedingten Verringerungen infolge auftretender Wechselverformungen zu erwarten. Dennoch wurden stichprobenartig mögliche Veränderungen in verschiedenen Beanspruchungsphasen untersucht. Die Ergebnisse der nach verschiedenen Lastspieldekaden durchgeführten Messungen der Längs- und Quereigenspannungen an MIG-geschweißten Querstumpfnahtproben sind in den Bildern 5-23 und 5-24 dargestellt. Die Bilder zeigen den Verlauf der Längs- und Quereigenspannungen im Grundwerkstoff (links) und im Nahtübergangsbereich (rechts) im Verlauf einer rein wechselnden Beanspruchung (R = -1) mit einer Spannungsamplitude σ a = 80 N/mm 2 (Bild 5-23) sowie einer Schwellbeanspruchung (R = 0.2) bei einer Spannungsamplitude σ a = 40 N/mm 2 und einer Mittelspannung σ m = 60 N/mm 2 (Bild 5-24). Trotz der sehr geringen Ausgangsbeträge beider Eigenspannungskomponenten von maximal N/mm 2 sind noch klare Eigenspannungsveränderungen mit fortschrei-

63 Abschlußbericht AiF Seite 61 tender Lastspielzahl erkennbar. Dabei fallen weniger signifikante Betragsänderungen auf, als vielmehr eine weitgehende Homogenisierung des Niveaus beider Eigenspannungskomponenten, die bei Beanspruchungsende bei ca N/mm 2 liegen. Daraus folgt zwangsläufig, daß den anfänglichen Eigenspannungen keinerlei Bedeutung für das Schwingfestigkeitsverhalten beizumessen ist. Eigenspannungen [MPa] Längseigenspannungen Quereigenspannungen Lastwechselzahl N Eigenspannungen [MPa] Längseigenspannungen Quereigenspannungen Lastwechselzahl N Bild 5-23: Verlauf der Quer- und Längseigenspannungen an einer MIG-geschweißten Querstumpfnahtprobe über der Lastwechselzahl bei Wechselbeanspruchung (R = -1) mit einer Spannungsamplitude σ a = 80 N/mm Eigenspannungen [MPa] Länseigenspannungen Quereigenspannungen Lastwechselzahl N Eigenspannungen [MPa] Längseigenspannungen Quereigenspannungen Lastwechselzahl N Bild 5-24: Verlauf der Quer- und Längseigenspannungen an einer MIG-geschweißten Querstumpfnahtprobe über der Lastwechselzahl bei Schwellbeanspruchung (R = 0.2) mit einer Spannungsamplitude σ a = 40 N/mm 2 (σ m = 60 N/mm 2 ).

64 Abschlußbericht AiF Seite 62 6 Ergebnisse der Untersuchungen an Bauteilproben 6.1 Ausgangszustand der Bauteilproben Struktur der verschiedenen Kerbdetails In den Bildern 6-1 bis 6-5 sind Querschliffe der verschiedenen Kerbdetails, mit denen die Bauteilproben versehen waren, wiedergegeben. Neben der Querstumpfnaht (Bild 6-1), der Querkehlnaht (Bild 6-2) und der Längssteife (Bild 6-3) waren auf den Bauteilproben noch zwei weitere Kerbdetails, eine Überlappschweißung (Bild 6-4) sowie zwei seitlich angeschweißte Bleche ( Flügel, Bild 6-5), angebracht, die im Rahmen zweier parallel laufender Projekte (AIF-Nr und AIF-Nr ) analysiert wurden, bei der Bewertung der im Rahmen dieses Vorhabens erarbeiteten Ergebnisse aber keine Rolle spielten. Die Schliffbilder lassen erkennen, daß beim Schweißen der verschiedenen Kerbdetails gewisse Abweichungen gegenüber den jeweils zugeordneten Proben hingenommen werden mußten. So zeigt sich bei allen Nahtformen eine signifikant höhere Porosität des Schweißgutes, was auf die schnellere Abkühlung und Erstarrung zurückzuführen ist, wodurch die Entgasung des Schweißgutes stark behindert war. Ursächlich ist dafür der größere wärmeableitende Querschnitt der Bauteilproben zu nennen, der nur durch eine erhöhte Wärmeeinbringung oder aber durch Vorwärmen hätte ausgeglichen werden können. Hierauf konnte aber im Interesse einer möglichst geringen Entfestigung der Schweißnahtumgebung verzichtet werden, da die Auswertung der Bruchausgangsstellen keinen Zusammenhang zwischen Porosität und Bruchausgangsgeschehen ergab. In Bild 6-6 ist zusätzlich der exemplarisch an der Querstumpfnaht einer Bauteilprobe aufgenommene oberflächennahe Härteverlauf dargestellt. Sowohl im Schweißgut als auch im schwingbruchkritischen Nahtübergangsbereich konnte durch die eingestellten Abkühlbedingungen eine nennenswerte Entfestigung vermieden werden. Deutliche Entfestigungen sind nur in einem größeren Abstand zum Nahtübergang auf Werte um 55 HV feststellbar.

65 Abschlußbericht AiF Seite mm Bild 6-1: Schliffbild der Querstumpfnaht 6 mm Bild 6-2: Schliffbild der Querkehlnaht 6 mm Bild 6-3: Schliffbild der Längskehlnaht 6 mm 6 mm Bild 6-4: Schliffbilder der Überlappnähte 6 mm 10mm 10 mm 6 mm Bild 6-5: Schliffbilder der Flügel

66 Abschlußbericht AiF Seite HV 0, mm Bild 6-6: Härteverlauf über eine Querstumpfnaht Nahtgeometrie und Kerbformzahlen der verschiedenen Kerbdetails Aufgrund der Dimensionen der Bauteilproben konnten mit Hilfe des bei den Proben eingesetzten Lasertriangulationssensors nur die Nahtgeometrieparameter an den Querstumpfnähten bestimmt werden. Entsprechende Angaben sind in Tabelle 6-7 enthalten. Die aus den auf diese Weise ermittelten Nahtgeometrieparametern berechnete Kerbformzahl wies K t =1.64 einen etwas höheren Beträge als bei bei der entsprechenden Probenserie auf. Die anderen in Tabelle 6-7 aufgeführten Kerbformzahlen wurden aus den im nachfolgenden Abschnitt vorgestellten Dehnungsmessungen abgeleitet. Hierbei ist zu berücksichtigen, daß die dabei eingesetzten DMS-Ketten einen Abstand des kerbnahen DMS von 2 mm bei einer Meßgitterlänge von 1.5 mm erforderten. Damit ist zu erklären, warum alle aus den Dehnungsmessungen abgeleiteten Kerbformzahlen kleinere Werte als bei den entsprechenden Proben aufwiesen.

67 Abschlußbericht AiF Seite 65 Kerbdetail Flankenwinkel θ [ o ] Makrokerbradius ρ [mm] Formzahl K t Querstumpfnaht ± ± ± 0.31 Querstumpfnaht DMS-Kette, 2 mm Kerbabstand 1.37 Querkehlnaht DMS-Kette, 2 mm Kerbabstand 1.40 Längssteife DMS-Kette, 2 mm Kerbabstand 1.58 Überlappnaht DMS-Kette, 2 mm Kerbabstand 1.51 Flügel DMS-Kette, 2 mm Kerbabstand 1.67 Tabelle 6-7: Nahtgeometrieparameter und Kerbformzahlen Eigenspannungszustand In Bild 6-8 sind Verteilungen der in Beanspruchungsrichtung wirksamen Quereigenspannungen sowie der in Nahtrichtung wirksame Längseigenspannungen in der Querstumpfnaht zweier Bauteilproben vor Beginn der Schwingbeanspruchung dargestellt. Unter Berücksichtigung der in der einschlägigen Literatur oft geäußerten Vermutung, daß Bauteile aufgrund ihres bedingt durch die größeren Abmessungen größeren Einspanngrades zwangsläufig höhere Zugeigenspannungen als Proben im Labormaßstab aufweisen sollen, wären bei diesen Proben hier merklich höhere Eigenspannungen zu erwarten gewesen. Wie die gemessenen Verteilungen jedoch belegen, erreichen die parallel zur Naht verlaufenden Längseigenspannungen ein über das gesamte Schweißgut und die unmittelbaren Nahtübergangsbereiche relativ gleichmäßiges Eigenspannungsniveau mit Höchstwerten von knapp 100 N/mm 2. Die in Beanspruchungsrichtung wirksamen und daher als kritischer einzustufenden Quereigenspannungen liegen noch merklich darunter und weisen Höchstwerte von maximal 85 N/mm 2 auf.

68 Abschlußbericht AiF Seite 66 Eigenspannungen [MPa] Längseigenspannungen Quereigenspannungen Abstand von der Nahtmitte [mm] Nahtbreite 150 Längseigenspannungen Quereigenspannungen Eigenspannungen [MPa] Abstand von der Nahtmitte [mm] Nahtbreite Bild 6-8: Eigenspannungsverteilungen in der Querstumpfnaht zweier Bauteilproben Dehnungsmessungen Die Anordnung der verschiedenen Kerbdetails erfolgte mit der Zielrichtung, bei einer Dreipunktbiegebeanspruchung die örtlichen Beanspruchungen so einzustellen, daß in Anlehnung an die Probenwöhlerlinien ein gleichzeitiges Versagen aller Kerbdetails gewährleistet war. Auf diese Weise sollte die Reduktion des experimentellen Aufwandes ermöglicht werden. Die Festlegung erfolgte zunächst mit Hilfe von FE-Berechnungen, der tatsächliche Beanspruchungszustand wurde anhand von Dehnungsmessungen überprüft. Die Ergebnisse von Dehnungsmessungen an einer Bauteilprobe sind in Bild 6-9 wiedergegeben. Die daraus hervorgehenden unterschiedlichen Beanspruchungsrelationen an den Kerbdetails Querstumpfnaht, Querkehlnaht und Längssteife entsprechen in etwa den Verhältnissen der an vergleichbaren Proben ermittelten Schwingfestigkeiten. Die aus den Dehnungsverläufen abgeleiteten jeweiligen Spitzenwerte passen quantitativ nicht exakt zu den an vergleichbaren Proben ermittelten Kerbformzahlen. Dies ist wie im vorangehenden Abschnitt beschrieben

69 Abschlußbericht AiF Seite 67 auf die Abmessungen und die Applikation der eingesetzten Dehnungsmeßstreifenketten mit 10 im Abstand von 2 mm angeordneten Meßgittern mit einer Meßgitterlänge von 1.5 mm zurückzuführen. Form und Beschaffenheit der Trägerfolie ließen nur einen Minimalabstand zur Nahtübergangskerbe in Höhe von 2 mm zu, wobei auch in diesem Abstand die Einstellung einer minimalen Dicke der Klebstoffschicht aufgrund der Kerbgeometrie stark erschweret ist und von einem glättenden Einfluß ausgegangen werden muß. Aufgrund der Plausibilität der zwischen den verschiedenen Meßstellen ermittelten Dehnungsrelationen können die in Bild 6-9 gezeigten Ergebnisse der Dehnungsmessungen dennoch für die Bewertung herangezogen werden. Bild 6-9: Örtliche Beanspruchungen an verschiedenen Kerbdetails 6.2 Ergebnisse der Schwingversuche In Tabelle 6-10 sind die an den Bauteilproben durchgeführten Kerbdetailprüfungen mit den lokalen Beanspruchungen (Spannungsamplitude) zusammengefaßt. Hierbei sind die verwertbaren Ergebnisse enthalten. Als Versagenskriterium wurde der über den Gurt durchgehende Anriß des jeweiligen Kerbdetails definiert. In diesem Fall wurde der Versuch unterbrochen, an der Schadensstelle wenn möglich eine Reparaturschweißung durchgeführt und der Versuch unter den selben Bedingungen bis zum Versagen eines weiteren Kerbdetails fortgesetzt. Diese Vorgehensweise führt bei einem Spannungsverhältnis von R=0.1 zu einer verwertbaren Zahl plausibler Ergebnisse, während bei Wechselbeanspruchung die Brüche aus nicht zu klärenden

70 Abschlußbericht AiF Seite 68 Gründen überwiegend vom Überlappstoß ausgingen und die Proben dabei stark streuende, unsystematische Lebensdauern erreichten. Eine detaillierte Bewertung des Schwingfestigkeitsverhaltens unter reiner Wechselbeanspruchung konnte daher nicht erreicht werden. Die aus den Ergebnissen der verschiedenen Kerbdetails berechneten einzelnen Wöhlerlinien sind in den Bildern 6-11 bis 6-15 wiedergegeben. Die Wöhlerlinien wurden aus den Bruchlastspielzahlen für R=0.1 berechnet, die Bilder enthalten aber zusätzlich zum Vergleich die am gleichen Kerbdetail ermittelten Ergebnisse von einzelnen Wechselversuchen (R=-1). Die aus den Wöhlerlinien berechneten Schwingfestigkeitskennwerte R A (N= ) sowie die Steigungen k der Zeitfestigkeitsgeraden (P ü = 50%) sind in Tabelle 6-17 zusammengefaßt. R-Wert Stumpfnaht Kehlnaht Längssteife Überlappnaht " Flügel " Tabelle 6-10: Übersicht über die geprüften Kerbdetails (verwertbare Versagensereignisse).

71 Abschlußbericht AiF Seite 69 Bild 6-11: Wöhlerkurven für das Kerbdetail Querstumpfnaht, Biegung, R=0.1. Bild 6-12: Wöhlerkurven für das Kerbdetail Querkehlnaht, Biegung, R=0.1.

72 Abschlußbericht AiF Seite 70 Bild 6-13: Wöhlerkurven für das Kerbdetail Längssteife, Biegung,, R=0.1. Bild 6-14: Wöhlerkurven für das Kerbdetail Überlappnaht, Biegung; R=0.1.

73 Abschlußbericht AiF Seite 71 Bild 6-15: Wöhlerkurven für das Kerbdetail Überlappnaht, Biegung; R=-1. Bild 6-16: Wöhlerkurven für das Kerbdetail Flügel, Biegung; R=0.1.

74 Abschlußbericht AiF Seite 72 Kerbdetail R A [N/mm 2 ] k [-] Querstumpfnaht 35-4,79 Querkehlnaht 31-4,40 Längssteife 22-3,72 Überlappnaht 20-3,42 Tabelle 6-17: Schwingfestigkeitskennwerte R A ( P ü = 50%, N=5 10 6,) und Steigungen k der Zeitfestigkeitsgeraden (P ü = 50%) der verschiedenen Kerbdetails bei R = 0, Eigenspannungsstabilität In Bild 6-18 sind exemplarisch die Ergebnisse wiederholter röntgenographischer Eigenspannungsmessungen in der Querstumpfnaht einer mit einer Spannungsamplitude σ a = 50 N/mm 2 (R = 0.1) beanspruchten Bauteilprobe wiedergegeben. Auf die Darstellung der bereits im Ausgangszustand vernachlässigbaren Quereigenspannungen konnte hier verzichtet werden. Wie die Gegenüberstellung der in verschiedenen Beanspruchungsphasen gemessenen Längseigenspannungen verdeutlicht, findet ein merklicher Eigenspannungsabbau auf Werte von N/mm 2 statt, obwohl die Längseigenspannungen quer zur Beanspruchungsrichtung orientiert sind. Der Schwerpunkt des Eigenspannungsabbaus vollzieht sich innerhalb der ersten 10 3 Lastwechsel und ist auf den Bereich konzentriert, in dem die Ausgangsbeträge über 70 N/mm 2 aufweisen (Nahtübergang und Schweißgut).

75 Abschlußbericht AiF Seite 73 Bild 6-18: Längseigenspannungsverteilung in der Querstumpfnaht nach verschiedenen Lastwechselzahlen, σ a = 50 N/mm 2, R = 0.1. Wie Bild 6-19 ausweist, bleiben die bereits im Ausgangszustand sehr niedrigen in Beanspruchungsrichtung orientierten Quereigenspannungen über der Beanspruchungsdauer relativ konstant, während die quer zur Beanspruchungsrichtung orientierten Längseigenspannungen relativ stark reduziert werden. Die aus Last- und Eigenspannungen zusammengesetzt berechnete v.mises sche Vergleichsspannung weist trotzdem einen über die beobachtete Beanspruchungsdauer nahezu konstanten Verlauf auf, wobei die Vergleichsspannungshöhe praktisch mit der eingestellten deutlich unter der Streckgrenze liegenden - Oberspannung übereinstimmt. Die Höhe der Ausgangseigenspannungen spielt daher für die Schwingfestigkeit und deren Bewertung keine Rolle. Bild 6-19: Verlauf der Quer- und Längseigenspannungen am Nahtübergang der Querstumpfnaht über der Lastwechselzahl, σ a = 36 N/mm 2, R = 0.1.

76 Abschlußbericht AiF Seite 74 7 Bewertung der Untersuchungsergebnisse 7.1 Bewertung der Ergebnisse der Schwingfestigkeitsuntersuchungen an Proben In den Bildern 7-2 bis 7-5 sind die Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche an geschweißten Proben zusammenfassend dargestellt. Die Bilder enthalten vergleichend jeweils die bei verschiedenen Spannungsverhältnissen ermittelten Wöhlerlinien für eine Überlebenswahrscheinlichkeit von P ü =50%. Als Vergleichsbasis dienen die in Bild 7-1 vorangestellten Wöhlerlinien des Grundwerkstoffs. Alle Probenserien zeigen eine mehr oder weniger gleichmäßig ausgeprägte Abhängigkeit der Schwingfestigkeit bzw. der ertragbaren Lastspielzahlen von der Höhe der wirksamen Mittelspannungen. Die aus den Wöhlerlinien abgeleiteten Werte für die Mittelspannungsempfindlichkeit in der üblichen Weise, das Verhältnis zwischen der Schwingfestigkeit bei R=0 auf den bei R=-1 ermittelten Wert zu beziehen, führt zu Mittelspannungsempfindlichkeiten bei den geschweißten Proben zwischen 0.25 und 0.33 und liegt dabei relativ nahe am antesprechenden Grundwerkstoffwert von Die bei den verschiedenen Probenserien ermittelten Schwingfestigkeiten bei N=10 7 sowie die nach dem beschriebenen Muster berechneten Mittelspannungsempfindlichkeiten m* sind in Tabelle 7-6, Bild 7-7 und 7-8 zusammengefaßt. Die Abnahme der Schwingfestigkeit erfolgt beim Grundwerkstoff und bei allen Schweißvarianten in einer einheitlichen Tendenz, wobei die Betragsänderungen in allen Fällen mit ansteigendem R-Wert größer ausfallen (Bild 7 7). Demzufolge zeigt auch der gemittelte Verlauf der ertragbaren Spannungsschwingbreite eine kontinuierliche verlaufende Abnahme mit zunehmendem Spannungsverhältnis (Bild 7-8). Sinngemäß steigt die bei 10 7 Lastwechseln ertragbare Oberspannung mit dem Spannungsverhältnis kontinuierlich an (Bild 7-9). Eine gesonderte Betrachtung der Steigungen der Zeitfestigkeitsgeraden (Bild 7-10) führt zu keinem eindeutigen Befund. Die Steigungsbeträge sind weder einheitlich, noch ist eine systematische Zu- oder Abnahme mit zunehmendem Spannungsverhältnis zu beobachten. Die bei R=0.5 zu verzeichnenden stärkeren Streuungen der Steigungsbeträge beruhen auf der größeren Unsicherheit der für die Berechnungen zugrundegelegten Bruchlastspielzahlen. Da bei R=0.5 bereits geringfügig höhere Spannungsamplituden zu Oberspannungen in der Nähe oder sogar über der Fließgrenze bewirken, liegen die geprüften Spannungshorizonte sehr dicht beieinan-

77 Abschlußbericht AiF Seite 75 der, so daß bereits geringe Abweichungen in der mittleren Bruchlastspielzahlen einen großen Einfluß auf die Geradenneigung ausüben. Bild 7-1: Gegenüberstellung der Ergebnisse der Schwingfestigkeitsuntersuchungen am Grundwerkstoff. Wöhlerlinien für P ü = 50%. Bild 7-2: Gegenüberstellung der Ergebnisse der Schwingfestigkeitsuntersuchungen an Proben mit MIG-geschweißter Querstumpfnaht. Wöhlerlinien für P ü = 50%.

78 Abschlußbericht AiF Seite 76 Bild 7-3: Gegenüberstellung der Ergebnisse der Schwingfestigkeitsuntersuchungen an Proben mit WIG-geschweißter Querstumpfnaht. Wöhlerlinien für P ü = 50%. Bild 7-4: Gegenüberstellung der Ergebnisse der Schwingfestigkeitsuntersuchungen an Proben mit MIG-geschweißter Querkehlnaht. Wöhlerlinien für P ü = 50%.

79 Abschlußbericht AiF Seite 77 Bild 7-5: Gegenüberstellung der Ergebnisse der Schwingfestigkeitsuntersuchungen an Proben mit MIG-geschweißter Längssteife. Wöhlerlinien für P ü = 50%. Ertragbare Spannungsschwingbreite 2 R A bei N= 10 7 R [-] Grundwerkstoff Stumpfnaht MIG Stumpfnaht WIG Querkehlnaht Längssteife m* Ertragbare Oberspannung σ o bei N= 10 7 R [-] Grundwerkstoff Stumpfnaht MIG Stumpfnaht WIG Querkehlnaht Längssteife Tabelle 7-6: Spannungsschwingbreiten und ertragbare Oberspannungen der untersuchten Probenserien bei 10 7 Lastwechseln.

80 Abschlußbericht AiF Seite 78 Bild 7-7: Spannungsschwingbreite (N= 10 7 ) als Funktion des Spannungsverhältnisses. Bild 7-8: Mittlere ertragbare Spannungsschwingbreiten bei 10 7 Lastwechseln als Funktion des Spannungsverhältnisses.

81 Abschlußbericht AiF Seite 79 Bild 7-9: Mittlere ertragbare Oberspannungen bei 10 7 Lastwechseln als Funktion des Spannungsverhältnisses. Bild 7-10: Mittlere Steigungen der Zeitfestigkeitsgeraden als Funktion des Spannungsverhältnisses.

82 Abschlußbericht AiF Seite 80 In den Bildern 7-11 bis 7-15 sind exemplarisch Proben jeder Schweißvariante nach vollständigem Versagen wiedergegeben. Der Bruchausgang bzw. die Bruchausgangsstellen liegen bei allen Probenserien am Nahtübergang. Sowohl bei den Quer- und Längskehlnahtschweißungen als auch bei den MIG-geschweißten Querstumpfnähten waren die Bruchausgänge wie in den Bildern ersichtlich ausschließlich in den Nahtübergangskerben zu finden. Vereinzelte in den Bruchflächen erkennbare Poren spielten für den Bruchausgang und damit für die Lebensdauer keine Rolle. Bei den WIG-geschweißten Quernähten traten gemischt Brüche am Nahtübergang, in einzelnen Fällen aber auch in der durch die höhere Wärmeeinbringung erzeugten Entfestigungszone wenige mm neben der Nahtübergangskerbe auf Bild 7-11: Makroskopisches Erscheinungsbild des Schwingbruches in einer Probe mit MIGgeschweißter Querstumpfnaht..

83 Abschlußbericht AiF Seite 81 Bild 7-12: Makroskopisches Erscheinungsbild des Schwingbruches in einer Probe mit WIGgeschweißter Querstumpfnaht.. Bild 7-13: Makroskopisches Erscheinungsbild des Schwingbruches in einer Probe mit MIGgeschweißter Querkehlnaht.

84 Abschlußbericht AiF Seite 82 Bild 7-14: Makroskopisches Erscheinungsbild des Schwingbruches in einer Probe mit MIGgeschweißter Längssteife (Längskehlnaht). 7.2 Mittelspannungsabhängigkeit Bild 7-15 zeigt die zusammengefaßten Ergebnisse der Schwingversuche an Proben in einem Haigh-Diagramm in normierter Darstellung. Die über der Mittelspannung aufgetragenen Schwingfestigkeiten R A sind wie die Mittelspannungen selbst generell auf den der jeweiligen Probenserie zugeordneten Schwingfestigkeitswert R A bei R = 0 bezogen. Aus den Steigungen der Geraden, die sich zwischen Schnittpunkten bei R = -1 und R = 0 ergeben, kann für alle Probenserien die nominelle Mittelspannungsempfindlichkeit abgelesen werden (vergl. Tabelle 7-16). Aus der Darstellung wird deutlich, daß die Mittelspannnungswirksamkeit bei den verschiedenen Schweißvarianten nur in diesem Mittelspannungsbereich ein einheitliches Verhalten aufweist, bei Spannungsverhältnissen R < -1 (Druckmittelspannungen) und R > -1 (Zugmittelspannungen) aber größere Unterschiede bestehen. Die Ursache ist in der unterschiedlichen Kerbwirkung der verschiedenen Nahtformen zu ersehen.

85 Abschlußbericht AiF Seite 83 Bild 7-15: Haigh-Diagramm aus Probenversuuchen in normierter Darstellung (nach / 34, 36/). Alle Werte jeweils auf R=0 bezogen. Bild 7-17 zeigt den Verlauf der Schwingfestigkeit (Spannungsschwingbreite) als Funktion der berechneten bzw. gemessenen Kerbwirkungszahlen K t. Daraus wird deutlich, daß mit zunehmender Kerbformzahl die Unterschiede zwischen den bei verschiedenen Spannungsverhältnissen ermittelten Schwingfestigkeiten eine systematische Tendenz aufweisen, bei der mit zunehmender Kerbwirkung offensichtlich die Mittelspannungswirksamkeit kleiner wird. Eine Abhängigkeit des Schwingfestigkeitsverhaltens von der Höhe im Ausgangszustand vorhandener Eigenspannungen oder deren vom Beanspruchungszustand abhängigen Abbauverhaltens kann dabei nachweislich ausgeschlossen werden (siehe Abschnitt 5.3) Schweißverfahren MIG WIG Grundwerkstoff Stoßart Längssteife Querstumpfnaht Querkehlnaht Querstumpfnaht nominelle Mittelspannungsempfindlichkeit M Tabelle 7-16: Berechnete nominelle Mittelspannungsempfindlichkeiten.

86 Abschlußbericht AiF Seite 84 Bild 7-17: Verlauf der Schwingfestigkeit in Abhängigkeit von der Kerbformzahl. 7.3 Einordnung der Ergebnisse von Proben in die IIW-Empfehlungen In Bild 7-18 sind die für die Berechnung schwingbeanspruchter Schweißverbindungen nach dem Nennspannungskonzept zugrunde zu legende Schwingfestigkeitskennwerte (sog FAT- Klassen) nach IIW-Empfehlungen dargestellt. Die dort für unterschiedliche Kerbfälle enthaltenen Wöhlerlinien beruhen auf einem bei Lastwechseln bestimmten Schwingfestigkeitskennwert R A, einer normierten Neigung der Zeitfestigkeitsgeraden von k=-3 und einem Abknickpunkt der Wöhlerlinie bei Lastwechseln mit anschließendem horizontalen Verlauf. Die Wöhlerlinien gelten für eine Überlebenswahrscheinlichkeit von P ü =95%. Die zugeordneten Schwingfestigkeitskennwerte beschreiben wiederum die ertragbare Spannungsschwingbreite (doppelte Spannungsamplitude) bei einem Spannungsverhältnis von R=0. Die im Rahmen der hier durchgeführten Arbeiten bei R=0 ermittelten Wöhlerlinien der verschiedenen Schweißvarianten wurden auf die in den FAT-Klassen enthaltenen Lastspielzahlen und eien Überlebenswahrscheinlichkeit von P ü = 95% umgerechnet. Man erkennt, daß alle untersuchten Schweißvarianten deutlich über den vergleichbaren FAT-Klassen liegen. Ursächlich sind die niedrigen Werte der verschiedenen FAT-Klassen auf die Inanspruchnahme rechnerischer Sicherheitsreserven zurückzuführen, die in den Probenserien nicht enthalten sind. Eine Übereinstimmung mit den FAT-Klassen ergibt sich im Bereich hoher Lastspielzahlen bei An-

87 Abschlußbericht AiF Seite 85 nahme eines Sicherheitsbeiwertes von , eine Übereinstimmung der Zeitfestigkeitsgeraden und deren Neigungen ist in keinem Fall gegeben. Bild 7-18: Einordnung der Versuchsergebnisse in den IIW-Kerbfallkatalog (FAT-Klassen). Die in den IIW-Empfehlungen sowie im Eurocode 9 enthaltenen Angaben über die Handhabung der Mittelspannungsabhängigkeit beruhen auf einer angenommenen starken Abhängigkeit der Schwingfestigkeit von der Höhe scheißbedingter Eigenspannungen. Dabei wurde das bereits bei Stählen nicht durch entsprechende experimentelle Nachweise abgesicherte Konzept einfach auf Aluminiumwerkstoffe übertragen. Die in Bild 7-19 eingetragenen Geraden, die die Höhe der anzusetzenden Bonusfaktoren in Abhängigkeit vom tatsächlichen Spannungsverhältnis angeben, gehen je nach Höhe der angenommenen Eigenspannungen von einem Bezugswert bei R= oder R=0.5 aus. In der Darstellung sind die aus den Versuchsergebnissen gebildeten Mittelwerte (gestrichelte Linien) im Vergleich zu den im Bonuskonzept zugrundegelegten Linien für mittlere und geringe Eigenspannungen eingezeichnet. Die Geradensteigungen unterscheiden sich dabei konsequenterweise wenig oder gar nicht, weshalb die absoluten Beträge der abgeleiteten Bonusfaktoren annähernd linear vom Bezugswert abhängen. Unter Berücksichtigung der durchgeführten Untersuchungen zur Höhe vorhandener Eigenspannungen könnte der Schluß gezogen werden, daß die hier vorgestellten Ergebnisse die beschriebenen Annahmen bestäti-

88 Abschlußbericht AiF Seite 86 gen. Die Untersuchungen zum Eigenspannungsabbau haben aber gezeigt, daß bei der hier untersuchten Legierung selbst sehr niedrige Ausgangseigenspannungen im Laufe der zyklischen Beanspruchung noch nachhaltig abgebaut werden, so daß auch bei höheren Ausgangseigenspannungen kein verändertes Schwingfestigkeitsverhalten erwartet werden kann. Bild 7-19: Einordnung der Versuchsergebnisse in das IIW-Bonusfaktorenkonzept. 7.4 Bewertung der Untersuchungsergebnisse aus den Bauteilversuchen Die Versuche an Bauteilproben können hinsichtlich der Bewertung des Mittelspannungseinflusses nur eingeschränkt als erfolgreich angesehen werden. Die sist darauf zurückzuführen, daß die Versuche unter Wechselbeanspruchung keine einheitlichen Ergebnisse erbrachten. So traten die Brüche unabhängig von der Beanspruchung und ohne erkennbaren besonderen Gründe gehäuft an der Überlappschweißung (Bild 7-20) auf, obwohl dort weder außergewöhnliche Eigenspannungen noch eine besonders scharfe Kerbgeometrie festgestellt werden konnten. Die für die Einbeziehung der Schwingfestigkeitsdaten unter Wechselbeanspruchung notwendige Datenbasis war dadurch nicht gegeben (Bild 7-21), wobei die uneinheitliche Tendenz der auf diese Weise ermittelten Schwingfestigkeitsdaten eine schlüssige Bewertung zusätzlich. erschwert (vergl. Abschnitt 6.2).

89 Abschlußbericht AiF Seite 87 Schwingbruch entlang der Schweißnaht Detailansicht Bild 7-20: Bruchlage und REM-Aufnahmen aus der Anrißzone einer Überlappschweißung an einer Bauteilprobe. Bild 7-21: Übersicht über ale Bauteilversuche und deren Ergebnisse.