F A T - S C H R I F T E N R E I H EF O R S C H U N G S V E R E I N I G U N G A U T O M O B I L T E C H N I K E . V .

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Ü b e r l a s t e n u n d i h r e A u s w i r ku n g e n

a u f d i e B e t r i e b s fe s t i g ke i t

w i d e r s t a n d s p u n k t g e s c h w e i ß t e r

F e i n b l e c h s t r u k t u r e n

Überlasten und ihre Auswirkungen auf die

Betriebsfestigkeit

widerstandspunktgeschweißter

Feinblechstrukturen

AVIF A 254

Forschungsstelle:

Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit und Systemzuverlässigkeit LBF

Institutsleiter: Prof. Dr.-Ing. Holger Hanselka

Projektleiter: Dipl.-Ing. Klaus Störzel

Kompetenzcenterleiter: Dr.-Ing. Thomas Bruder

Das im Folgenden dargestellte Forschungsprojekt

Überlasten und ihre Auswirkungen auf die Betriebsfestigkeit widerstandspunktge-schweißter Feinblechstrukturen

wurde gefördert von der gemeinnützigen Stiftung Stahlanwendungsforschung im Stifterver-band für die Deutsche Wissenschaft e.V.. Zweck der Stiftung ist die Förderung der For-schung auf dem Gebiet der Stahlverarbeitung und -anwendung in der Bundesrepublik Deutschland. Geprüft wurde das Forschungsvorhaben von einem Gutachtergremiun der Forschungsvereinigung der Arbeitsgemeinschaft der Eisen und Metall verarbeitenden In-dustrie e.V. (AVIF), das sich aus Sachverständigen der Stahl anwendenden Industrie und der Wissenschaft zusammensetzt.

Begleitet wurde das Projekt von dem Arbeitskreis AK 25 Fügetechnik der Forschungsver-einigung Automobiltechnik e.V. (FAT) im Auftrag des Verbandes der Automobilindustrie e.V. (VDA).

Der nachstehende Bericht fasst Zielsetzung und wichtigste Ergebnisse des Forschungspro-jektes zusammen.

Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit und Systemzuverlässigkeit

Kurzfassung Bei Automobilen treten, z. B. beim Überfahren von Hindernissen und Schlaglöchern, Überlas-ten auf, die um den Faktor 2 bis 3 über den typischen Betriebslasten (ohne Berücksichtigung sogenannter Sonderereignisse) liegen. Überlasten dieser Höhe können zu lokalen Verformun-gen der Karosserie führen. Diese lokalen Verformungen beeinflussen das Fahrverhalten des Fahrzeugs nicht spürbar. Eine unzulässige festigkeitsmindernde Wirkung der Überlasten muss ausgeschlossen werden.

Das Widerstandspunktschweißen wird im Vergleich mit anderen Fügeverfahren im Stahlka-rosseriebau am häufigsten eingesetzt. Inwieweit die durch Überlasten hervorgerufenen lokalen plastischen Deformationen die Betriebsfestigkeit einer durch Punktschweißverbindungen ge-fügten Feinblechkonstruktion aus Stahl (Karosserie) beeinflussen, konnte vor Durchführung dieses Forschungsvorhabens nicht hinreichend beurteilt werden.

Punktgeschweißte Karosseriebauteile werden heute mit Hilfe rechnerischer Verfahren bezüg-lich ihres Schwingfestigkeitsverhaltens ausgelegt. Mit den bisher in der industriellen Anwen-dung verwendeten rechnerischen Auslegungsverfahren konnte der Einfluss von Überlasten auf die Schwingfestigkeit nicht zuverlässig bewertet werden. In diesem Forschungsprojekt sollte deshalb am Beispiel widerstandspunktgeschweißter Feinblechbauteile aus Stahl der Einfluss von Überlasten auf die Betriebsfestigkeit untersucht werden.

Ziel dieses Forschungsvorhabens war es daher, im ersten Schritt zunächst die Wirkung von Überlasten auf die Schwingfestigkeit von Punktschweißverbindungen auf Basis experimentel-ler Untersuchungen zu beurteilen. Hierfür wurden Schwingfestigkeitsversuche an Scherzug-, Schälzug- und H-Scherzugproben sowie an Bauteilproben aus Stahlblechen mit unterschiedli-chen Festigkeiten durchgeführt. Diese Proben wurden unter einaxialer Belastung, sowohl mit konstanter Amplitude und dem Lastverhältnis R = 0, als auch unter variablen Amplituden mit

einer Gaußlastfolge, 0R , geprüft. Im zweiten Schritt sollte anhand der Versuchsergebnisse eine in der Praxis einfach und zuverlässig anwendbare rechnerische Methodik auf Basis von FEM-Analysen zur Festigkeitsauslegung solcher Fügeverbindungen entwickelt werden.

Im Rahmen dieses Forschungsprojektes hat sich gezeigt, dass bei den hier untersuchten Pro-ben und Belastungen Überlasten nicht zu einer Reduzierung der Schwingfestigkeit führen. Für die Proben, bei denen mindestens ein Blech aus höherfestem Werkstoff besteht, ist eine deut-liche Steigerung der Schwingfestigkeit nach Überlasten auf niedrigen Belastungshorizonten mit konstanter Amplitude zu beobachten. Aufgrund der im Vergleich zu den Überlasten relativ hohen Kollektivhöchstwerte der Versuche mit variablen Amplituden ist hier nur ein relativ ge-ringer Überlasteinfluss erkennbar. Überlasten müssen daher bei der Bauteilauslegung für sol-che Fälle nicht berücksichtigt werden. Es ist jedoch nicht auszuschließen, dass sich an Struk-turdetails mit anderer Beanspruchungscharakteristik Überlasten auch negativ auf die Schwing-festigkeit auswirken können. Es wurde daher eine rechnerische Methode entwickelt, mit der der Einfluss von Überlasten auf die Schwingfestigkeit in Verbindung mit dem in der industriel-len Anwendung üblichen Bemessungsverfahren berücksichtigt werden kann. Die rechnerische Methode ist anhand der in diesem Vorhaben durchgeführten Versuchsreihen verifiziert wor-

Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit und Systemzuverlässigkeit

den. Festigkeitsverändernde Effekte der Überlasten können somit in der rechnerischen Ausle-gung für realitätsnahe Belastungen berücksichtigt werden.

Über das eigentliche Forschungsziel hinaus erweitern die erzielten Schwingfestigkeitsergeb-nisse die Datenbasis für Punktschweißverbindungen. Die für die üblichen Auslegungskonzep-te zu Grunde gelegten Referenzwöhlerlinien konnten damit weitgehend bestätigt werden.

Mit Hilfe der in diesem Vorhaben erzielten Ergebnisse ist eine Bewertung von Punktschweiß-verbindungen an Stahl-Feinblechen mit Berücksichtigung von Überlasten möglich geworden. Die Ergebnisse vertiefen die Kenntnisse des Festigkeitsverhaltens von widerstandspunktge-schweißten Stahlblechkonstruktionen, führen zu einer Steigerung der Zuverlässigkeit solcher Bauteile und ermöglichen damit ein Ausschöpfen des Leichtbau-Potenzials von Stahl. Vor dem Hintergrund der Reduzierung von Hardwareversuchsschleifen gewinnt die virtuelle Fes-tigkeitsauslegung von Fahrzeugkomponenten zunehmend an Bedeutung. Die in diesem For-schungsvorhaben erzielten Ergebnisse verbessern die Zuverlässigkeit und erweitern die An-wendbarkeit der Lebensdauerberechnungsmethoden von Punktschweißverbindungen. Die entwickelte Methode kann direkt in die von der Industrie verwendeten Bemessungsmethoden des Auslegungsprozesses in der Fahrzeugentwicklung einfließen.

Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit und Systemzuverlässigkeit

Danksagung Der gemeinnützigen Stiftung Stahlanwendungsforschung im Stifterverband für die Deutsche Wissenschaft e. V. und der Forschungsvereinigung der Arbeitsgemeinschaft der Eisen und Metall verarbeitenden Industrie e. V. (AVIF) sei hier für die finanzielle Förderung dieses Projek-tes gedankt. Begleitet wurde das Projekt vom Arbeitskreis AK 25 der Forschungsvereinigung Automobiltech-nik e. V. (FAT). Allen Mitarbeitern des Arbeitskreises und des Betreuerkreises möchten wir für ihre konstruktive Unterstützung und Diskussionen danken. Vielen Dank - der ThyssenKrupp Steel Europe AG, Herrn Marx, und der BMW Group, Herrn Dr. Oppermann, für die Bereitstellung der Bleche für die Detailproben, - der Adam OPEL GmbH, Herrn Lieven, für die Herstellung der Detailproben, - der Daimler AG, Herrn Lange, für die Bereitstellung der Bauteilproben und - der Wilhelm Karmann GmbH, Herrn Lamann, für die Anpassung der Bauteilproben an die Versuchseinspannung.

Inhaltsverzeichnis

Formelzeichen, Indizes und Abkürzungen ............................................................................... 2 1 Einleitung............................................................................................................................. 5 2 Stand der Technik ............................................................................................................... 6

2.1 Widerstandspunktschweißen ....................................................................................... 6 2.2 Betriebsfestigkeit .......................................................................................................... 6 2.3 Überlasten.................................................................................................................... 7

3 Versuchsproben.................................................................................................................. 9 3.1 Probengeometrien........................................................................................................ 9

3.1.1 Scherzugprobe ..................................................................................................... 9 3.1.2 Schälzugprobe ................................................................................................... 10 3.1.3 H-Scherzugprobe ............................................................................................... 10 3.1.4 Bauteilprobe ....................................................................................................... 11

3.2 Werkstoffe .................................................................................................................. 12 3.2.1 DX54D +Z100..................................................................................................... 12 3.2.2 DC05 .................................................................................................................. 13 3.2.3 H320LA +ZE....................................................................................................... 14 3.2.4 HC340LA............................................................................................................ 14

3.3 Probenherstellung ...................................................................................................... 15 3.4 Schweißpunktcharakterisierung ................................................................................. 17

4 Voruntersuchungen .......................................................................................................... 19 5 Schwingfestigkeitsversuche............................................................................................ 21

5.1 Last-Zeit-Reihen......................................................................................................... 21 5.2 Festlegung der Überlasten......................................................................................... 23 5.3 Versuchsaufbauten .................................................................................................... 24 5.4 Anrisserkennung ........................................................................................................ 25

5.4.1 Steifigkeitsmessung ........................................................................................... 25 5.4.2 Lokale Dehnungsmessung................................................................................. 25 5.4.3 Visuelle Methode................................................................................................ 26 5.4.4 Gegenüberstellung der Methoden zur Anrisserkennung.................................... 26

5.5 Versuchsergebnisse................................................................................................... 28 6 Numerische Berechnungen mittels der Finite Elemente Methode............................... 34

6.1 FEM-Modelle .............................................................................................................. 34 6.2 Experimentelle Dehnungsanalyse und Modellverifikation .......................................... 38

6.2.1 Scherzugprobe ................................................................................................... 38 6.2.2 Schälzugprobe ................................................................................................... 40 6.2.3 H-Scherzugprobe ............................................................................................... 41 6.2.4 Bauteilprobe ....................................................................................................... 42

6.3 Elastisch / plastische Werkstoffkennwerte ................................................................. 43 6.4 Blechkontakt............................................................................................................... 46

7 Bewertung der Versuchsergebnisse............................................................................... 49 8 Rechnerische Methode zur Bewertung von Überlasten................................................ 53

8.1 Anwendung und Vergleich mit Versuchsergebnissen ................................................ 55 9 Zusammenfassung und Ausblick.................................................................................... 59 Literaturverzeichnis.................................................................................................................. 60 Anhang

Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche A-1 Bilder A-13

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Formelzeichen, Indizes und Abkürzungen

Formelzeichen Einheit Benennung

a mm Schweißpunktabstand A80 % Bruchdehnung bei einer Messlänge von 80 mm Ag % Gleichmaßdehnung ar mm Randabstand, Abstand Schweißpunkt zu Blechaußenkante b mm Probenbreite c kN/mm Steifigkeit d mm Schweißpunktdurchmesser de mm Durchmesser des Elektrodeneindrucks dE mm Durchmesser Elektrodenkappe dl mm Schweißlinsendurchmesser dmin mm minimal benötigter Schweißpunktdurchmesser (4√t) dw mm Durchmesser der Wärmeeinflusszone D Schadenssumme E MPa Elastizitätsmodul e mm Elektrodeneindrucktiefe f mm Flanschbreite Fa kN Lastamplitude H Summenhäufigkeit h mm Schweißlinsenhöhe k Neigungsexponent der Zeitfestigkeitsgerade K’ MPa zyklischer Verfestigungskoeffizient lb mm Blechlänge lbe mm Breite des Einspannungsausschnitts lf mm freie Einspannlänge lg mm Gesamtlänge der Probe lle mm Länge des Einspannungsausschnitts ls mm Schenkellänge ls1 mm Schweißpunktrandabstand zum ersten Schweißpunkt ls2 mm Schweißpunktrandabstand zum zweiten Schweißpunkt ltf mm Teil der freien Einspannlänge lü mm Überlapplänge M Mittelspannungs- bzw. Eigenspannungsempfindlichkeit n’ zyklischer Verfestigungsexponent N Schwingspielzahl NB Bruchschwingspielzahl NLW Anrissschwingspielzahl bestimmt aus Steifigkeit mittels Laserwegmessung NWC Anrissschwingspielzahl bestimmt mittels WebCam und Zinkoxidpaste NZW Anrissschwingspielzahl bestimmt aus Steifigkeit mittels ZylinderwegmessungPÜ Überlebenswahrscheinlichkeit R Spannungs- oder Lastverhältnis r mm Biegeradius rref mm Referenzradius im Kerbspannungskonzept ReH MPa Streckgrenze Rm MPa Zugfestigkeit Rp MPa Fließgrenze Rp0,2 MPa Dehngrenze bei 0,2 % plastischer Dehnung SSp Schwingspiele

3

t mm Blechdicke TF Streuspanne in Lastrichtung TN Streuspanne in Schwingspielzahlrichtung Tσ Streuspanne in Spannungsrichtung x mm Spaltbreite zwischen den Blechen Δs mm Probenlängung μ Querkontraktionszahl σHS MPa Hauptspannung

vM MPa v. Mises Spannung σrad MPa Radialspannung Indizes

a Amplitude B Bruch GL Gaßnerlinie HS Hauptspannung LW Laserweg max maximal min minimal vM v. Mises o oben, obere, Oberwert oÜ Ohne Überlast rad radial u unten, untere, Unterwert ÜL, Ü Überlast WC WebCam zul zulässig ZW Zylinderweg

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Abkürzungen

AiF Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen „Otto von Guericke“ e.V.

AVIF Forschungsvereinigung der Arbeitsgemeinschaft der Eisen und Metall verarbeitenden Industrie e.V.

BTP Bauteilprobe CA konstante Amplituden DIN Deutsches Institut für Normung DL Durchläufer DMS Dehnungsmessstreifen e.V. eingetragener Verein FAT Forschungsvereinigung Automobiltechnik e.V. FEM Finite Elemente-Methode

FESPOW Fatigue Evaluation Spot Weld, oder Schweißpunktbewertung nach Rupp

VA variable Amplituden (Kollektiv mit Gaußverteilten Häufigkeiten der Klassengrenzenüberschreitungen)

HSZ H-Scherzugprobe HV Vickershärte k-10% 10% Steifigkeitsverlust der Probe LBF Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit und Systemzuverlässigkeit SÄZ Schälzugprobe SEZ Scherzugprobe ÜL Überlast UML Uniform Material Law

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1 Einleitung

Bei Automobilen treten, z. B. beim Überfahren von Hindernissen und Schlaglöchern, Überlasten auf, die um den Faktor 2 bis 3 über den typischen Betriebslasten (ohne Berücksichtigung sogenannter Sonderereignisse) liegen. Überlasten dieser Höhe können zu lokalen Verformungen der Karosserie führen. Diese lokalen Verformungen beeinflussen das Fahrverhalten des Fahrzeugs nicht spürbar. Eine unzulässige festigkeitsmindernde Wirkung der Überlasten muss ausgeschlossen werden.

Inwieweit die durch Überlasten hervorgerufenen lokalen plastischen Deformationen die Betriebsfestigkeit einer gefügten Feinblechkonstruktion aus Stahl (Karosserie) beeinflussen, kann heute nicht hinreichend beurteilt werden.

Das Widerstandspunktschweißen wird im Vergleich mit anderen Fügeverfahren im Stahlkarosseriebau am häufigsten eingesetzt. In diesem Forschungsprojekt soll deshalb am Beispiel widerstandspunktgeschweißter Feinblechbauteile aus Stahl der Einfluss von Überlasten auf die Betriebsfestigkeit anhand umfangreicher experimenteller Untersuchungen bestimmt werden.

Punktgeschweißte Karosseriebauteile werden heute mit Hilfe rechnerischer Verfahren bezüglich ihres Schwingfestigkeitsverhaltens ausgelegt. Die aus den experimentellen Untersuchungen gewonnenen Erkenntnisse zum Einfluss von Überlasten werden analysiert, um daraus Vorschläge zur Berücksichtigung in den gängigen Berechnungskonzepten abzuleiten.

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2 Stand der Technik

Die für dieses Forschungsprojekt relevanten Grundlagen umfassen die Technik des Widerstandpunktschweißens, der betriebsfesten Auslegung und Bewertung solcher Fügeverbindungen, sowie aktuelle Kenntnisse bezüglich der Wirkung von Überlasten.

2.1 Widerstandspunktschweißen

Beim Schweißen handelt es sich um ein thermisches, stoffschlüssiges Fügeverfahren. Dabei werden die Werkstoffe der Werkstücke in der Schweißzone unter Anwendung von Wärme und/oder Kraft, sowie mit oder ohne Schweißzusatz vereinigt.

Das Widerstandspunktschweißen zählt zu den Widerstandspressschweißverfahren. Dabei werden Bleche, die in der Kontaktzone flach aufeinander liegen, mittels Schweißelektroden in einzelnen Punkten (Schweißlinse) verschweißt, Bild 2-1. Die hierfür erforderliche Wärme entsteht durch gleichzeitige Einwirkung von elektrischem Strom und der Elektrodenkraft sowie durch den elektrischen Widerstand der Bleche, [Voe04].

Bild 2-1: Widerstandspunktschweißen

2.2 Betriebsfestigkeit

Für die Betriebsfestigkeitsanalyse von Punktschweißverbindungen werden heute hauptsächlich Konzepte genutzt deren Beanspruchbarkeitskennwerte an bauteilähnlichen Proben abgeleitet werden. Die Konzepte können unterteilt werden in solche, die lokale Größen zur Beschreibung der Beanspruchbarkeit heranziehen und derartige, die hierfür Schnittlasten verwenden.

In der industriellen Praxis wird heute überwiegend das sogenannte FESPOW-Konzept verwendet. Mit Hilfe von linear elastischen Finite-Element Berechnungen, bei denen die Bleche mit Schalenelementen und die Schweißpunkte als die Schalenelemente verbindende Balkenelemente abgebildet sind, werden die Balkenschnittkräfte und -momente ermittelt. Möglicher Blechkontakt bleibt in den Berechnungen unberücksichtigt. Mit Hilfe analytischer Formeln nach der technischen Scheiben-, Platten- und Schalentheorie wird aus den Balkenschnittgrößen die Verteilung der versagensrelevanten Radialspannungen um den Schweißpunkt berechnet [Son03, Rup89, Zha00, Nak00]. Die so bestimmten Radialspannungen werden für die Berechnung der Schwingfestigkeit einer aus Versuchen abgeleiteten Referenzwöhlerlinie gegenübergestellt, Bild 2-2.

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In Anlehnung an die neueren Konzepte zur rechnerischen Schwingfestigkeitsanalyse von Nahtschweißverbindungen, kann auch für die Analyse von Punktschweißverbindungen das Kerbspannungskonzept angewendet werden. Die Schwingfestigkeit wird hierbei durch den lokal in der Wurzelkerbe des Schweißpunktes vorliegenden linear elastischen Beanspruchungs-zustand bestimmt. Hierfür werden die an den Wurzelkerben vorliegenden tatsächlichen Radien im Berechnungsmodell durch einen definierten Referenzradius rref = 0,05 mm ersetzt, Bild 2-2. Der Schweißpunkt ist daher als Volumenmodell abzubilden. Die Einbindung in eine mit Schalenelementen abgebildete Blechstruktur kann als Submodell erfolgen. Die in derart abgebildeten Kerben berechnete lokale linear elastische Spannung wird direkt als Beanspruchungskennwert für die Schwingfestigkeitsbewertung verwendet. Eine Referenzwöhlerlinie für das Kerbspannungskonzept bei Punktschweißverbindungen ist u.a. in [Sto11] abgeleitet worden.

Bild 2-2: FESPOW- und Kerbspannungskonzept zur Schweißpunktbewertung

Konzepte zur Festigkeitsanalyse auf Basis äquivalenter Spannungsintensitätsfaktoren [Hen99] sind in der Industrie kaum verbreitet. In den letzten Jahren wurde für Punktschweißverbindungen auch vereinzelt das elastisch-plastische Kerbdehnungskonzept angewendet [See05]; für Punkschweißverbindungen steht diese Methode noch am Anfang ihrer Entwicklung.

2.3 Überlasten

Überlasten in Form von quasi-statischen, plastischen Verformungen (keine Impact-Belastung) sind sowohl im Karosserie- als auch Fahrwerksbau unter den Begriffen „Sonderbelastungen / Formdehngrenze“ ein wichtiges Thema.

Solche Belastungen können bei Hindernisüberfahrten, Bremsen in ein Schlagloch etc. mit geringer Häufigkeit auftreten. Örtlich werden plastische Verformungen toleriert, welche die Formdehngrenze [Gru70, Bux94] nicht überschreiten und den bestimmungsgemäßen Einsatz nicht negativ beeinträchtigen dürfen [Son04].

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In einem von der AiF geförderten Forschungsprojekt, wurde der Einfluss von Überlasten auf Schweißverbindungen untersucht [Jun95]. Hier wurden Betriebsfestigkeitsversuche an geweißten Doppel-T-Stoßproben aus Grobblech S355 J2G3 (St52-3) mit K-Naht durchgeführt. Es zeigte sich, dass die Versuche mit eingestreuten Zugüberlasten in das Streuband der Versuche ohne Überlasten fallen. Für die Versuche mit Drucküberlasten ergeben sich dagegen Lebensdauerverkürzungen abhängig von der Häufigkeit der Überlasten. Je größer die Anzahl der eingestreuten Überlasten, desto größer ist der Lebensdauerabfall.

Bild 2-3: Einfluss von Überlasten bei Schweißverbindungen [Jun95]

Bisher existieren keine Erkenntnisse zum Einfluss von Überlasten an widerstandspunktgeschweißten Feinblechstrukturen aus Stahl. Auch lassen sich die an Nahtschweißverbindungen an Grobblechen durchgeführten Untersuchungen [Jun95] nicht übertragen, da bei Feinblechen und den für den Karosseriebau üblichen Werkstoffen von anderen Versagensmechanismen, plastischen Verformungen und Eigenspannungs-umlagerungen infolge der Überlasten ausgegangen werden muss.

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3 Versuchsproben

3.1 Probengeometrien

Untersucht wurden drei unterschiedliche Detailprobengeometrien, sowie eine Bauteilprobe, Bild 3-1.

Bild 3-1: Scherzugprobe, Schälzugprobe, H-Scherzugprobe und Bauteilprobe

3.1.1 Scherzugprobe

Von den überlappenden Scherzugproben (SEZ) mit zwei Schweißpunkten lagen drei Varianten mit unterschiedlichen Materialkombinationen vor. Bild 3-2 zeigt eine schematische Darstellung einer Scherzugprobe mit Maßangaben. Die Abmaße der Proben sind nach [FAT02] gewählt worden und in Tabelle 3-1 angegeben.

Bild 3-2: Schematische Darstellung einer Scherzugprobe mit Maßangaben.

Maßangaben [mm] SEZ1 SEZ2 SEZ3 1 H320LA +ZE 1 DX54D +Z100 1 H320LA +ZE

2 H320LA +ZE 2 DX54D +Z100 2 DX54D +Z100

lg Gesamtlänge 375

lf freie Einspannlänge 230

lü Überlapplänge 50

lb Blechlänge 212

b Probenbreite 100

a Schweißpunktabstand 50

d Schweißpunktdurchmesser >5,37 (>4√t)

t1 Blechdicke 1,75 1,80 1,75

t2 Blechdicke 1,75 1,80 1,80

Tabelle 3-1: Abmessungen der drei Varianten der Scherzugproben nach [FAT02]

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3.1.2 Schälzugprobe

Auch die Schälzugproben (SÄZ) lagen in drei Varianten mit unterschiedlichen Materialkombinationen vor. Sie sind mit zwei Schweißpunkten gefügt worden. Die Maße orientieren sich an den Scherzugproben und somit ebenfalls an [FAT02], wobei diese Probenform dort nicht explizit beschrieben wird. Die schematische Darstellung einer Schälzugprobe mit Maßangaben zeigt Bild 3-3. Die Abmaße der Schälzugproben sind aus Tabelle 3-2 zu entnehmen.

Bild 3-3: Schematische Darstellung einer Schälzugprobe mit allen Maßangaben.

Maßangaben [mm] SÄZ1 SÄZ2 SÄZ3 1 H320LA +ZE 1 DX54D +Z100 1 H320LA +ZE

2 H320LA +ZE 2 DX54D +Z100 2 DX54D +Z100

lg Gesamtlänge 380

lf freie Einspannlänge 280

lü Überlapplänge 50

r Biegeradius 3

ar Randabstand 25

b Probenbreite 100

a Schweißpunktabstand 50

d Schweißpunktdurchmesser >5,37 (>4√t)

t1 Blechdicke 1,75 1,80 1,75

t2 Blechdicke 1,75 1,80 1,80

Tabelle 3-2: Abmessungen der drei Varianten der Schälzugproben angelehnt an [FAT02]

3.1.3 H-Scherzugprobe

Von der H-Scherzugprobe (HSZ) wurde nur eine Variante mit der Werkstoffkombination aus H320LA +ZE mit DX54D +Z100 untersucht. Die Probengeometrie ist in Bild 3-4 mit allen Maßangaben zu sehen und die zugehörigen Werte der geometrischen Größen sind in Tabelle 3-3 angegeben.

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Bild 3-4: Schematische Darstellung einer H-Scherzugprobe mit Maßangaben

Maßangaben [mm] HSZ 1 H320LA +ZE

2 DX54D +Z100

lg Gesamtlänge 200

ltf1 Teil der freien Einspannlänge unten 25

ltf2 Teil der freien Einspannlänge oben 23

lle Länge Einspannungsausschnitt 18

lbe Breite Einspannungsausschnitt 20

ls1 Schweißpunktrandabstand zum ersten Punkt 20

ls2 Schweißpunktrandabstand zum zweiten Punkt 60

ls Schenkellänge 72

r Biegeradius 3

ar Randabstand des Schweißpunktes 10

b Probenbreite 75

f Flanschbreite 18

d Schweißpunktdurchmesser >5,37 (>4√t)

t1 Blechdicke 1,75

t2 Blechdicke 1,80

Tabelle 3-3: Abmessungen der H-Scherzugprobe nach [FAT02]

3.1.4 Bauteilprobe

Die Bauteilprobe (BTP) wurde von der Daimler AG aus Sindelfingen zur Verfügung gestellt und besteht aus einem Ausschnitt aus dem Vorderwagen einer Karosserie der Mercedes E-Klasse (Bj. 2009), siehe Bild 3-5. Die Baugruppe umfasst den oberen und unteren Längsträger, sowie den Radkasten und den Federbeindom der rechten Fahrzeugseite. Die Bleche, die in Richtung von Spritzwand, Wasserkasten und A-Säule führen, sind sauber in einer Schnittebene durchtrennt worden. An diesen Schnittkanten wurde eine Stahlplatte zur späteren Befestigung des Bauteils angeschweißt. Diese Arbeiten wurden von der Wilhelm Karmann GmbH in Osnabrück durchgeführt.

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Bild 3-5: Schematische Darstellung der Bauteilprobe (rechts) bestehend aus Teilen des rechten Vorderwagens eines PKW (links)

Die verwendeten Werkstoffe sind in Bild 3-5 (rechts) gekennzeichnet. Für die Blechbauteile, die durch größere Umformprozesse hergestellt wurden, ist der Werkstoff DC05 verwendet worden, der vergleichbar mit DX54D ist. In Bereichen, in denen höhere Festigkeiten gefordert werden, wurde der Werkstoff HC340LA verwendet, der vergleichbar mit H320LA ist.

3.2 Werkstoffe

Die Detailproben Scherzug, Schälzug und H-Scherzug wurden aus den Werkstoffen H320LA +ZE und DX54D +Z100 hergestellt, die Bauteilproben aus DC05 und HC340LA. Der Werkstoff H320LA +ZE wurde von der Firma ThyssenKrupp Steel Europe AG aus Duisburg zur Verfügung gestellt und der Werkstoff DX54D +Z100 von der Firma BMW Group aus München.

3.2.1 DX54D +Z100

Die mechanischen Werkstoffkennwerte des Tiefziehstahls DX54D +Z100 (Werkstoff-Nr.: 1.0306 +Z100) sind in Tabelle 3-4 angegeben. Der Werkstoff ist ein zur unmittelbaren Kaltumformung bestimmtes warmgewalztes Blech (D) und wurde über Schmelzbad und Feuerverzinkung mit 100 g/m² Zink (+Z100) beschichtet. Die Werkstoffkennwerte sind der Literatur [Hei07] entnommen, ebenso wie die Spannungs-Dehnungskurven aus Bild 3-6 und die Werkstoffzusammensetzung, welche in Tabelle 3-5 angegeben ist.

Allgemeine Angaben Monotone Kennwerte Zyklische Kennwerte Probenform TS1 E - GPa E 206 GPa Blechdicke 1 mm Rm 303 MPa K’ 1042,2 MPa Prüftemperatur 296 K Rp0,2 175,7 MPa n’ 0,2613 Dehnungsverhältnis Rε -1 Ag 25 % σ’f 663,4 MPa Walzrichtung 90 ° A80 44,5 % b -0,1205 n 0,219 ε’f 0,1775 c -0,4613

Tabelle 3-4: Werkstoffkennwerte DX54D +Z100 [Hei07]

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Bild 3-6: Zyklische, inkrementelle und monotone Spannungs-Dehnungskurven des Werkstoffs DX54D +Z100 [Hei07]

Mn Ti Al Cr Cu Ni Si S

0,13 0,067 0,046 0,02 0,018 0,015 0,01 0,008

P V Mo Sn C N Nb

0,007 0,005 0,004 0,004 0,003 0,002 0,001

Tabelle 3-5: Werkstoffzusammensetzung DX54D +Z100 (Angaben in Massen-Prozent [%]) [Hei07]

3.2.2 DC05

Der Baustahl DC05 (Werkstoff-Nr. 1.0312, alte Bezeichnung St15) kann durch die mechanischen Kennwerte entsprechend Tabelle 3-6, die Spannungs-Dehnungskurven aus Bild 3-7, sowie die chemische Werkstoffzusammensetzung entsprechend Tabelle 3-7 beschrieben werden.

Allgemeine Angaben Monotone Kennwerte Zyklische Kennwerte Probenform TS1 E 191 GPa E 206 GPa Blechdicke 1 mm Rm 304 MPa K’ 782 MPa Prüftemperatur 296 K Rp0,2 165 MPa n’ 0,2097 Dehnungsverhältnis Rε -1 Ag 24,25 % σ’f 553,8 MPa Walzrichtung 90 ° A80 50,5 % b -0,0978 n ε’f 0,192 c -0,4662

Tabelle 3-6: Werkstoffkennwerte DC05 [Pal06]

Bild 3-7: Zyklische, inkrementelle und monotone Spannungs-Dehnungskurven des Werkstoffs DC05 [Pal06]

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Mn Al C Si P N S

0,27 0,039 0,02 0,01 0,008 0,005 0,004

Tabelle 3-7: Werkstoffzusammensetzung DC05 (Angaben in Massen-Prozent [%]) [Zen99]

3.2.3 H320LA +ZE

Die mechanischen Kennwerte des mikrolegierten (LA) höherfesten und elektrolytisch verzinkten (+ZE) Stahlwerkstoffs H320LA +ZE (Werkstoff-Nr.: 1.0548 +ZE) sind in Tabelle 3-8 dargestellt. Die Werte wurden der Literatur [FAT00] entnommen, wie auch die Spannungs-Dehnungskurven in Bild 3-8 und die Werkstoffzusammensetzung aus Tabelle 3-9.

Allgemeine Angaben Monotone Kennwerte Zyklische Kennwerte Probenform TS2 E 201 GPa E 210 GPa Blechdicke 1 mm Rm 459 MPa K’ 605 MPa Prüftemperatur 296 K Rp0,2 371 MPa n’ 0,1044 Dehnungsverhältnis Rε -1 Ag 17,6 % σ’f 579 MPa Walzrichtung 90 ° A80 30,1 % b -0,0649 n 0,165 ε’f 0,6501 c -0,6209

Tabelle 3-8: Werkstoffkennwerte H320LA +ZE [FAT00]

Bild 3-8: Zyklische, inkrementelle und monotone Spannungs-Dehnungskurven des Werkstoffs H320LA +ZE [FAT00]

Mn Si C Cr Nb Al Cu P

0,78 0,111 0,049 0,035 0,029 0,028 0,023 0,023

Ni S N Ti

0,019 0,011 0,006 0,001

Tabelle 3-9: Werkstoffzusammensetzung H320LA +ZE (Angaben in Massen-Prozent [%]) [FAT00]

3.2.4 HC340LA

Der Werkstoff HC340LA ist vergleichbar mit H320LA und hat ebenfalls die Werkstoff-Nr. 1.0548 sowie die alte Bezeichnung ZStE340. Anhand der mechanischen Werkstoffkennwerte in Tabelle 3-10, der Spannungs-Dehnungs-Kurven in Bild 3-9, sowie der chemischen

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Werkstoffzusammensetzung in Tabelle 3-11 lassen sich geringe Unterschiede zum H320LA erkennen.

Allgemeine Angaben Monotone Kennwerte Zyklische Kennwerte Probenform TS1 E - GPa E 206 GPa Blechdicke 1,5 mm Rm 460 MPa K’ 770,3 MPa Prüftemperatur 296 K Rp0,2 380 MPa n’ 0,1139 Dehnungsverhältnis Rε -1 Ag 15 % σ’f 558,6 MPa Walzrichtung 90 ° A80 23 % b -0,0616 n - ε’f 0,9845 c -0,6624

Tabelle 3-10: Werkstoffkennwerte HC340LA [Pal06]

Bild 3-9: Zyklische, inkrementelle und monotone Spannungs-Dehnungskurven des Werkstoffs HC340LA [Pal06]

Fe Mn C Nb Al Ni Si Cr

99,1 0,522 0,1001 0,0471 0,0341 0,032 0,0249 0,0246

Ta Ti W Co P V Mo Cu

0,0208 0,0169 0,0168 0,013 0,0119 0,0105 0,0086 0,0066

N S As Zr Zn Te Sn B

0,005 0,0027 0,0024 0,0024 0,0023 0,0021 0,002 <0,0001

Tabelle 3-11: Werkstoffzusammensetzung HC340LA (Angaben in Massen-Prozent [%]) [Pal06]

3.3 Probenherstellung

Die Detailproben wurden von der Adam OPEL GmbH in Rüsselsheim hergestellt. Die Arbeitsschritte umfassten den Blechzuschnitt, die Herstellung der Schweißschablonen, sowie das eigentliche Fügen mittels Widerstandspunktschweißen. Auf die Fertigung der Bauteilproben wird nicht weiter eingegangen, da sie ebenfalls mit Widerstandspunktschweißen gefügt und aus der Serienproduktion entnommen wurden.

Für die Detailproben wurden Platinen aus H320LA +ZE mit einer Blechstärke von t = 1,75 mm und Platinen aus DX54D +Z100 mit einer Blechstärke von t = 1,8 mm verwendet. Die Bleche wurden so zurechtgeschnitten, dass bei den Detailprobenversuchen die Bleche 90° zur Walzrichtung belastet werden. Um die Streuung der Schweißpunktposition zu verringern, wurden Schweißschablonen für die Scherzug- und Schälzugprobe angefertigt, siehe Bild 3-10. Für die H-Scherzugproben gab es bereits eine Schablone.

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Bild 3-10: Schweißschablonen der Scherzug- (links, zwei Ansichten) und Schälzugproben (rechts)

Die Punktschweißverbindungen der Scherzug- und Schälzugproben wurden mit einer Schweißzange der Firma ELMATECH Typ: ELMA – X - 9000T und mit Elektrodenkappen, welche einen Durchmesser von dE = 13 mm aufwiesen, ausgeführt. Die Einstellwerte der Schweißzange für die Schweißungen sind Tabelle 3-12 zu entnehmen.

Elektrodendruck 3,6 kN

Vorhaltezeit 500 ms

Stromstärke 8,8 kA

Nachhaltezeit 800 ms

Tabelle 3-12: Schweißparameter der Scherzug- und Schälzugproben

Für die H-Scherzugproben wurde eine Punktschweißmaschine mit BOSCH-Takter (Schweißsteuerung Typ C234) und Elektrodenkappen mit einem Durchmesser von dE = 13 mm verwendet. Die Einstellungen an der Punktschweißmaschine sind in Tabelle 3-13 angegeben.

Elektrodendruck 2,9 kN Vorhaltezeit 8 ms Stromzeit 17 ms

Stromstärke 58 % Nachhaltezeit 12 ms

Tabelle 3-13: Schweißparameter der H-Scherzugproben

Der Durchmesser der Schweißpunkte sollte mindestens dmin = 5,37 mm (4√t) betragen. Dies wurde erreicht, siehe Abschnitt 3.4. Zur Absicherung, dass das Versagen im Blech auftritt und nicht im Schweißpunkt, sprich die Schweißpunktdurchmesser ausreichend groß dimensioniert wurden, sind bei Opel Ausknüpfversuche durchgeführt worden. In allen Fällen trat Versagen im Blech auf, Bild 3-11. Somit können die Schweißparameter als geeignet angesehen werden. Nach der Fertigung wurden alle Schweißpunkte zusätzlich per Ultraschalluntersuchung überprüft.

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Bild 3-11: Ausknüpfversuche zur Überprüfung der Schweißparameter

3.4 Schweißpunktcharakterisierung

Um die genauen Schweißpunktgeometrien der drei unterschiedlichen Materialkombinationen zu erhalten, wurden Schliffe aus unbelasteten Scherzugproben angefertigt. An den Schliffen der Schweißpunkte wurden Härtemessungen nach Vickers mit HV0,1 nach der Norm DIN EN ISO 6507-1 durchgeführt. Die Härteverläufe sind in Bild 3-12 für die Schweißpunkte bei den drei unterschiedlichen Materialkombinationen zu sehen. Die Auswertung der Schweißpunktabmessungen ist in Bild 3-13 dargestellt.

Bild 3-12: Schliffbilder und Härteverläufe der Schweißpunkte an den drei unterschiedlichen Varianten der Scherzugproben

Am Schweißpunkt mit der Werkstoffkombination H320LA – H320LA liegt der größte Härtewert von ca. 350 HV vor, am Schweißpunkt mit der gemischten Werkstoffkombination aus H320LA – DX54D beträgt der Härtewert im Mittel noch ca. 250 HV. Der Härtewert am Schweißpunkt aus DX54D – DX54D ist mit ca. 150 HV noch geringer.

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[mm] H320LA

H320LA

DX54D

DX54D

H320LA

DX54D dl 6,80 6,20 6,70

d 7,40 6,40 7,20

dw 8,20 7,90 8,20

de 6,60 5,50 6,40

e 0,30 0,40 0,30

h 2,40 2,10 2,00

x 0,15 0,30 0,20

to 1,75 1,80 1,75

tu 1,75 1,80 1,80

Bild 3-13: Schweißpunktgeometrien aus Schliffbildern an den Scherzugproben, Darstellung nach [DVS85]

Da die Schweißparameter, Blechdicken und Werkstoffe der Schälzug- und H-Scherzugproben denen der Scherzugproben entsprechen, werden für die Berechnungen die gleichen Schweißpunktdurchmesser verwendet. Ebenso wird von vergleichbarer Härteverteilung in den Schweißpunkten aller Detailproben ausgegangen.

Bild 3-14: Schliffbild des versagenskritischen Schweißpunktes an der Bauteilprobe

Bild 3-14 zeigt das Schliffbild des versagenskritischen Schweißpunktes an der Bauteilprobe. Der Schweißlinsendurchmesser ist mit dl = 5,5 mm geringer als bei den Detailproben. Für die folgenden Berechnungen wird für die Schweißpunktdurchmesser der Detailproben einheitlich drech = 6,5 mm verwendet. Bei den Bauteilproben beträgt der Durchmesser drech = 5,5 mm.

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4 Voruntersuchungen

Im Rahmen rechnerischer Voruntersuchungen am Bauteil wurden die Versuchsrand-bedingungen festgelegt. Durch geeignete Randbedingungen sollte sichergestellt werden, dass in den Versuchen ein Schweißpunkt versagt, der

- außerhalb des Bereichs der Krafteinleitung liegt,

- dessen Versagen im Versuch gut detektierbar ist,

- keine Dreiblechschweißungen darstellt und

- die gewünschte Blechpaarung HC340LA / DC05 fügt.

Nach umfangreichen Variantenberechnungen bei denen unter anderem

- die Kraftrichtung (Längskraft, Vertikalkraft) und der Krafteinleitungswinkel sowie

- die Einspannstellen und Einspannsteifigkeiten variiert wurden und

- mögliche Bauteilmodifikationen untersucht wurden,

ergab sich folgendes Versuchs-Setup, Bild 4-1:

- Belastung durch Vertikalkraft im Winkel von 14° zur Vertikalen,

- verstärkter Lasteinleitungsbereich,

- feste Einspannung der Grundplatte,

- zusätzliche Schweißnaht und

- Trennschnitt im Bereich der Verbindung Federbeindom mit unterem Längsträger.

Bild 4-1: Lasteinleitung und Bauteilmodifikationen

Der unter diesen Randbedingungen rechnerisch ermittelte versagenskritische Schweißpunkt liegt an der Verbindung vom Federbeindom zum unteren Längsträger, Bild 4-2. Die

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Schädigung ist für Belastung mit konstanten Amplituden beim Lastverhältnis R = 0 ermittelt worden. Die Schweißpunktbewertung erfolgte mit dem FESPOW-Konzept. Der zweitkritische Schweißpunkt liegt mit einer relativen Schadenssumme Drel = 17% in der gleichen Schweißpunktreihe neben dem kritischen Punkt.

Bild 4-2: Berechnete relative Schadenssummen

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5 Schwingfestigkeitsversuche

Die Schwingfestigkeit der Detailproben (SEZ, SÄZ, HSZ) und der Bauteilprobe (BTP) wurde durch Versuche unter einaxialer Belastung untersucht. Es wurden sowohl Versuche mit konstanter Amplitude (CA) und dem Lastverhältnis R = 0, als auch unter variablen Amplituden

mit einer Gaußlastfolge, 0R (VA) durchgeführt. Tabelle 5-1 zeigt die Versuchsmatrix.

Versuchsreihe Versuchsanzahl

Werkstoff

Probenform Last H320LA +ZE t = 1,75 mm

DX54D +Z100 t = 1,8 mm

H320LA / DX54D

Scherzugprobe CA, R = 0, (stichprobenartig mit ÜL) 12, (6) 7, (4) 10, (4)

Scherzugprobe VA, 0R , ohne ÜL 7 5 6

Scherzugprobe VA, 0R , mit ÜL 4 5 5

Schälzugprobe CA, R = 0, (stichprobenartig mit ÜL) 7, (3) 7, (7) 9, (7)

Schälzugprobe VA, 0R , ohne ÜL 7*

Schälzugprobe VA, 0R , mit ÜL 9*

H-Scherzugprobe VA, 0R , ohne ÜL 6

H-Scherzugprobe VA, 0R , mit ÜL 6

Bauteil VA, 0R , ohne ÜL 5

Bauteil VA, 0R , mit ÜL 5

* Aufgrund schlechter Nachfahrgüte infolge von Regelungsproblemen wurden diese Versuchsreihen nicht weiter ausgewertet

Tabelle 5-1: Versuchsmatrix

5.1 Last-Zeit-Reihen

Für die Versuche mit variablen Amplituden wird eine Gaußlastfolge verwendet. Die verwendete Gaußlastfolge ist derart generiert, dass jedem Schwingspiel eine Schwellbelastung zuzuordnen ist, d.h. der Unterwert Fu = 0 N beträgt, Bild 5-1. Der Umfang der Gaußlastfolgen H0 wird in Stufen (H0 = 104, H0 = 105, H0 = 106) so angepasst, dass für jeden Versuchshorizont ca. 5 bis 10 Durchläufe bis zum Versagen gefahren werden.

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Bild 5-1: Kollektiv und Ausschnitt einer Gaußlast-Spitzenwertfolge

Zur Versuchszeitverkürzung bei den Bauteilproben auf niedrigen Horizonten (Fa = 7,5 kN) wurde an der Gaußlastfolge mit dem Umfang H0 = 106 ein „omission“ durchgeführt. Mit dem Ziel, die Versuchszeit auf 9% zu reduzieren, ist die Gaußlastfolge auf H0,omission = 9.104 zu kürzen. Die Verkürzung erfolgt durch Weglassen kleiner Schwingspiele. Für den Horizont Fa = 7,5 kN ergibt sich für die versagensrelevanten Schweißpunkt-Radialspannungen (62,5 MPa/kN) mit der FESPOW-Wöhlerlinie (siehe Abschnitt 7) ein Amplitudengrenzwert a,grenz = 230 MPa. Um die Übergänge der verbleibenden großen Schwingspiele (a > a,grenz) anzupassen, werden die vor und nach den verbleibenden großen Schwingspielen die angrenzenden kleineren Schwingspiele in der Zeitfolge belassen, Bild 5-2.

Bild 5-2: Vorgehen bei der Ableitung einer verkürzten Last-Zeit-Folge

Die rechnerische Schadenssumme der verkürzten Last-Zeit-Folge beträgt Dv,rel = 55% der Schadensumme der originalen Gauß-Lastfolge, Bild 5-3.

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Bild 5-3: Vergleich der Lastfolgen

Die im Versuch mit der verkürzten Zeitfolge erreichte Schwingspielzahl NVersuch ist daher mit dem Verkürzungsfaktor f1 = 1/9% = 11,1 und dem Schädigungsfaktor f2 = Dv,rel = 55% zu korrigieren:

N = NVersuch * f1 * f2 .

5.2 Festlegung der Überlasten

Die Höhe der Überlast für die Bauteilprobe wurde anhand der Erfahrung der Daimler AG festgelegt:

Oberwert der Überlast Fo,ÜL,BTP = 30 kN

Überlastamplitude Fa,ÜL,BTP = 15 kN mit dem Lastverhältnis RÜL = 0

Die Höhe der Überlastenamplituden für die Detailproben wurden nach Durchführung der Versuche ohne Überlast so festgelegt, dass die Überlast einer ertragbaren Kraftamplitude bei einer Bruchschwingspielzahl von etwa N = 3000 entspricht. Damit ergeben sich folgende Überlasten:

Scherzugprobe SEZ1 (H320LA / H320LA): Fa,ÜL,SEZ1 = 12,5 kN, R = 0

Scherzugprobe SEZ2 (DX54 / DX54): Fa,ÜL,SEZ2 = 8,5 kN, R = 0

Scherzugprobe SEZ3 (DX54 / H320LA): Fa,ÜL,SEZ3 = 11,0 kN, R = 0

Schälzugprobe SÄZ1 (H320LA / H320LA): Fa,ÜL,SÄZ1 = 0,7 kN, R = 0

Schälzugprobe SÄZ2 (DX54 / DX54): Fa,ÜL,SÄZ2 = 0,7 kN, R = 0

Schälzugprobe SÄZ3 (DX54 / H320LA): Fa,ÜL,SEÄ3 = 0,7 kN, R = 0

H-Scherzugprobe HSZ (DX54 / H320LA): Fa,ÜL,HSZ = 45,0 kN, R = 0

Bauteilprobe BTP (DC05 / HC340LA): Fa,ÜL,BTP = 15,0 kN, R = 0

Bei Versuchen mit Überlasten wird am Anfang jeder Gaußfolge eine Überlast eingefügt, so dass damit auf jedem Versuchshorizont ca. 5 bis 10 Überlasten auftreten. Auch bei den Versuchen mit konstanter Amplitude werden Überlasten zu Beginn und dann regelmäßig nach vorab festgelegten Schwingspielzahlblöcken aufgebracht, siehe Anhang.

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5.3 Versuchsaufbauten

Für jede der drei Detailprobenformen und für das Bauteil wurden unterschiedliche Prüfstände verwendet, abhängig von der benötigten Last, Probenform und Probengröße.

Die Schwingfestigkeitsversuche wurden mit servo-hydraulischen Prüfmaschinen in Kraftregelung durchgeführt. Die Einspannungen wurden speziell für die jeweiligen Proben angefertigt. Auf den Bilder 5-4 bis 5-6 sind die verschiedenen Versuchsaufbauten dargestellt.

Bild 5-4: Versuchsaufbauten für Schwingfestigkeitsversuche an Scher- und Schälzugproben

Bild 5-5: Versuchsaufbau für Schwingfestigkeitsversuche an H-Scherzugproben

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Bild 5-6: Versuchsaufbau für Schwingfestigkeitsversuche am Bauteil

5.4 Anrisserkennung

Zur Anrisserkennung kamen unterschiedliche Methoden zur Anwendung; die Steifigkeitsmessung, die lokale Dehnungsmessung und die visuelle Methode mit Hilfe von Zinkoxidpaste und WebCam.

5.4.1 Steifigkeitsmessung

Die Probensteifigkeit c lässt sich aus dem Quotienten der eingestellten Kraftschwingbreite F zur gemessenen Wegschwingbreite L berechnen. Im Falle eines Anrisses nimmt die Steifigkeit der Probe ab.

LFc / [kN/mm]

Die einfachste Steifigkeitsermittlung erfolgt über den im Hydraulikzylinder integrierten Wegsensor. Bei dieser Wegmessung haben die Steifigkeiten des Prüfstands, der Einspannungen und der Probe Einfluss auf das Ergebnis. Durch eine Wegmessung mit einem externen Laserwegsensor zwischen den Einspannungen erhält man zum einen eine höhere Wegauflösung und zum anderen einen geringeren Einfluss der Steifigkeit des Prüfstands auf die Messung.

Allgemein lässt sich die Steifigkeitsanalyse über Wegmessungen nur an einfachen Proben durchführen. Im Fall von komplexeren Bauteilen, wie in diesem Projekt die Bauteilprobe, kann mit dieser Methode kein Anriss detektiert werden. Die globale Steifigkeit ändert sich selbst nach Versagen mehrerer Schweißpunkte und durch lange, ausgeprägte Risse im Blech aufgrund von Spannungsumlagerungen nur sehr wenig.

5.4.2 Lokale Dehnungsmessung

Mit Hilfe am Anrissort gemessener lokaler Dehnungsamplituden ist eine sehr genaue Anrisserkennung möglich. Es ist jedoch nötig, den Anrissort im Voraus zu kennen, um den DMS richtig platzieren und ausrichten zu können. Dies führt schon bei einfachen Proben, wie

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beispielsweise den Scherzugproben dazu, dass eine relativ hohe Anzahl von DMS benötigt wird, siehe Bild 5-7.

Bild 5-7: Anrisserkennung über Dehnungsmessungen am Beispiel der Scherzugprobe

Im Rahmen dieses Projektes wurden DMS nur exemplarisch zur Anrisserkennung verwendet, um die anderen Methoden zur Anrisserkennung zu validieren.

5.4.3 Visuelle Methode

Eine kostengünstige und auch bei komplexen Bauteilen gut anwendbare Methode, zur Anrisserkennung erfolgt mittels Zinkoxidpaste und WebCam, Bild 5-8. Hierbei werden alle versagenskritischen Bereiche mit einer Zinkoxidpaste bestrichen. Während der Schwingfestigkeitsversuche werden mit WebCams Bilder von den möglichen Anrissorten in festgelegten Intervallen aufgenommen. Eine Zuordnung der Bilder zu gefahrenen Schwingspielen erfolgt über interne oder externe Schwingspielzähler. Kommt es zum Anriss, so verfärbt sich die ursprünglich weiße Zinkoxidpaste schwarz.

Bild 5-8: Anrisserkennung mit Zinkoxidpaste und WebCam am Beispiel der Scherzugprobe

5.4.4 Gegenüberstellung der Methoden zur Anrisserkennung

Vergleicht man die Ergebnisse der unterschiedlichen Methoden zur Anrissdetektion am Beispiel der Scherzugprobe, Bild 5-9, erkennt man ein unterschiedliches Ansprechverhalten. Während mittels DMS bereits früh Veränderungen festzustellen sind, reagiert der Steifigkeitsverlauf erst deutlich später auf einen Anriss. Mit der visuellen Methode wird ein Riss erst dann erkannt, wenn er bereits durch das Blech gewandert ist.

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Bild 5-9: Vergleich der unterschiedlichen Ergebnisse der Anrisserkennungsmethoden am Beispiel der Scherzugprobe

Bei den Scher- und Schälzugproben lassen sich alle beschriebenen Methoden relativ einfach anwenden. Bei der H-Scherzugprobe benötigt man bereits vier WebCams, um alle möglichen Versagensorte zu überwachen oder zwanzig DMS. Eine Anrisserkennung über Steifigkeitsmessung ist bei der H-Scherzugprobe nicht möglich, da beim ersten Anriss an einem von insgesamt 10 Schweißpunkten noch kein erkennbarer globaler Steifigkeitsverlust auftritt.

Noch schwieriger wird es bei einem komplexen Bauteil, wie der hier verwendeten Bauteilprobe, welche aus hunderten Schweißpunkten besteht. In solch einem Fall sind vorausgehende FE-Berechnungen und Schweißpunktbewertungen (FESPOW) hilfreich, um die versagensritischen Schweißpunkte zu finden. Beim ersten Schwingfestigkeitsversuch an solch einem Bauteil ist es unabdingbar, sehr viele der Schweißpunkte mit Zinkoxid zu bestreichen und diese bei laufendem Versuch auf Anrisse zu überprüfen. Alternativ kann auch nach einem bestimmten Lastzyklus das Bauteil mit Hilfe eines Farbeindringverfahrens auf Risse hin untersucht werden. Das Farbeindringverfahren kann nicht zur kontinuierlichen Anrisserkennung verwendet werden und wird daher hier nicht näher betrachtet.

Berechnungen und Vorversuche haben gezeigt, dass bei den H-Scherzugproben die ersten Anrisse an den mittleren drei Schweißpunkten auftreten und durch das innere U-Blech (DX54D) verlaufen. Eine Beobachtung mit zwei WebCams war daher möglich. Auch bei der Bauteilprobe konnten durch Vorversuche die im Vorfeld rechnerisch bestimmten versagenskritischen Schweißpunkte bestätigt werden. Eine Beobachtung mit zwei WebCams (eine von innen, eine von außen) war daher zur Anrisserkennung ausreichend. Tabelle 5-2 zeigt, wie für die unterschiedlichen Proben die Anriss- und Bruchschwingspielzahlen bestimmt wurden.

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NAnriss

NBruch bei Versuchsabschaltung

Scherzugprobe Steifigkeit k -10% Wegzunahme s = 2 mm

Schälzugprobe Steifigkeit k -10% Wegzunahme s = 1 mm

H-Scherzugprobe WebCam Wegzunahme s = 1,2 mm

Bauteilprobe WebCam Undefinierte Risslänge: Abschaltung nach Anrisserkennung

Tabelle 5-2: Definition der Anriss- und Bruchschwingspielzahlen

Auf Bild 5-10 sind die Risslagen der untersuchten Proben dargestellt.

Bild 5-10: Anrisse bei den untersuchten Proben

5.5 Versuchsergebnisse

Auf den Bildern 5-11 bis 5-17 sind alle Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche in Diagrammen, in welchen die Kraftamplitude über der Schwingspielzahl aufgetragen wurde, dargestellt. Die ertragbaren Kraftamplituden sind sowohl über der Bruch- als auch über der definierten Anrissschwingspielzahl aufgetragen.

Zusätzlich sind durch die Versuchspunkte bei Anrissschwingspielzahl Regressionsgeraden als Wöhler- bzw. Gassnerlinien gezeichnet. Diese Regressionslinien sind mit Hilfe der Maximum Likelihood-Methode aus den Versuchspunkten berechnet worden [Spi79]. Der Abknickpunkt der Regressionslinien wurde bei Nk = 108 festgelegt, d.h. alle Versuchspunkte liegen im Zeitfestigkeitsbereich. Darüber hinaus sind in die Diagramme die jeweiligen Überlastamplituden sowie die Neigung der Anrisswöhlerlinie eingetragen.

Bei keinem der hier durchgeführten Versuche führten Überlasten zu einer Reduzierung der Schwingfestigkeit. Der Einfluss von Überlasten ist vom Belastungshorizont abhängig.

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Bild 5-11: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche ( 0RR ) an den Scherzugproben aus H320LA - H320LA (SEZ1)

Bei den drei untersuchten Varianten der Scherzugprobe liegt das Verhältnis von Anrissschwingspielzahl zu Bruchschwingspielzahl im Bereich 0,5 < NAnriss / NBruch < 1. Bei den Versuchen mit Überlast ist meist NAnriss / NBruch > 0,9.

Für die Scherzugproben, Bilder 5-11 bis 5-13, können die Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche wie folgt zusammengefasst werden:

Für die Proben bei denen mindestens ein Blech aus dem höherfesten Werkstoff besteht (SEZ1 und SEZ3), ist eine deutliche Steigerung der Schwingfestigkeit nach Überlasten auf niedrigen Belastungshorizonten mit konstanter Amplitude zu beobachten.

Bei der Probenvariante aus DX54 (SEZ2) ist der Überlasteinfluss auf die Schwingfestigkeit deutlich geringer.

Die Überlast-Wöhler- und -Gaßnerlinien verlaufen flacher als die entsprechenden Linien ohne Überlasten.

Aufgrund der im Vergleich zu den Überlasten relativ hohen Kollektivhöchstwerte bei den Versuchen mit variablen Amplituden ist hier nur ein relativ geringer Überlasteinfluss erkennbar.

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Bild 5-12: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche ( 0RR ) an den Scherzugproben aus DX54D – DX54D (SEZ2)

Bild 5-13: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche ( 0RR ) an den Scherzugproben aus H320LA – DX54D (SEZ3)

Bei den Schälzugproben ist die Rissfortschrittsphase deutlich größer als bei den Scherzugproben. Scher- und Schälzugproben sind in Bezug auf das Verhalten bei Überlasten etwa vergleichbar. Die Schwingfestigkeitssteigerung durch Überlasten bei Versuchen mit konstanter Amplitude ist bei der Schälzugprobe aus dem höherfesten Werkstoff (SÄZ1, H320LA / H320LA) größer als bei der Schälzugprobe aus unterschiedlichen Werkstoffen (SÄZ3, H320LA

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/ DX54), während bei der Probe mit niedrigfestem Werkstoff (SÄZ2, DX54 / DX54) der Einfluss von Überlasten auf die Schwingfestigkeit nahezu vernachlässigbar ist, Bilder 5-14 bis 5-16.

Bild 5-14: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche ( 0RR ) an den Schälzugproben aus H320LA - H320LA (SÄZ1)

Bild 5-15: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche ( 0RR ) an den Schälzugproben aus DX54D – DX54D (SÄZ2)

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Bild 5-16: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche ( 0RR ) an den Schälzugproben aus H320LA – DX54D (SÄZ3)

Für die bauteilähnliche H-Scherzugprobe und die Bauteilprobe ist der Überlasteinfluss auf die Schwingfestigkeit bei Belastung mit variablen Amplituden bei der hier betrachteten Belastungshöhe vernachlässigbar gering, Bild 5-17.

Bild 5-17: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche ( 0R ) an den H-Scherzug- und Bauteilproben

In Tabelle 5-2 ist der experimentell ermittelte Einfluss von Überlasten auf die Schwingfestigkeit für alle untersuchten Proben zusammenfassend dargestellt. Aus den Regressionsgeraden

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durch die Versuchspunkte bei Anrissschwingspielzahl wurden die von Probenform, Belastung (CA, VA) und Werkstoff abhängigen Schwingspielzahlverhältnisse NÜL / N für jeweils zwei unterschiedliche Horizonte abgeleitet.

Probe CA, Belastungs-amplitude Fa in kN

NÜL / N VA, Kollektiv-höchstwert

aF in kN

NÜL / N

6 2,0 10 1,7 SEZ 1 3 37,5 6 18,3 6 1,0 8 1,2

SEZ 2 3 2,3 5 2,5 6 1,2 10 2,1

SEZ 3 3 6,8 5 3,4

0,4 11,4 SÄZ 1 0,2 29,5 0,4 1,4

SÄZ 2 0,2 3,6 0,4 1,8

SÄZ 3 0,2 8,0

40 1,2 HSZ 20 0,9* 10 1,3

BTP 8 1,8

*: kleiner als 1 aufgrund der Versuchsstreuungen

Tabelle 5-2: Experimentell ermittelter Einfluss von Überlasten auf die Schwingfestigkeit

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6 Numerische Berechnungen mittels der Finite Elemente-Methode

6.1 FEM-Modelle

Sämtliche Berechnungen sind mit dem FE-Solver Abaqus 6.8.1 bzw. 6.9.1 durchgeführt worden. Die Modelle wurden mit den Preprozessoren ANSA oder Abaqus/CAE erstellt.

Die linear-elastischen Kennwerte wurden für alle Werkstoffe einheitlich mit E-Modul E = 210 GPa und Querkontraktionszahl = 0,3 gewählt.

Die Detailproben (Scherzug-, Schälzug- und H-Scherzugproben) sind mit einheitlicher Blechdicke t = 1,8 mm modelliert. Bei den Scher- und Schälzugproben ist die Symmetrie in Längsrichtung (halbe Probenbreite) für die FEM-Modelle ausgenutzt worden. Für die H-Scherzugprobe wurde nur ein Schweißpunkt unter den entsprechenden Randbedingungen für eine unendlich lange Probe abgebildet.

Für alle Proben wurden neben den Schalenmodellen zur Bewertung nach dem FESPOW-Konzept auch Volumenmodelle der Schweißpunkte erstellt, mit denen eine Schweißpunktbewertung nach dem Kerbspannungskonzept durchgeführt wurde.

Es wurden Schalenelementmodelle mit unterschiedlichen Schweißpunktmodellierungen erstellt. Der eigentliche Schweißpunkt wird durch ein Balkenelement mit linearem Verschiebungsansatz und Kreisquerschnitt mit Schweißlinsendurchmesser, als Verbindung der gefügten Bleche abgebildet. Die Modellvarianten unterscheiden sich in der an den Balken angrenzenden Diskretisierung der Bleche, Bild 6-1, rechts:

„FESPOW“-Modell: Die Schweißpunktabbildung des „FESPOW“-Modells entspricht der ursprünglich in [Rup95] empfohlenen Modellierung. Die Elementkantenlänge der Schalenelemente im Bereich des Schweißpunktes beträgt etwa das Doppelte des Schweißlinsendurchmessers.

„Spider“-Modell: Um den Schweißpunktknoten werden zwei Kreisringe mit Schalenelementen modelliert. Der Durchmesser des ersten Kreises entspricht dem Schweißlinsendurchmesser. Die Knoten dieses Ringes werden durch starre Balkenelemente (RBE) mit dem Schweißpunktknoten verbunden. Der Durchmesser des zweiten Elementringes beträgt etwa das Doppelte des Schweißlinsendurchmessers. Der Umfang wird mit 8 Elementen vernetzt. Die Dicken und Werkstoffkennwerte der Schalenelemente der Kreisringe werden entsprechend denen der vorliegenden Blechen gewählt.

„Spider-mod“-Modell: Die Diskretisierung entspricht der des „Spider“-Modells. Anstatt der Verbindung des ersten Knotenrings mit RBE-Elementen werden die Elemente in diesem Bereich durch eine Verzehnfachung des realen E-Moduls versteift.

Die in den Modellen verwendeten Schalenelemente haben einen linearen Verschiebungsansatz. Zwischen den gefügten Blechen ist ein Spalt von x = 0,1 mm abgebildet.

Der Schweißpunktdurchmesser (Durchmesser des ersten Rings bei den „Spider“-Modellen und Durchmesser zur Berechnung der Radialspannungsverteilung aus den Balkenschnittgrößen) wird für die Berechnungsmodelle der Detailproben mit drech = 6,5 mm einheitlich angesetzt. Für die Bauteilprobe beträgt der Durchmesser drech = 5,5 mm zur Berechnung der Radialspannungen aus den Balkenschnittgrößen, vgl. Abschnitt 3.4. Da die Schalen-Berechnungsmodelle der Bauteilprobe vor der Schweißpunktcharakterisierung erstellt wurden, beträgt im „Spider“-Berechnungsmodell der Durchmesser des ersten Kreisrings abweichend zum gemessenen Schweißlinsendurchmesser d1 = 5,0 mm. Aufgrund der geringen Abweichung wurde auf eine Neuvernetzung verzichtet.

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Bild 6-1: Abbildung der Schweißpunkte bei Kerbspannungs- und FESPOW-Konzept

Die Berechnung der lokalen Kerbspannungen in der mit einem Referenzradius rref = 0,05 mm ausgerundeten Wurzelkerbe erfolgt mit unterschiedlichen Methoden:

„Solid“-Modell: Die gesamte Probe ist mit Volumenelementen vernetzt.

„Shell2Solid“-Modell: Nur der Schweißpunktbereich ist mit Volumenelementen vernetzt, der Rest der Probe mit Schalenelementen. Die Verbindung von Volumen- und Schalenelementen erfolgt mit einem „SHELL TO SOLID COUPLING“.

"Shell-Solid-Sub"-Modell: Der mit Volumenelementen vernetzte Schweißpunktbereich wird als Submodell berechnet. Das Globalmodell ist ein reines Schalenmodell, z.B. das „Spider“-Modell, siehe oben.

Für die Bauteilprobe ist die Erstellung eines „Solid“-Modells mit vertretbarem Aufwand nicht möglich. Hier wurden die Kerbspannungen nur mit einem „Shell2Solid“-Modell und einem "Shell-Solid-Sub"-Modell vergleichend berechnet.

Für die Vernetzung der Volumenmodelle werden Solid-Elemente mit quadratischem Verschiebungsansatz, bevorzugt Hexaederelemente, verwendet. Der Schweißpunktbereich erstreckt sich über den doppelten Schweißpunktdurchmesser und ist wie folgt diskretisiert, Bild 6-1, links:

64 Elemente über dem Umfang.

Referenzradius rref = 0,05 mm in der Wurzelkerbe als U-Kerbe ( Spalt zwischen den Blechen x = 0,1 mm) mit 16 Elementen über den 90°-Bogen. Bis in die Tiefe von T = 0,1 mm sechs konzentrische Elementreihen, wobei die Elementkantenlänge in radialer Richtung mit dem Verhältnis f = 1,2 in die Tiefe ansteigt.

4 Elemente über der Blechdicke.

Als Schweißpunktdurchmesser ist für die Detailproben DSchwpkt = 6,5 mm und für die Bauteilprobe DSchwpkt = 5,5 mm verwendet, vgl. Abschnitt 3.4.

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Auf den Bildern 6-2 bis 6-6 sind einige FEM-Modellvarianten der untersuchten Proben dargestellt.

Bild 6-2: FEM-Modelle der Scherzugprobe

Bild 6-3: FEM-Modelle der Schälzugprobe

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Bild 6-4: FEM-Modelle der H-Scherzugprobe

Bild 6-5: FEM-Schalenmodelle der Bauteilprobe

Bei der Bauteilprobe wird das Submodell aus dem eigentlichen Volumenmodell des Schweißpunktes noch mit einem Schalenring umgeben, Bild 6-6. Dies führte hier zu besseren Ergebnissen, da die Verschiebungen und Verdrehungen des Schalen-Globalmodells direkt wieder für Schalenelemente des Submodells übernommen werden. Die Verbindung von

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Volumen- und Schalenelementen im Submodell erfolgt mit einem „SHELL TO SOLID COUPLING“.

Bild 6-6: Modelle der Bauteilprobe zur Bewertung nach dem Kerbspannungskonzept

6.2 Experimentelle Dehnungsanalyse und Modellverifikation

Die Modellverifikation, d.h. die Anpassung der Berechnungsrandbedingungen an die Versuchsrandbedingungen, erfolgt primär mit den Solid-Modellen. Der Abgleich wird im linear elastischen Bereich, also bei relativ geringen Belastungen vorgenommen. Aus diesem Grund bleibt bei den Berechnungen möglicher Blechkontakt bei den Schälzug- und Bauteilproben unberücksichtigt. Zum Vergleich sind für die Proben auch die berechneten Dehnungen der Schalen-Modelle dargestellt. Hierbei ist jedoch zu beachten, dass aufgrund der Modellierung Abweichungen von bis zu ca. 2 mm zwischen der Knotenkoordinate, an der die berechnete Dehnung ausgelesen wurde, und der DMS-Position vorliegen können.

6.2.1 Scherzugprobe

Für die Scherzugprobe wurden mit allen drei Varianten experimentelle Dehnungsanalysen durchgeführt. Die Positionen der applizierten Dehnungsmessstreifen sind in Bild 6-7 dargestellt.

Bei den experimentellen Dehnungsanalysen wurden die Scherzugproben über einen Last-Zeitverlauf mit einer Frequenz von ca. 1 Hz stufenweise belastet. Nacheinander wurden verschiedene Kraftamplituden (Fa = 1 kN, 2,5 kN, 5 kN, 7,5 kN, 10 kN, 12,5 kN) schwellend (R = 0) angefahren und jeweils zwei Zyklen gefahren, Bild 6-7. Für den linear-elastischen Dehnungsabgleich ist als gemessene Dehnung die Steigung der Geraden Dehnung = f(Kraft) bei der niedrigsten Lastamplitude (Fa = 1 kN) angegeben.

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Bild 6-7: DMS-Positionen, applizierte Probe und Vergleich berechneter und gemessener Dehnungen der Scherzugprobe

In Bild 6-7 ist der Vergleich zwischen berechneten und gemessenen Dehnungen für die Scherzugprobe dargestellt.

Aufgrund der Probensymmetrie sollten theoretisch die Dehnungen der folgenden DMS gleich sein:

DMS 1 = DMS 10 DMS 2 = DMS 9 DMS 3 = DMS 8 DMS 4 = DMS 11 = DMS 5 = DMS 12 DMS 6 = DMS 7

Ebenso ist zu erwarten, dass die gemessenen Dehnungen unabhängig von der Probenvariante sind, da diese sowohl in ihrer Geometrie, bis auf geringe Unterschiede in den Blechdicken, als auch ihren elastischen Werkstoffkennwerten (E-Modul und Querkontraktionszahl) gleich sind.

Insbesondere an den sehr nahe am Schweißpunkt gemessenen Dehnungen (DMS 4, DMS 11, DMS 5, DMS 12) sind größere Unterschiede zwischen den Probenvarianten als auch den Positionen aufgetreten. Die Ursache hierfür liegt vermutlich in Abweichungen der DMS-Positionen und den lokalen Verhältnissen in Schweißpunktnähe.

Die berechneten Dehnungen sind für alle FEM-Modellvarianten vergleichend gegenübergestellt. Für das „FESPOW“-Modell ist aufgrund der groben Elementierung in unmittelbarer Schweißpunktnähe (DMS4 etc.) keine Dehnungsbestimmung möglich. Abgesehen von den Dehnungen sehr nahe am Schweißpunkt, liefern die unterschiedlichen Modellvarianten eine gute Übereinstimmung in den lokalen Beanspruchungen. Die berechneten Dehnungen liegen weitgehend im Streuband der gemessenen Dehnungen.

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Zum Abgleich der FEM-Modelle war es erforderlich, eine an die Versuchsrandbedingungen angepasste Einspannsteifigkeit zu berücksichtigen.

6.2.2 Schälzugprobe

Für die Scherzugprobe wurde nur an der Variante mit gemischten Werkstoffen (SÄZ3) eine experimentelle Dehnungsanalyse durchgeführt. Die Positionen der applizierten Dehnungsmessstreifen sind in Bild 6-8 dargestellt.

Bei den experimentellen Dehnungsanalysen wurde die Schälzugprobe über einen Last-Zeitverlauf mit einer Frequenz von ca. 0,5 Hz wie folgt belastet:

- 10 Zyklen, 0 … 0,6 kN, anschließend, - 10 Zyklen, 0 … 0,8 kN, anschließend, - 10 Zyklen, 0 … 1,4 kN.

Als gemessene Dehnung wird die Steigung der Geraden Dehnung = f(Kraft) für Belastungen F < 0,1 kN angegeben.

Bild 6-8: DMS Positionen, applizierte Probe und Vergleich berechneter und gemessener Dehnungen der Schälzugprobe

In Bild 6-8 ist der Vergleich zwischen berechneten und gemessenen Dehnungen für die Schälzugprobe dargestellt.

Aufgrund der Probensymmetrie sollten theoretisch die Dehnungen der folgenden DMS gleich sein:

DMS 1 = DMS 2 = DMS 3 = DMS 4 DMS 5 = DMS 6

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DMS 7 = DMS 8 DMS 9 = DMS 10

Die berechneten Dehnungen sind für alle FEM-Modellvarianten vergleichend gegenübergestellt. Bei den Berechnungen ist kein Blechkontakt berücksichtigt, da davon auszugehen ist, dass bei den hier betrachteten geringen Belastungen infolge des Spalts zwischen den Blechen kein Kontakt auftritt. Rechnerisch ergibt sich bei einer Belastung von F = 0,1 kN eine Annäherung der Bleche am oberen Ende von ca. Δs = 0,04 mm.

Für das 3D- und die „Spider“-Modelle ergibt sich eine gute Übereinstimmung der berechneten Dehnungen zu den gemessenen Dehnungen. Mit dem „FESPOW“-Modell werden im Steg deutlich zu hohe Dehnungen berechnet.

6.2.3 H-Scherzugprobe

Bei den experimentellen Dehnungsanalysen wurde die H-Scherzugprobe über einen Last-Zeitverlauf mit einer Frequenz von ca. 0,5 Hz wie folgt belastet:

- 10 Zyklen, 0 … 40 kN, anschließend - 10 Zyklen, 0 … 60 kN, anschließend - 10 Zyklen, 0 … 90 kN.

Als gemessene Dehnung ist die Steigung der Geraden Dehnung = f(Kraft), abgeleitet aus der 3. Messung (Fa = 45 kN), für Belastungen F < 10 kN angegeben.

Bild 6-9: DMS Positionen, applizierte Probe und Vergleich berechneter und gemessener Dehnungen der H-Scherzugprobe

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In Bild 6-9 ist der Vergleich zwischen berechneten und gemessenen Dehnungen für die H-Scherzugprobe dargestellt. Die Berechnungsergebnisse des „FESPOW“-Modells sind nicht dargestellt, da aufgrund der groben Elementierung keine Knoten in der Nähe der DMS-Positionen sind.

Aufgrund der Probensymmetrie sollten theoretisch die Dehnungen folgender DMS gleich sein:

DMS 1 = DMS 3 = DMS 4 = DMS 6 DMS 2 = DMS 5 DMS 7 = DMS 9 = DMS 10 = DMS 12 DMS 8 = DMS 11

Bei den Messungen ergaben sich jedoch zum Teil größere Unterschiede. Dies resultiert zum einen aus unvermeidbaren geringen Unsymmetrien der Probengeometrie, der Schweißpunkpositionen oder/und der Versuchseinspannung und zum anderen aus Abweichungen in den DMS-Positionen.

Die mit dem 3D-Modell berechneten Dehnungen stimmen im Mittel am besten mit den gemessenen Dehnungen überein. Nahe der Schweißpunkte werden mit den „Spider“-Modellen deutlich zu hohe Beanspruchungen berechnet.

6.2.4 Bauteilprobe

Die experimentelle Dehnungsanalyse fand am „Originalbauteil“, d.h. ohne Zusatzschweißung und Trennschnitt, statt. Die Positionen der applizierten Dehnungsmessstreifen sind in Bild 6-10 dargestellt. Insgesamt wurden drei Messungen durchgeführt:

- Quasistatisch, F = 6 kN - Einige Zyklen mit ca. 10 Hz, F = 0 … 6 kN - Quasistatisch in 3 Stufen F = 0 …2 kN … 4 kN … 6 kN

Bild 6-10: Applizierte Bauteilprobe und Vergleich berechneter und gemessener Dehnungen

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In Bild 6-10 ist der Vergleich zwischen berechneten und gemessenen Dehnungen für die Bauteilprobe dargestellt. Aus den drei Messungen sind jeweils der Mittelwert und die maximalen Abweichungen dargestellt. Die berechneten Dehnungen sind am „Spider“-Modell ermittelt.

Größere Abweichungen zwischen Berechnung und Messung treten bei DMS1, DMS11 und DMS12 auf. Die Ursachen konnten auch nach vielfältigen Variantenberechnungen nicht geklärt werden. Aufgrund der Komplexität des Bauteils können u.a. Abweichungen in den Blechdicken infolge des Umformens oder größere Geometrieabweichungen zwischen realem Bauteil und FEM-Modell Gründe für die Unterschiede sein.

6.3 Elastisch / plastische Werkstoffkennwerte

Für die elastisch-plastischen Berechnungen wird das in Abaqus implementierte zyklische Werkstoffgesetz „Plastic, Hardening=Combined“ [Abaqus] verwendet, wobei eine isotrope Verfestigung unberücksichtigt bleibt. Ebenso wie die beiden Blechwerkstoffe (H320LA und DX54) weisen die Schweißpunkte in Abhängigkeit der gefügten Blechkombinationen (H320LA / H320LA, DX54 / DX54 und H320LA / DX54) unterschiedliches elastisch-plastisches Verhalten (Spannungs-Dehnungs-Kurven) auf. Die angenommenen Bereiche für Blech- und Schweißpunktwerkstoff bei den Solid-Modellen sind in Bild 6-11 dargestellt. Bei den Schalen-„Spider-mod“-Modellen wird den „Schweißpunktelementen“ rein elastisches Verhalten zugewiesen Bild 6-11.

Bild 6-11: Bereiche unterschiedlicher Materialdaten in den FEM-Modellen

Die Werkstoffkennwerte (Fließgrenze 0 sowie Ci und i für i Backstress-Tensoren) der unterschiedlichen Blechwerkstoffe sowie Schweißpunkte wurden im Rahmen von Parameterberechnungen mit den Volumenmodellen so festgelegt, dass für die drei Varianten der Scherzugprobe die berechneten Dehnungen möglichst gut mit den gemessenen Dehnungen übereinstimmen, Bild 6-12 und Tabelle 6-1.

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Bild 6-12: abgeleitete Spannungs-Dehnungs-Kurven

0, MPa C1, MPa 1 C2, MPa 2 C3, MPa 3 Blech H320 LA 160 2,9.105 3700 4,8.104 350 Blech DX 54 120 1,2.105 3000 3000 80 5000 55 Schweißpunkt H320 LA

500 5,2.104 100 1000 0

Schweißpunkt DX 54

230 5,2.104 100 1000 0

Schweißpunkt H320 LA/DX 54

350 5,2.104 100 1000 0

Tabelle 6-1: Parameter für das ABAQUS Werkstoffmodell „*Plastic, Hardening=Combined“

Auf den Bildern 6-13 und 6-14 sind die mit den identifizierten Werkstoffkennwerten berechneten den gemessenen Dehnungsverläufen beispielhaft für die beiden Scherzugproben SEZ1 (H320LA) und SEZ2 (DX54) vergleichend gegenübergestellt. Im Anhang sind auf den Bildern A-1 bis A-3 die entsprechenden Ergebnisse für die anderen Proben dargestellt.

Insbesondere für die weiter vom Schweißpunkt entfernten DMS zeigt sich bei beiden Werkstoffen eine gute Übereinstimmung der berechneten mit den gemessenen Dehnungen. Nahe am Schweißpunkt liegen zum Teil größere Abweichungen vor, insbesondere bei geringeren Belastungen. Für die höchste hier untersuchte Belastung sind die Berechnungsergebnisse zufriedenstellend.

Bei der Scherzugprobe SEZ1 wird an den DMS11 und DMS12 im Vergleich zu DMS4 und DMS5 ein deutlich abweichendes Dehnungsverhalten gemessen. Die an DMS11 und DMS12 gemessenen Dehnungen weichen auch deutlich von den berechneten Dehnungen ab, Bild 6-13. Bei der Scherzugprobe aus DX54 (SEZ2) treten diese Unterschiede nicht auf, Bild 6-14. Auch bei der Scherzugprobe mit gemischten Werkstoffen (SEZ3) liegt am Blech H320LA bei DMS 11 und DMS12 vergleichbares Dehnungsverhalten wie bei Probe SEZ1 vor, Bild A-1. Eine befriedigende Erklärung für dieses Verhalten konnte nicht gefunden werden.

Für die Probe SEZ1 sind auch die mit den Schalenmodellen berechneten Dehnungen dargestellt. An den DMS-Positionen, die nicht in unmittelbarer Nähe der Schweißpunkte liegen, liefern die Schalenmodelle zufriedenstellende Ergebnisse. Die Abweichungen zu den Volumenmodellergebnissen bzw. den gemessenen Dehnungen sind beim „FESPOW“-Modell größer als beim „Spider“-Modell.

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Bild 6-13: Elastisch-plastische Beanspruchung, Vergleich Berechnung - Messung für SEZ1

Bild 6-14: Elastisch-plastische Beanspruchung, Vergleich Berechnung - Messung für SEZ2

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Die identifizierten Kennwerte an der Scherzugprobe für den Werkstoff H320LA wurden auch für den ähnlichen HC340LA der Bauteilprobe und die Kennwerte vom DX54 für den DC05 der Bauteilprobe verwendet.

Im Vergleich zu den angepassten Spannungs-Dehnungs-Kurven sind in Tabelle 6-2 die aus der Literatur (vgl. Abschnitt 4.2) und die nach dem „Uniform Material Law (UML)“ [Bäu90] abgeleiteten Ramberg-Osgood Parameter der zyklischen Spannungs-Dehnungs-Kurven dargestellt. Die für die Anwendung des UML erforderlichen Zugfestigkeiten Rm wurden für die Schweißpunkte aus den jeweils gemessenen Vickers-Härten abgeleitet.

Rm = (3,29 {HV} – 47) MPa [Vel84]

Die Zugfestigkeiten der Bleche sind aus der Literatur entnommen, siehe Abschnitt 4.2.

H320 LA DX54 Schwpkt. 1H320/H320

Schwpkt. 2 DX54/DX54

Schwpkt. 3H320/DX54

UML Literatur UML Literatur UML UML UML HV 350 150 250 Rm in MPa 459 303 1104 446 775 K’ in MPa 757 605 500 1042 1822 737 1280 n’ 0,15 0,10 0,15 0,26 0,15 0,15 0,15

Tabelle 6-2: Vergleich der zyklischen Spannungs-Dehnungs-Kurven

6.4 Blechkontakt

Aufgrund der Probengeometrie kann es bei den Schälzugproben und der Bauteilprobe unter Belastung theoretisch zu Blechkontakt kommen. Wie die Schliffbilder, Bild 3-12, zeigen, kann zwischen den Blechen im Bereich der Schweißpunkte fertigungsbedingt ein Spalt von mindestens x = 0,1 mm angenommen werden. Insbesondere für die Schälzugprobe wurde die Kontaktproblematik hier näher untersucht.

Bild 6-15: Schälzugprobe, Dehnungen an DMS7 und DMS8

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Die Dehnungsmessstreifen DMS7 und DMS8 reagieren deutlich auf Kontakt der überstehenden Blechbereiche der Schälzugproben, Bild 6-15. Bei der Erstbelastung bis Fmax = 0,6 kN beginnen die Dehnungen ab F ≈ 0,3 kN von der ohne Kontakt mit elastischem Werkstoffverhalten berechneten Dehnungsgeraden abzuweichen und sich der elastisch mit Kontakt (Spalt x = 0,1 mm) berechneten Charakteristik anzunähern. Aufgrund der Probensymmetrie sollten die Dehnungen an den Positionen DMS7 und DMS8 gleich sein. Während die gemessenen Dehnungen an DMS7 und DMS8 bei der ersten Belastungsstufe (0 < F < 0,6 kN) noch etwa vergleichbar sind, unterscheidet sich das Dehnungsverhalten dieser beiden Messstellen bei den nachfolgenden Zyklen mit höherer Belastungsamplitude deutlich voneinander. Ursachen für die unterschiedlichen Beanspruchungen können in veränderten Spaltbreiten über der Probenbreite und Unterschieden in der Schweißpunktgeometrie und -lage begründet sein.

Nach der Erstbelastung tritt das Abknicken der Dehnungen erst bei einer Belastungshöhe von etwa F ≈ 0,5 kN ein, was durch eine Vergrößerung der Spaltbreite erklärt werden könnten. Nach einer Belastung auf F = 0,8 kN scheint sich die Spaltbreite, insbesondere im Bereich DMS7, wieder zu verringern.

Bild 6-16: Schälzugprobe, Dehnungen an DMS7 und DMS8, Vergleich unterschiedlicher Berechnungsvarianten mit Messung

Bild 6-16 zeigt die, sowohl ohne Kontakt als auch mit Kontakt bei unterschiedlichen Spaltbreiten berechneten Dehnungsverläufe im Vergleich zu den gemessenen Dehnungsverläufen. Während des Belastens der Probe sind bei den Berechnungsvarianten mit Spalt Übereinstimmungen zum gemessenen Dehnungsverhalten zu erkennen. Während der Entlastungsphase treten hingegen deutliche Unterschiede zu den Messungen auf. Während sich, insbesondere bei den ersten beiden Belastungsstufen, am realen Bauteil beim Entlasten die Druckdehnungen vergrößern, ergibt sich aus den Berechnungen ein Abbau der Druckdehnungen. Das bei der experimentellen Dehnungsanalyse beobachtete

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Dehnungsverhalten konnte rechnerisch nicht abgebildet werden. Mögliche Ursachen könnten im Werkstoffverhalten oder in Eigenspannungsumlagerungen im Bereich des Schweißpunktes liegen.

Bild 6-17: Bauteilprobe, Bereiche mit Blechkontakt (rot) aus elastisch-plastischer Berechnung mit F = 30 kN in Abhängigkeit der angenommenen Spaltbreite

Ebenso wie bei der Schälzugprobe kann bei der Bauteilprobe unter Belastung Blechkontakt auftreten. Bei einer angenommenen Spaltbreite x = 0,1 mm kommt es rechnerisch, bei einer Belastung in Höhe der definierten Überlast, jedoch nur in wenigen Bereichen zum Kontakt zwischen den Blechen, Bild 6-17. Am kritischen Schweißpunkt kommt es bei Überlast zu Blechkontakt.

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7 Bewertung der Versuchsergebnisse

In Tabelle 7-1 sind die mit den unterschiedlichen FEM-Modellvarianten berechneten maximalen Radial- (nach FESPOW) und Kerbspannungen für die untersuchten Proben, bezogen auf eine Belastung F = 1 kN, zusammengefasst.

max. Radialspannung aus

Balkenschnittgrößen in MPa/kN max. Kerbspannung in MPa/kN

"FESPOW" "Spider" "Spider mod" "Solid" "Shell2Solid" "Shell-Solid-

Sub"

Scherzugproben 50,1 50,1 50,1 307,0 310,6 292,1

Schälzugproben 1031,0 1065,0 1056,0 6715,0

H-Scherzugprobe 12,4 13,2 13,0 65,1

Bauteilprobe 62,5 69,6 306,3 326,1

Tabelle 7-1: Berechnete maximale Radial- und Kerbspannungen (linear elastische Berechnung ohne möglichen Blechkontakt)

Alle Berechnungen sind linear elastisch und ohne Kontakt durchgeführt worden. Der Einfluss unterschiedlicher Modellvarianten ist generell gering. An der Bauteilprobe ist der Einfluss der Modellierung auf die maximal berechnete Radialspannung am deutlichsten. Mit dem „Spider“-Modell ergibt sich eine um etwa 10% höhere maximale Radialspannung als mit dem „FESPOW“-Modell.

Bild 7-1: Bewertung der Versuchsergebnisse (CA) nach dem FESPOW-Konzept

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In Bild 7-1 sind die Ergebnisse der hier durchgeführten Schwingfestigkeitsversuche mit konstanter Amplitude nach dem FESPOW-Konzept ausgewertet und mit der Bemessungs-wöhlerlinie für R = 0 [Rup95]

Neigung: k = 6

Schwingspielzahl am Abknickpunkt: Nk = 2.106

Radialspannungsamplitude am Abknickpunkt: a,rad,k = 129,2 MPa bei PÜ = 50%, R = 0

Streumaß: 1/T = 1,39

Mittelspannungsempfindlichkeit MFESPOW = 0,1 ( a,rad,k,R=-1 = 142,1 MPa bei PÜ = 50%)

verglichen. Für die gezeigte Bewertung wurden jeweils die über das „FESPOW“-Modell berechneten Radialspannungsamplituden verwendet.

Die nach dem FESPOW-Konzept bewerteten Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche mit konstanter Amplitude an den Scher- und Schälzugproben fallen mit 1/T = 1,54 in einem für Schweißverbindungen üblichen Streuband zusammen. Die Neigung der aus den Versuchsergebnissen ausgewerteten Wöhlerlinie ist mit k = 4,2 steiler als die der Referenzwöhlerlinie. Die Versuchsergebnisse liegen entweder im Streuband der Referenzwöhlerlinie oder, bei höheren Beanspruchungen, auf der sicheren Seite.

Bild 7-2: Bewertung der Versuchsergebnisse (VA) nach dem FESPOW-Konzept

Bild 7-2 zeigt die Ergebnisse der Versuche mit variablen Amplituden. Als Struktur-spannungsamplitude ist jeweils die nach dem FESPOW-Konzept berechnete maximale Radialspannungsamplitude für den Kollektivhöchstwert aufgetragen. Die Versuchsergebnisse werden mit der aus der Referenzwöhlerlinie mittels linearer Schadensakkumulation

- nach „Miner modifiziert“ mit k’ = 2k-1,

- für das Gaußkollektiv mit dem Umfang H0 = 105,

- mit der zulässigen Schadenssumme Dzul = 0,5,

bestimmten Gaßnerlinie verglichen. Es zeigt sich, dass

die in [Rup95] angegebene zulässige Schadenssumme Dzul = 0,5 für eine konservative Bemessung zutreffend ist,

51

die Versuchsergebnisse stark streuen,

insbesondere für die Bauteilprobe eine Bemessung mit Dzul = 0,5 sehr konservativ ist.

In den Bildern 7-3 und 7-4 ist die Bewertung nach dem Kerbspannungskonzept dargestellt. In [Sto11] ist eine Bemessungswöhlerlinie (R = 0) für das Kerbspannungskonzept mit dem Referenzradius rref = 0,05 mm für Punktschweißverbindungen angegeben:

Neigung: k = 6,3

Schwingspielzahl am Abknickpunkt: Nk = 1.107

Kerbspannungsamplitude (von Mises) bei N = 2.106: a,vM,2E6 = 714 MPa bei PÜ = 50%, R = 0

Streumaß 1/T = 1,54

Für die Detailproben wurden die über das „Solid“-Modell und für die Bauteilprobe die über das „Shell2Solid“-Modell berechneten Kerbspannungsamplituden verwendet.

Bild 7-3: Bewertung der Versuchsergebnisse (CA) nach dem Kerbspannungskonzept

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Bild 7-4: Bewertung der Versuchsergebnisse (VA) nach dem Kerbspannungskonzept

Im Vergleich zu den Ergebnissen der Bewertung nach dem FESPOW-Konzept lässt sich folgendes feststellen:

Die Streuung der Versuche mit konstanter Amplitude ist mit einem Streumaß 1/T = 1,64 etwas höher,

Die Ergebnisse der Bauteilprobe unter variablen Amplituden liegen näher am Streuband der Detailproben,

Das Kerbspannungskonzept ist mit vergleichbarer Genauigkeit anwendbar, jedoch aufgrund der erforderlichen Volumenmodelle aufwändiger in der Anwendung.

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8 Rechnerische Methode zur Bewertung von Überlasten

Bei den hier untersuchten Proben und Belastungen führen Überlasten nicht zu einer Reduzierung der Schwingfestigkeit. Überlasten müssen daher bei der Bauteilauslegung für solche Fälle nicht berücksichtigt werden. Es ist jedoch nicht auszuschließen, dass sich an Strukturdetails mit anderer Beanspruchungscharakteristik Überlasten auch negativ auf die Schwingfestigkeit auswirken können. Im Rahmen dieses Forschungsprojektes wurde eine rechnerische Methode entwickelt, mit der der Einfluss von Überlasten auf die Schwingfestigkeit auf Basis des FESPOW-Konzeptes berücksichtigt werden kann. Folgende Annahmen und Randbedingungen liegen der Methode zu Grunde:

Überlasten treten zu Beginn des Betriebs einer Struktur auf,

dadurch entstehende Eigenspannungen bleiben weitgehend stabil und

es wird nur Blechversagen betrachtet.

Der Ablauf einer rechnerischen Bewertung von Schweißpunkten mit Berücksichtigung des Einflusses von Überlasten ist im Bild 8-1 dargestellt. Auf der linken Seite ist das übliche Vorgehen beim FESPOW-Konzept (linear) ohne Berücksichtigung einer Überlast für einen ausgewählten Schweißpunkt gezeigt:

1. Mit Hilfe linear-elastischer Berechnungen werden für Einheitslastfälle die Schnittgrößen des Balkenelementes am Schweißpunkt ermittelt.

2. Die Balkenschnittgrößen werden entsprechend der Belastungszeitverläufe skaliert und überlagert.

3. Aus den in Punkt 2. ermittelten Zeitverläufen der Balkenschnittgrößen werden die Radialspannungszeitverläufe am Umfang des Schweißpunktes für beide Bleche i berechnet.

4. In vorgegebenen Winkelschritten werden für jeden Umfangswinkel aus den jeweiligen Radialspannungszeitverläufen (Punkt 3.) RF-Matrizen abgeleitet und mittels der Referenzwöhlerlinie und der Mittelspannungsempfindlichkeit MFESPOW mit linearer Schadensakkumulation die Schadenssummen für beide Bleche i berechnet, D,i,lin. Die größte um den Schweißpunkt ermittelte Schadenssumme ist relevant, Max(D,i,lin).

5. Aus der für den Schweißpunkt relevanten Schadenssumme Max(D,i,lin) wird mittels der zulässigen Schadenssumme Dzul = 0,5 die ertragbare Schwingspielzahl NFESPOW des Punktes ermittelt.

Um die Lebensdauer einer Struktur zu bestimmen, sind alle Schweißpunkte der Struktur entsprechend zu bewerten.

Infolge von Überlasten kann es im Bereich von Schweißpunkten zu lokalen Plastifizierungen kommen. Hierdurch werden lokale Eigenspannungen induziert, denen sich die regulären Betriebsbeanspruchungen überlagern. Die induzierten Eigenspannungen wirken somit wie Mittelspannungen.

Auch ohne Überlasten können infolge der regulären Betriebsbeanspruchungen im Bereich der Schweißpunkte lokale Plastifizierungen und damit Eigenspannungen auftreten. Diese Eigenspannungen (Mittelspannungen) werden jedoch im linearen FESPOW-Konzept nicht direkt berücksichtigt sondern sind indirekt in der Referenzwöhlerlinie und der in [Rup95] empfohlenen Mittelspannungsempfindlichkeit MFESPOW berücksichtigt. Der Einfluss von Überlasten ist daher relativ zu bewerten.

Soll der Einfluss einer Überlast berücksichtigt werden, ist das Ergebnis nach dem oben beschrieben linearen FESPOW-Konzept zu korrigieren. Die linear berechneten Schädigungen D,i,lin sind mit einem Faktor zu multiplizieren, in den, über R-Werte ausgedrückt, das Verhältnis der durch Überlasten induzierten Eigenspannungen zu den durch die höchsten „normalen“

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Belastungen ohnehin induzierten Eigenspannungen eingeht. Das Vorgehen hierzu ist auf Bild 8-1, rechte Seite dargestellt:

1. Mittels eines „Spider“-Modells sind die elastisch-plastischen Radialspannungs-Zeitverläufe um die Schweißpunkte für die Lastfälle a) „ohne Überlast“: höchste Belastung im „normalen“ Betrieb und b) „mit Überlast“: Überlast + höchste Belastung im „normalen“ Betrieb zu berechnen. Anm.: Die höchste Belastung im „normalen“ Betrieb ist in der Praxis, insbesondere wenn mehrere Lasteinleitungspunkte (Lastzeitverläufe) vorliegen, häufig nicht eindeutig zu definieren.

2. An der zweiten Knotenreihe um den Schweißpunktbalken (Abstand vom Balkenelement a ≈ Schweißlinsendurchmesser) sind die Spannungsverhältnisse (R-Werte) der Radialspannungs-Zeitverläufe über dem Umfangswinkel auf den Blechinnenseiten für die beiden Lastfälle (R,ohne ÜL(), R,mit ÜL()) zu bestimmen. Je nach Knotenanzahl in Umfangsrichtung sind für Umfangswinkel, denen kein Knoten zugeordnet werden kann, die entsprechenden R-Werte zu interpolieren.

3. Für jeden gewählten Umfangswinkel sind Schädigungen D’,i der Lastfälle mit und ohne Überlast für beide Bleche i unter Berücksichtigung der im Punkt 2 bestimmten R-Werte zu berechnen. Die Schädigung D’,i,ohne ÜL für Lastfall a) (ohne Überlast) ergibt sich aus der linearen Schadensakkumulation für den linear elastisch berechneten FESPOW-Radialspannungs-Zeitverlauf der so verschoben ist, dass rad,max,u / rad,max,o = R,ohne ÜL(). In gleicher Weise berechnet sich die Schädigung D’,i,mit ÜL für Lastfall b) (mit Überlast) mit dem auf rad,max,u / rad,max,o = R,mit ÜL() verschobenen Radialspannungs-Zeitverlauf. Die erforderliche Mittelspannungs-transformation erfolgt über eine Mittelspannungsempfindlichkeit M, die nicht zwangsläufig MFESPOW des linear elastischen FESPOW-Konzeptes entsprechen muss.

4. Die Schädigung unter Berücksichtigung von Überlasten ergibt sich zu D,i = D,i,lin

. (D’,i,mit ÜL / D’,i,ohne ÜL).

Bild 8-1: Rechnerische Bewertung von Überlasten bei Punkschweißverbindungen

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8.1 Anwendung und Vergleich mit Versuchsergebnissen

Die oben beschriebene rechnerische Methode wurde auf die hier untersuchten Proben und Belastungsfälle angewendet und die Ergebnisse mit den Versuchsergebnissen verglichen. Mit der Mittelspannungsempfindlichkeit M = 0,2, zur Transformation der auf die elastisch-plastisch berechneten R-Werte verschobenen Radialspannungs-Zeitverläufe, ergaben sich zutreffende Ergebnisse. Bild 8-2 zeigt die Anwendung bei Belastung mit konstanten Amplituden am Beispiel der Schälzugprobe SEZ1. Hier ist nur die Stelle der maximalen Beanspruchung bei „normaler“ Belastung (ohne Überlast) betrachtet. Theoretisch kann infolge der durch die Überlast induzierten Eigenspannungsverteilung um den Schweißpunkt nach Überlast die kritische Beanspruchung an einer anderen Stelle (Umfangswinkel) vorliegen. Im vorliegenden Beispiel ist dies nicht der Fall.

Bild 8-2: Rechnerische Bewertung von Überlasten am Beispiel der Schälzugprobe SEZ1 bei CA-Belastung mit Fa = 6 kN

Da bei der Probe SEZ1 beide Bleche gleiche Dicke haben und aus dem gleichen Werkstoff bestehen, genügt die Bewertung eines Bleches. Für die Probe SEZ3 mit unterschiedlichen Werkstoffen sind die Radialspannungen in beiden Blechen zu bewerten. Tabelle 8-1 zeigt die Bewertung für die unter „normaler“ Belastung kritischen Punkte (Umfangswinkel) beider Bleche beim Lasthorizont Fa = 3 kN (R = 0) und der Überlastamplitude Fa,ÜL = 11 kN (R = 0) für diese Probenvariante.

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Tabelle 8-1: Rechnerische Bewertung von Überlasten am Beispiel der Schälzugprobe SEZ3 bei CA-Belastung mit Fa = 3 kN, Fa,ÜL = 11 kN

In Tabelle 8-2 sind für alle hier untersuchten Proben und Belastungen (CA und VA) die, nach der oben beschriebenen Methode berechneten Faktoren Gi = NÜL,i/Ni für zwei Horizonte Fa,i. zusammengestellt. Die FESPOW-Strukturspannungen sind für alle Proben ohne Kontakt (linear) berechnet. Die elastisch-plastischen Berechnungen zur Bestimmung der R-Werte wurden für alle Proben bis auf die Schälzugprobe ohne Blechkontakt durchgeführt. Bei den Berechnungen der Schälzugproben wurde Blechkontakt mit einem Spalt x = 0,1 mm berücksichtigt. Zusätzlich sind in Tabelle 8-2 die Koeffizienten der Linien G(Fa) = (Fa/CF)

g bzw. G(a,rad) = (a,rad /C)

g die als Gerade im doppellogarithmischen durch die zwei Stützstellen definiert sind, dargestellt.

Probe SEZ 1 SEZ 1 SEZ 2 SEZ 2 SEZ 3 SEZ 3 SÄZ 1 SÄZ 2 SÄZ 3 HSZ BTPVersuchsreihe CA/ÜL Gauss/ÜL CA/ÜL Gauss/ÜL CA/ÜL Gauss/ÜL CA/ÜL CA/ÜL CA/ÜL Gauss/ÜL Gauss/ÜL

Fa,1 6 10 6 8 6 10 0.4 0.4 0.4 40 10

NÜL/N bei Fa,1 2.06 1.21 1.10 1.23 1.47 1.19 1.79 0.99 1.26 1.17 1.36

Fa,2 3 6 2 5 3 5 0.2 0.20 0.20 20 8

NÜL/N bei Fa,2 18.49 3.95 1.75 1.38 5.24 2.78 11.75 1.78 2.70 1.46 2.09

CF 7.54 10.87 6.43 19.17 7.39 11.56 0.50 0.39 0.49 67.28 11.73

C 377.75 544.44 321.95 960.51 370.04 579.38 24.80 19.76 24.63 3370.48 587.65g -3.17 -2.31 -1.40 -0.24 -1.84 -1.22 -2.72 -0.85 -1.10 -0.31 -1.93

Tabelle 8-2: Berechneter Einfluss von Überlasten

In den Bildern 8-4 und 8-5 ist der berechnete Einfluss der Überlasten auf die Schwingfestigkeit mit den Versuchsergebnissen beispielhaft für die Proben SEZ1 und SÄZ1 gegenübergestellt. Im Anhang sind in den Bildern A-4 bis A-8 die entsprechenden Ergebnisse für die anderen Proben dargestellt. Die Übereinstimmung bei den Schälzugproben ist im Vergleich zu den anderen untersuchten Proben etwas schlechter, der Unterschied zwischen den Werkstoffvarianten wird qualitativ jedoch richtig abgebildet.

57

Bild 8-3: Rechnerische Bewertung von Überlasten, Vergleich mit Versuchsergebnissen für Scherzugprobe SEZ1

Bild 8-4: Rechnerische Bewertung von Überlasten, Vergleich mit Versuchsergebnissen für Schälzugprobe SÄZ1

Bild 8-5 zeigt den Vergleich zwischen Berechnung und Messung als Diagramm, bei dem die für jeden Versuchspunkt berechnete über der experimentell ermittelten Schwingspielzahl

58

dargestellt ist, für alle untersuchten Proben. Die berechneten Schwingspielzahlen wurden nach dem FESPOW-Konzept für PÜ = 50% wie folgt ermittelt:

- CA-Versuche ohne Überlasten mittels der FESPOW-Referenzwöhlerlinie

- VA-Versuche ohne Überlasten mit der im doppellogarithmischen im Bereich

250 MPa < rada, < 500 MPa linearisierten, für ein Gaußkollektiv mit H0 = 1.105, Dzul=0,5 und k’=2k-1 berechneten Gaßnerlinie: kGL = 6,3 N1,GL = 6.106 a,rad,1,GL = 250 MPa

- Versuche mit Überlast: Die für jeden Versuchspunkt aus der berechneten maximalen

Radialspannungsamplitude rada, bestimmten Schwingspielzahlen NFESPOW ohne Überlast, werden mit dem Faktor G(a,rad), Tabelle 8-2, multipliziert.

Bild 8-5: Vergleich Berechnung (FESPOW) - Messung

In das Diagramm, Bild 8-5, ist das Streuband der FESPOW-Referenzwöhlerlinie eingetragen: 1/TN = (1/T)

k =1,39 6 = 7,2

Die für die einzelnen Versuche rechnerisch nach dem FESPOW-Konzept ermittelten ertragbaren Schwingspielzahlen liegen entweder im Streuband der Referenzwöhlerlinie oder auf der sicheren Seite, d.h. die tatsächlich im Versuch erreichten Lebensdauern sind höher als die berechneten. Insbesondere für die Bauteilprobe sind die berechneten Lebensdauern sehr konservativ. Die hier entwickelte Methode zur Bewertung von Überlasten liefert zufriedenstellende Ergebnisse, die im Streuband der Versuche ohne Überlasten liegen.

59

9 Zusammenfassung und Ausblick

Im Folgenden sind die wichtigsten Ergebnisse dieses Forschungsvorhabens kurz zusammengefasst:

Die Versuchsergebnisse an den hier untersuchten Proben bestätigen weitgehend die FESPOW-Referenzwöhlerlinie, jedoch zeigt sich eine Tendenz zu einer steileren Zeitfestigkeitsgeraden.

Das Kerbspannungskonzept ist für die Bewertung von Punktschweißverbindungen mit vergleichbarer Genauigkeit anwendbar wie das FESPOW-Konzept.

Die in [Rup95] empfohlene zulässige Schadenssumme Dzul = 0,5 kann für die untersuchten Proben bei Gaußkollektiv weitgehend bestätigt werden.

Bei den hier untersuchten Proben und Belastungen führen Überlasten nicht zu einer Reduzierung der Schwingfestigkeit. Überlasten müssen daher bei der Bauteilauslegung für solche Fälle nicht berücksichtigt werden. Es ist jedoch nicht auszuschließen, dass sich an Strukturdetails mit anderer Beanspruchungscharakteristik Überlasten auch negativ auf die Schwingfestigkeit auswirken können.

Für die Proben bei denen mindestens ein Blech aus höherfestem Werkstoff besteht, ist eine deutliche Steigerung der Schwingfestigkeit nach Überlasten auf niedrigen Belastungshorizonten mit konstanter Amplitude zu beobachten. Aufgrund der bei den Versuchen mit variablen Amplituden im Vergleich zu den Überlasten relativ hohen Kollektivhöchstwerten, ist für diese nur ein relativ geringer Überlasteinfluss erkennbar.

Durch eine Berücksichtigung elastisch/plastisch berechneter R-Werte der lokalen Radialspannungs-Zeitverläufe um die Schweißpunkte ist eine rechnerische Bewertung des Einflusses von Überlasten auf die Schwingfestigkeit mit dem Strukturspannungskonzept nach FESPOW möglich. Für die hier untersuchten Fälle konnte mit der entwickelten Berechnungsmethode eine gute Übereinstimmung zu den Versuchsergebnissen erreicht werden.

Die rechnerische Methode ist anhand der in diesem Vorhaben durchgeführten Versuchsreihen entwickelt und verifiziert worden. Dies waren, wie schon erwähnt, Anwendungen bei denen Überlasten nicht zu einer Reduzierung der Schwingfestigkeit führen. Auch wurden hier nur schwellende Belastungen untersucht. Ob die beschriebene Vorgehensweise auch für andere, komplexere Belastungsverhältnisse zuverlässige Ergebnisse liefert, bleibt zu verifizieren.

60

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61

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Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 1

Versuchsbezeichnung SEZ, H320-H320, CA Kollektiv CA ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ1_001 1.80 1.00E+07 1.00E+07 d SEZ1_002 3.00 1.16E+06 5.51E+05 SEZ1_003 5.00 1.23E+05 7.07E+04 SEZ1_004 5.50 8.23E+04 5.17E+04 5.99E+04 SEZ1_005 4.00 3.65E+05 1.85E+05 2.63E+05 SEZ1_006 6.50 3.77E+04 2.51E+04 3.51E+04 SEZ1_007 2.50 2.37E+06 1.37E+06 1.90E+06 SEZ1_008 2.00 7.21E+06 5.37E+06 6.37E+06 SEZ1_009 5.00 1.31E+05 7.25E+04 8.50E+04 SEZ1_010 3.00 1.13E+06 5.45E+05 8.52E+05 SEZ1_011 2.00 6.58E+06 4.59E+06 5.00E+06 SEZ1_012 11.00 5.71E+03 4.09E+03 5.20E+03

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 2

Versuchsbezeichnung SEZ, H320-H320, CA/ÜL Kollektiv CA mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ1_013 6.25 12.5 4.0E+03 6.84E+04 5.56E+04 SEZ1_014 6.25 12.5 4.0E+03 6.80E+04 5.69E+04 SEZ1_015 3.00 12.5 1.0E+05 1.00E+07 1.00E+07 d SEZ1_016 4.00 12.5 3.5E+04 3.43E+06 3.38E+06 SEZ1_017 4.00 12.5 3.5E+04 2.00E+06 1.92E+06 SEZ1_018 5.00 12.5 1.3E+04 3.12E+05 2.63E+05 2.86E+05

Versuchsbezeichnung SEZ, H320-H320, Gauss Kollektiv Gauß ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ1_019 13.00 1.E+04 1.11E+05 9.76E+04 SEZ1_020 13.00 1.E+04 9.32E+04 8.82E+04 SEZ1_021 10.00 1.E+05 8.54E+05 7.84E+05 SEZ1_022 10.00 1.E+05 8.36E+05 6.84E+05 8.10E+05 SEZ1_023 7.00 1.E+06 5.40E+06 3.94E+06 4.68E+06 SEZ1_024 6.00 1.E+06 1.00E+07 1.00E+07 d SEZ1_025 9.00 1.E+05 1.27E+06 1.08E+06

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 3

Versuchsbezeichnung SEZ, H320-H320, Gauss/ÜL Kollektiv Gauß mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ1_026 7.00 1.E+06 12.5 1.0E+06 1.80E+07 1.80E+07 d SEZ1_027 10.00 1.E+05 12.5 1.0E+05 1.10E+06 1.01E+06 1.10E+06 SEZ1_028 10.00 1.E+05 12.5 1.0E+05 1.00E+06 8.44E+05 SEZ1_029 9.00 1.E+05 12.5 1.0E+05 3.10E+06 2.93E+06 3.10E+06

Versuchsbezeichnung SEZ, DX54-DX54, CA Kollektiv CA ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ2_001 2.50 1.11E+06 7.81E+05 SEZ2_002 4.00 8.78E+04 7.13E+04 8.57E+04 SEZ2_003 3.00 4.33E+05 3.27E+05 3.48E+05 SEZ2_004 5.00 2.72E+04 1.89E+04 2.60E+04 SEZ2_005 2.00 2.20E+06 1.60E+06 1.51E+06 SEZ2_006 2.00 3.34E+06 2.69E+06 2.60E+06 SEZ2_007 7.00 7.18E+03 3.48E+03 5.40E+03

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 4

Versuchsbezeichnung SEZ, DX54-DX54, CA/ÜL Kollektiv CA mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ2_008 5.00 8.5 3.0E+03 3.30E+04 3.30E+04 SEZ2_009 2.00 8.5 3.0E+05 9.60E+06 9.60E+06 SEZ2_010 4.00 8.5 9.0E+03 9.90E+04 8.20E+04 SEZ2_011 3.00 8.5 4.5E+04 5.85E+05 5.85E+05

Versuchsbezeichnung SEZ, DX54-DX54, Gauss Kollektiv Gauß ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ2_012 5.75 1.E+05 9.60E+05 7.94E+05 SEZ2_013 5.75 1.E+05 1.20E+06 1.08E+06 SEZ2_014 5.00 1.E+06 3.99E+06 3.23E+06 SEZ2_015 5.00 1.E+06 3.81E+06 3.01E+06 SEZ2_016 7.00 1.E+04 2.21E+05 1.94E+05

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 5

Versuchsbezeichnung SEZ, DX54-DX54, Gauss/ÜL Kollektiv Gauß mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ2_017 5.75 1.E+05 8.5 1.0E+05 1.40E+06 1.40E+06 SEZ2_018 5.75 1.E+05 8.5 1.0E+05 1.40E+06 1.40E+06 SEZ2_019 5.00 1.E+06 8.5 1.0E+06 9.00E+06 9.00E+06 SEZ2_020 5.00 1.E+06 8.5 1.0E+06 9.00E+06 9.00E+06 SEZ2_021 7.00 1.E+04 8.5 1.0E+04 3.50E+05 3.50E+05

Versuchsbezeichnung SEZ, DX54-H320, CA Kollektiv CA ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ3_001 3.50 4.69E+05 3.01E+05 SEZ3_002 4.00 2.56E+05 1.62E+05 1.55E+05 SEZ3_003 5.00 1.02E+05 7.66E+04 SEZ3_004 2.00 4.08E+06 3.29E+06 SEZ3_005 3.00 7.86E+05 5.29E+05 5.57E+05 SEZ3_006 6.00 3.61E+04 2.59E+04 2.89E+04 SEZ3_007 2.50 1.45E+06 9.92E+05 1.07E+06 SEZ3_008 6.50 2.52E+04 1.68E+04 2.12E+04 SEZ3_009 1.80 1.00E+07 1.00E+07 d SEZ3_010 9.00 5.56E+03 5.56E+03

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 6

Versuchsbezeichnung SEZ, DX54-H320, CA/ÜL Kollektiv CA mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ3_011 2.50 11 4.0E+05 1.00E+07 1.00E+07 d SEZ3_012 5.00 11 1.0E+04 1.30E+05 1.21E+05 SEZ3_013 4.00 11 2.5E+04 6.00E+05 5.64E+05 SEZ3_014 3.00 11 8.0E+04 4.24E+06 4.24E+06

Versuchsbezeichnung SEZ, DX54-H320, Gauss Kollektiv Gauß ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ3_015 6.75 1.E+05 1.34E+06 1.03E+06 SEZ3_016 6.75 1.E+05 1.53E+06 1.18E+06 SEZ3_017 5.00 1.E+06 7.02E+06 4.93E+06 SEZ3_018 5.00 1.E+06 7.77E+06 5.57E+06 SEZ3_019 8.00 1.E+05 6.36E+05 5.27E+05 SEZ3_020 9.00 1.E+05 3.39E+05 3.18E+05

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 7

Versuchsbezeichnung SEZ, DX54-H320, Gauss/ÜL Kollektiv Gauß mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SEZ3_021 6.75 1.E+05 11 1.0E+05 3.20E+06 3.06E+06 SEZ3_022 6.75 1.E+05 11 1.0E+05 3.00E+06 2.68E+06 SEZ3_023 5.00 1.E+06 8.5 1.0E+06 1.80E+07 1.80E+07 d SEZ3_024 8.00 1.E+05 11 1.0E+05 1.40E+06 1.29E+06 SEZ3_025 9.00 1.E+05 11 1.0E+05 9.00E+05 7.61E+05

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 8

Versuchsbezeichnung SÄZ, H320-H320, CA Kollektiv CA ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SÄZ1_001 0.40 5.98E+04 1.54E+04 SÄZ1_002 0.35 9.38E+04 2.92E+04 SÄZ1_003 0.25 5.45E+05 1.00E+05 SÄZ1_004 0.45 3.50E+04 8.80E+03 2.46E+04 SÄZ1_005 0.30 2.70E+05 3.78E+04 SÄZ1_006 0.20 1.36E+06 2.08E+05 SÄZ1_007 0.20 1.40E+06 2.08E+05

Versuchsbezeichnung SÄZ, H320-H320, CA/ÜL Kollektiv CA mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SÄZ1_008 0.30 0.7 1.7E+04 1.46E+06 1.07E+06 SÄZ1_009 0.40 0.7 2.0E+03 3.50E+05 1.39E+05 2.35E+05 SÄZ1_010 0.20 0.7 5.0E+04 7.72E+06 5.43E+06

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 9

Versuchsbezeichnung SÄZ, DX54-DX54, CA Kollektiv CA ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SÄZ2_001 0.30 1.92E+05 1.24E+05 SÄZ2_002 0.40 4.24E+04 2.79E+04 2.30E+04 SÄZ2_003 0.35 9.72E+04 5.17E+04 SÄZ2_004 0.25 5.56E+05 2.27E+05 SÄZ2_005 0.45 2.22E+04 1.27E+04 SÄZ2_006 0.20 1.28E+06 4.81E+05 1.06E+06 SÄZ2_007 0.18 2.59E+06 1.47E+06

Versuchsbezeichnung SÄZ, DX54-DX54, CA/ÜL Kollektiv CA mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SÄZ2_008 0.45 0.7 2.0E+03 2.76E+04 1.75E+04 SÄZ2_009 0.40 0.7 4.0E+03 4.84E+04 4.06E+04 SÄZ2_010 0.35 0.7 7.0E+03 9.86E+04 7.43E+04 SÄZ2_011 0.25 0.7 5.7E+04 7.37E+05 5.69E+05 SÄZ2_012 0.30 0.7 1.7E+04 2.78E+05 2.00E+05 SÄZ2_013 0.20 0.7 9.0E+04 2.70E+06 2.40E+06 SÄZ2_014 0.18 0.7 1.5E+05 6.38E+06 5.54E+06

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 10

Versuchsbezeichnung SÄZ, DX54-H320, CA Kollektiv CA ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SÄZ3_001 0.30 1.74E+05 6.83E+04 SÄZ3_002 0.40 1.92E+04 1.81E+04 1.10E+04 SÄZ3_003 0.35 7.04E+04 2.79E+04 1.60E+04 SÄZ3_004 0.25 5.68E+05 1.76E+05 SÄZ3_005 0.45 2.03E+04 1.44E+04 2.04E+04 SÄZ3_006 0.40 4.04E+04 2.13E+04 1.90E+04 SÄZ3_007 0.70 5.46E+03 5.46E+03 3.70E+03 SÄZ3_008 0.20 8.97E+05 1.43E+05 SÄZ3_009 0.17 1.52E+06 3.82E+05

Versuchsbezeichnung SÄZ, DX54-H320, CA/ÜL Kollektiv CA mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer SÄZ3_010 0.35 0.7 5.0E+03 1.20E+05 7.00E+04 SÄZ3_011 0.30 0.7 1.0E+04 2.90E+05 1.90E+05 SÄZ3_012 0.25 0.7 1.0E+04 4.00E+05 2.87E+05 SÄZ3_013 0.45 0.7 2.0E+03 4.47E+04 3.10E+04 SÄZ3_014 0.20 0.7 9.0E+04 4.65E+06 3.10E+06 SÄZ3_015 0.40 0.7 1.9E+03 9.62E+04 5.68E+04 SÄZ3_016 0.30 0.7 1.7E+04 2.07E+05 1.50E+05

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 11

Versuchsbezeichnung HSZ, DX54-H320, Gauss Kollektiv Gauß ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer HSZ_001 35.00 1.E+04 1.72E+05 1.48E+05 HSZ_002 35.00 1.E+04 2.46E+05 2.29E+05 HSZ_003 20.00 1.E+05 9.56E+06 8.20E+06 HSZ_004 25.00 1.E+05 3.37E+06 2.90E+06 HSZ_005 30.00 1.E+05 1.10E+06 8.40E+05 HSZ_006 40.00 1.E+04 9.57E+04 8.60E+04

Versuchsbezeichnung HSZ, DX54-H320, Gauss/ÜL Kollektiv Gauß mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer HSZ_007 30.00 1.E+04 45 1.0E+04 3.90E+05 3.90E+05 HSZ_008 30.00 1.E+05 45 1.0E+05 9.00E+05 8.64E+05 HSZ_009 30.00 1.E+05 40 1.0E+05 9.00E+05 8.50E+05 HSZ_010 25.00 1.E+05 45 1.0E+05 2.59E+06 2.41E+06 HSZ_011 25.00 1.E+05 45 1.0E+05 2.40E+06 1.82E+06 HSZ_012 25.00 1.E+05 45 1.0E+05 2.90E+06 2.40E+06

Anhang: Ergebnisse der Schwingfestigkeitsversuche

A 12

Versuchsbezeichnung BTP, DX54-H320, Gauss Kollektiv Gauß ohne Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer BTP_001 9.50 1.E+04 2.03E+06 BTP_002 9.50 1.E+05 2.06E+06 BTP_003 9.50 1.E+05 2.19E+06 BTP_004* 7.50 1.E+06 1.58E+07 BTP_005* 7.50 1.E+06 1.58E+07 BTP_006 7.50 1.E+06 1.05E+07

* mit omission Versuchsbezeichnung BTP, DX54-H320, Gauss/ÜL Kollektiv Gauß mit Überlast R-Wert 0

Belastung Schwingspielzahl Probenbez. Kraftampl. Kollektiv- Überlastampl. Überlast Bruch Anriss Anriss

kN umfang H0 kN alle ΔN SSP k - 10% WebCam Durchläufer BTP_007 9.50 1.E+05 15 1.0E+05 2.10E+06 BTP_008 9.50 1.E+05 15 1.0E+05 6.30E+06 BTP_009 9.50 1.E+05 15 1.0E+05 2.00E+06 BTP_010* 7.50 1.E+06 15 1.0E+06 3.62E+07 BTP_011* 7.50 1.E+06 15 1.0E+06 2.02E+07

* mit omission

Anhang: Bilder

A 13

Bild A-1: Elastisch-plastische Beanspruchung, Vergleich Berechnung - Messung für die Scherzugprobe SEZ3

Bild A-2: Elastisch-plastische Beanspruchung, Vergleich Berechnung - Messung für die Schälzugprobe SÄZ3, Berechnung mit Spalt x = 0,1 mm

Anhang: Bilder

A 14

Bild A-3: Elastisch-plastische Beanspruchung, Vergleich Berechnung - Messung für die H-Scherzugprobe HSZ

Bild A-4: Rechnerische Bewertung von Überlasten, Vergleich mit Versuchsergebnissen für Scherzugprobe SEZ2

Anhang: Bilder

A 15

Bild A-5: Rechnerische Bewertung von Überlasten, Vergleich mit Versuchsergebnissen für Scherzugprobe SEZ3

Bild A-6: Rechnerische Bewertung von Überlasten, Vergleich mit Versuchsergebnissen für Schälzugprobe SÄZ2

Anhang: Bilder

A 16

Bild A-7: Rechnerische Bewertung von Überlasten, Vergleich mit Versuchsergebnissen für Schälzugprobe SÄZ3

Bild A-8: Rechnerische Bewertung von Überlasten, Vergleich mit Versuchsergebnissen für die H-Scherzug- und Bauteilproben

Bisher in der FAT-Schriftenreihe erschienen (ab 2006) Nr. Titel ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 199 Anwendungspotentiale und Prozeßgrenzen der Klebtechnik für die Umformung von Doppellagenblechen, 2006 200 Thermisches Fügen für die stahlintensive Hybridbauweise im Fahrzeugleichtbau, 2006 201 Lufthygienische Beurteilung von Pkw-Innenraumfiltern, 2006 202 Vergleich verschiedener Konzepte der Bodensimulation und von drehenden Rädern zur Nachbildung der Straßenfahrt im Windkanal und deren Auswirkung auf Fahrzeuge, 2006 203 Methodischer Ansatz im Stahlleichtbau am Beispiel Federbein/Dämpfer, 2006 204 Innovative Nfz-Konzepte - Gesamtwirtschaftliche Effekte durch Einführung schwerer und langer Lkw, 2006 205 Technische Kompatibilität von innovativen Nutzfahrzeugkonzepten auf den kombinierten Verkehr

Straße/Schiene sowie den Containerverkehr, 2006 206 Größenaufgelöste physikalische und chemische Bestimmung von elementarem und Organischem Kohlenstoff in Nanopartikeln, 2006 207 Erstellung einer VHDL-AMS-Modellbibliothek für die Simulation von Kfz-Systemen, 2006 208 Fahrer-Fahrzeug-Wechselwirkungen bei Fahrmanövern mit Querdynamikbeanspruchungen und zusätzlichen

Vertikaldynamikstörungen, 2006 209 Innovative Nfz-Konzepte - Akzeptanzuntersuchungen zur Einführung und zum Einsatz Innovativer Nutzfahrzeuge, 2007 210 Das Konzept des Situationsbewusstseins und seine Implikationen für die Fahrsicherheit, 2007 211 FAT-Richtlinie Dynamische Werkstoffkennwerte für die Crashsimulation, 2007 212 Innovative Nfz-Konzepte - Wirtschaftlichkeitsanalyse EuroCombi, 2007 213 Störfestigkeit von Fahrzeugelektronik bezüglich ESD und Impulseinkopplung, 2007 214 Betriebsfeste Bemessung von mehrachsig belasteten Laserstrahlschweißverbindungen aus Stahlfeinblechen

des Karosseriebaus, 2007 215 Örtlich ertragbare Beanspruchungen bei Spannungskonzentrationen in Karosseriebauteilen aus hoch- und höherfesten Stählen, 2008 216 Auswirkung der Berücksichtigung lokaler Größen des E-Moduls im Hinblick auf die verbesserte Auslegung

umgeformter Karosserieblechstrukturen aus Stahl, 2008 217 Aktueller Stand und Trends in der CFK-Berechnung im Fahrzeugbau, 2008 218 In-vitro-Untersuchungen zur Bioverfügbarkeit von an Dieselpartikel gebundenen polyaromatischen

Kohlenwasserstoffen und Nitropyrenen, 2008 219 Bewertender Vergleich der aktuellen Empfehlungen zu den Luftqualitätsgrenzwerten NO2 ,Evidenzbasierter

Vergleich der epidemiologischen Studien 2002-2006 zu Gesundheitseffekten durch NO2 , 2008 220 Fahrdynamische Analyse innovativer Nfz-Konzepte (EuroCombi), 2008 221 Entwicklung einer Methode zur vergleichenden Bewertung von Schwingfestigkeitsversuchen mit gefügten

Stahlblechen in Abhängigkeit des Versagensverhaltens, 2009 222 Untersuchung zur Wahrnehmung von Lenkmomenten bei Pkw, 2009 223 Entwicklung einer Prüfspezifikation zur Charakterisierung von Luftfedern, 2009

224 Klimatische Daten und Pkw-Nutzung - Klimadaten und Nutzungsverhalten zu Auslegung, Versuch und

Simulation an Kraftfahrzeug-Kälte-/Heizanlagen in Europa, USA, China und Indien, 2009 225 CO2-Einsparung durch Verflüssigung des Verkehrsablaufs - Abschätzung staubedingter CO2-Emissionen

und von Reduktionspotentialen durch Verbesserung des Verkehrsablaufs, 2009 226 Modellbasierte Systementwicklung, 2009 227 Schwingfestigkeitsbewertung von Nahtenden MSG-geschweißter Dünnbleche aus Stahl, 2010 228 Systemmodellierung für Komponenten von Hybridfahrzeugen unter Berücksichtigung von Funktions- und

EMV-Gesichtspunkten, 2010 229 Methodische und technische Aspekte einer Naturalistic Driving Study, 2010 230 Analyse der sekundären Gewichtseinsparung, 2010 231 Zuverlässigkeit von automotive embedded Systems, 2011 232 Erweiterung von Prozessgrenzen der Bonded Blank Technologie durch hydromechanische Umformung, 2011 233 Spezifische Anforderungen an das Heiz-Klimasystem elektromotorisch angetriebener Fahrzeuge, 2011 234 Konsistentes Materialmodell für Umwandlung und mechanische Eigenschaften beim Schweißen hochfester Mehrphasen-Stähle, 2011 235 Makrostrukturelle Änderungen des Straßenverkehrslärms, Auswirkung auf Lästigkeit und Leistung, 2011 236 Verbesserung der Crashsimulation von Kunststoffbauteilen durch Einbinden von Morphologiedaten aus der Spritzgießsimulation, 2011 237 Verbrauchsreduktion an Nutzfahrzeugkombinationen durch aerodynamische Maßnahmen, 2011 238 Wechselwirkungen zwischen Dieselmotortechnik und -emissionen mit dem Schwerpunkt auf Partikeln, 2012 239 Überlasten und ihre Auswirkungen auf die Betriebsfestigkeit widerstandspunktgeschweißter Feinblech- strukturen, 2012

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Herausgeber FAT Forschungsvereinigung Automobiltechnik e.V. Behrenstraße 35 10117 Berlin Telefon +49 30 897842-0 Fax +49 30 897842-600 www.vda-fat.de ISSN 2192-7863 Copyright Forschungsvereinigung Automobiltechnik e.V. (FAT) 2012

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