Motivation - WirtschaftsVereinigung Metalle€¦ · Festigkeit des jeweiligen Materials und der...

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Inhaltsverzeichnis

Motivation................................................................................................................. 5

1.1 Einleitung.......................................................................................................... 5

1.2 Ziele.................................................................................................................. 6

1.3 Lösungsweg ..................................................................................................... 7

Rekonstruktion von ALFABET ................................................................................. 9

2.1 Ausgangssituation ............................................................................................ 9

2.2 Datengrundlage ALFABET - Rekonstruktion .................................................. 10

2.3 ALFABET 2.0 ................................................................................................. 13

2.3.1 Datenbank mit rekonstruierten Datensätzen ........................................ 13

2.3.2 Implementierung neuer Versuchsdaten ................................................ 14

2.3.3 Statistische Versuchsauswertung......................................................... 14

2.3.4 Zugang ALFABET 2.0 .......................................................................... 15

2.4 Zusammenfassung ......................................................................................... 16

Konzepte für die Kurzzeitfestigkeit ......................................................................... 17

3.1 Definition und Merkmale der Kurzzeitfestigkeit .............................................. 17

3.2 Aktuelles Bemessungskonzept in DIN EN 1999-1-3 ...................................... 19

3.3 Hintergründe von LCF und Bonusfaktor in DIN EN 1999-1-3 ......................... 20

3.3.1 ECCS – Technical Committee TC2–TG4 ............................................. 20

3.3.2 DINV ENV 1999-2:1998 ....................................................................... 21

3.3.3 prEN 1999-1-3:2004 ............................................................................. 23

3.3.4 DIN 1999-1-3:2011 ............................................................................... 24

3.3.5 Vergleich der Details DIN EN 1999-1-3 und DINV ENV 1999-2 ........... 24

3.4 Mittelspannungseinfluss nach DIN EN 1999-1-3 - Bewertung ........................ 26

3.5 Extrapolationsformel nach DIN EN 1999-1-3 - Bewertung ............................. 27

3.6 Weitere LCF-Konzepte ................................................................................... 29


Analyse und Auswertung der Versuche ................................................................. 31

4.1 Versuchsplan .................................................................................................. 31

4.2 Laserscanmessstand ..................................................................................... 32

4.3 Schwingversuche ........................................................................................... 33

4.3.1 Auswertegrenzen ................................................................................. 33

4.3.2 Spannungsverhältnis R ........................................................................ 34

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4.3.3 Statistische Auswertung ....................................................................... 34

4.4 LCF-Bemessungskonzept - Methodik............................................................. 35


Analyse und Bewertung des Grundmaterials ......................................................... 39

5.1 Statische Bemessung: „-1“ bei N< Np ............................................................. 39

5.2 Übergang zur LCF- Bemessung: „-1“ → „0“ bei NP ........................................ 40

5.3 LCF und Übergang zur HCF- Bemessung: „0“ → „1“ bei N= 105 .................... 43

5.3.1 Kerbdetail aus DIN EN 1999-1-3 .......................................................... 44

5.3.2 Ansatz von Spannungskonzentrationsbeiwerten .................................. 45

5.3.3 Versuchsergebnisse bei R=- 0,25 ........................................................ 47

5.3.4 Versuchsergebnisse bei R = 0,1 .......................................................... 48

5.3.5 Versuchsergebnisse bei R = 0,5 .......................................................... 49

5.3.6 Fazit: Übergang „0“ → „1“: N= 105 ....................................................... 50

5.4 Vergleich der Versuchsergebnisse mit Daten aus ALFABET 2.0 ................... 51

5.4.1 Vergleichswerte für EN AW-7020 bzw. AlZnMg1 ................................. 51

5.4.2 Vergleichswerte für EN AW-5083 bzw. AlMg4,5Mn ............................. 54

5.4.3 Vergleichswerte für EN AW-6063 bzw. AlMgSi1 .................................. 56

5.4.4 Fazit aus den Vergleichen mit ALFABET 2.0-Daten............................. 57


Analyse und Bewertung der Schweißverbindungen ............................................... 60

6.1 Probenform und Kerbdetail ............................................................................. 60

6.2 Anwendung des Laserscanmessstandes ....................................................... 62

6.2.1 Messvorgang und -parameter .............................................................. 62

6.2.2 Auswertung Flankenwinkel Ɵ ............................................................... 65

6.3 Versuchsergebnisse ....................................................................................... 68

6.3.1 Stumpfstoß bei R= -0,25 ...................................................................... 68

6.3.2 Stumpfstoß bei R= 0,1 ......................................................................... 70

6.3.3 Stumpfstoß bei R=0,5 .......................................................................... 71

6.3.4 Kreuzstoß bei R=-0,25 ......................................................................... 72

6.3.5 Kreuzstoß bei R=0,1 ............................................................................ 73

6.3.6 Kreuzstoß bei R=0,5 ............................................................................ 74

6.4 Einfluss des Flankenwinkels ........................................................................... 74

6.5 Aussagen zur Kurzeitfestigkeit & Übergängen („-1“, „0“, „1“).......................... 75


Vorschlag und Randbedingungen für ein LCF-Konzept ......................................... 77

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7.1 LCF Grundmaterial ......................................................................................... 77

7.2 LCF Schweißverbindungen ............................................................................ 78

7.3 Ausblick .......................................................................................................... 79

Zusammenfassung ................................................................................................ 80

Literaturverzeichnis ................................................................................................ 82

Notwendigkeit und Angemessenheit der geleisteten Arbeit ................................... 86

Wissenschaftlicher-technischer und wirtschaftlicher Nutzen der erzielten Ergebnisse für KMU, ihr innovativer Beitrag und ihre industriellen Anwendungsmöglichkeiten .................................................................................... 87

Plan zum Ergebnistransfer in die Wirtschaft .......................................................... 88

12.1 Durchgeführte Transfermaßnahmen .............................................................. 88

12.2 Geplante Transfermaßnahmen ...................................................................... 89

Einschätzung der Realisierbarkeit des Transferkonzepts ...................................... 90

Veröffentlichung im Zusammenhang mit dem Vorhaben ....................................... 91

Zugversuch ............................................................................................................ 92

15.1 Grundmaterial ................................................................................................. 94

15.1.1 EN AW-5083 O/H111; Längs der Walzrichtung „P“ .............................. 94

15.1.2 EN AW-5083 O/H111; Quer der Walzrichtung „Q“ .............................. 96

15.1.3 EN AW-6063 T66 ................................................................................. 98

15.1.4 EN AW-7020 T6; Längs der Walzrichtung „P“ .................................... 100

15.1.5 EN AW-7020 T6; Quer der Walzrichtung „Q“ ..................................... 102

15.2 Zugversuch Stumpfnaht / X-Naht ................................................................. 104

15.2.1 EN AW-5083 ...................................................................................... 104

15.2.2 EN AW-6063 ...................................................................................... 105

15.2.3 EN AW-7020 ...................................................................................... 107

15.3 Zugversuch Kreuzstoß ................................................................................. 109

15.3.1 EN AW-6063 ...................................................................................... 109

15.3.2 EN AW-7020 ...................................................................................... 111

Grundmaterial ...................................................................................................... 113

16.1 EN AW-5083 O/H111; R = -0,25; Quer zur Walzrichtung ............................. 114

16.2 EN AW-5083 O/H111; R = 0,1; Quer zur Walzrichtung ................................ 115

16.3 EN AW-5083 O/H111; R = 0,1; Längs zur Walzrichtung .............................. 116

16.4 EN AW-5083 O/H111; R = 0,5; Quer zur Walzrichtung ................................ 117

16.5 EN AW-6063 T66; R = -0,25, extrudiert ........................................................ 118

16.6 EN AW-6063 T66; R = 0,1 ............................................................................ 119

16.7 EN AW-6063 T66; R = 0,5 ............................................................................ 120

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16.8 EN AW-7020 T6; R = -0,25; Quer zur Walzrichtung ..................................... 121

16.9 EN AW-7020 T6; R = 0,1; Quer zur Walzrichtung ........................................ 122

16.10 . EN AW-7020 T6; R = 0,1; Längs zur Walzrichtung ................................... 124

16.11 . EN AW-7020 T6; R = 0,5; Quer zur Walzrichtung ..................................... 125

Stumpfnaht........................................................................................................... 126

17.1 EN AW-5083 O/H111; R = -0,25 .................................................................. 127

17.2 EN AW-5083 O/H111; R = 0,1...................................................................... 128

17.3 EN AW-5083 O/H111; R = 0,5...................................................................... 129

17.4 EN AW-6063 T66; R = 0,1 ............................................................................ 130

17.5 EN AW-6063; R = 0,5 ................................................................................... 131

17.6 EN AW-7020 T6; R = -0,25 .......................................................................... 132

17.7 EN AW-7020; R = 0,1 ................................................................................... 133

17.8 EN AW-7020; R = 0,5 ................................................................................... 133

Kreuzstoß............................................................................................................. 135

18.1 EN AW-6063; R = 0,1 ................................................................................... 136

18.2 EN AW-7020; R = -0,25 ................................................................................ 137

18.3 EN AW-7020; R = 0,1 ................................................................................... 138

18.4 EN AW-7020; R = 0,5 ................................................................................... 139

Datengrundlage bis 1997 ..................................................................................... 140

19.1 Versuchsanstalt für Stahl, Holz und Steine; Germany .................................. 140

19.2 Centre International de Developpement de I'Aluminium (CIDA) ................... 140

19.3 Alcoa Aluminium Company; USA ................................................................. 140

19.4 Kaiser Aluminium Company; Germany......................................................... 141

19.5 Alusuisse; Switzerland.................................................................................. 142

19.6 Reynolds Metal Company; USA ................................................................... 142

19.7 TNO; Netherland .......................................................................................... 142

19.8 TU München; Germany ................................................................................ 142

19.9 Konferenz- / Zeitschriftenbeiträge ................................................................ 142

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1.1 Einleitung Zwischen 1960 und 2000 sind im Rahmen von nationalen und internationalen Forschungsprojekten zahlreiche Schwingversuche an Kleinproben und Großversuchen (große Bauteile) aus Aluminium durchgeführt worden. Im Zuge der internationalen Normungstätigkeit wurden die Ergebnisse durch das „Committee on Aluminium Fatigue Data Exchange and Evaluation“ in der Aluminium-Daten-Bank „AlDaBa“ zusammengefügt und sind damit Teil des ALFABET [2] Programms. Die Versuche bildeten die Grundlagen für die Europäischen Empfehlungen ERAAS Fatigue [3], die in Form von logN-logΔσ- Bemessungslinien bis heute in DIN EN 1999-1-3 [4] verankert sind. Dadurch haben die Versuchsdaten Einzug in das Bauwesen sowie in den erweiterten konstruktiven Ingenieurbau gefunden. Welche von den ALFABET-Daten konkret in die Norm eingeflossen sind, ist nicht eindeutig nachvollziehbar. Eine genaue Zuordnung der Versuchsergebnisse zu allen Bemessungslinien ist derzeit nicht möglich. Auch der Einfluss von Legierungen mit ihren teilweise stark abweichenden Festigkeitswerten, insbesondere bei Schweißverbindungen, wird bis dato beim Ermüdungsnachweis nicht klar berücksichtigt. Speziell im Kurzzeitfestigkeitsbereich (Low-Cycle-Fatigue (LCF) bis 105 Spannungsschwingspielen) liegt aber die Vermutung nahe, dass zwischen der Festigkeit des jeweiligen Materials und der Ermüdungsfestigkeit sehr wohl Zusammenhänge bestehen. Tatsächlich definiert der Kurzzeitfestigkeitsbereich den Übergang einerseits zur statischen Zugfestigkeit fu, fu,w, fu,haz sowie andererseits zur Zeitfestigkeit (High-Cycle-Fatigue (HCF) ab 105 Schwingspielen). Deutliche Abgrenzungen sind hier sowohl für den bemessenden Ingenieur als auch für die Sicherheit der Konstruktionen von großer Bedeutung. DIN EN 1999-1-3 beinhaltet Vorschriften für eine spannungsbasierte Ermüdungsbemessung. Dabei werden zum einen nur Spannungen bis zur Proportionalitätsgrenze fp;0,2 zuglassen. Gleichzeitig wird vorausgesetzt, dass bei hohen Spannungsverhältnissen, d.h. R>0,5, der Ermüdungsnachweis mit statischen Nachweisen bereits abgedeckt ist [5]. Zum anderen werden gemäß LCF-Konzept, Anhang F, Spannungsschwingbreiten erlaubt, die über der charakteristischen Streckgrenze fy des unbeeinflussten Materials von Legierungen und Produktformen liegen (siehe Antrag, Tabelle 1). Bei Schweißverbindungen ist die Überschreitung der zugelassenen Festigkeitswerte aufgrund der Wärmeeinflusszone noch ausgeprägter. Bei den entsprechenden Bemessungslinien für LCF von Schweißverbindungen kommt es zudem zu Überschneidungen. Zur Klärung dieser konträren Regelungen lohnt sich ein Blick auf die Entwicklung der DIN EN 1999-1-3 und auf vorhandene Literatur, speziell im LCF-Bereich: Mit der Überführung der Europäischen Empfehlungen ERAAS Fatigue [3] in die ENV 1999-2 [6] wurde das Widerstandskonzept der normierten Wöhlerlinien eingeführt und im Zeitfestigkeitsbereich die Wöhlerlinienneigung mit drei Neigungen (m0, m1 und m2), gleich für alle Spannungsverhältnisse R definiert. Eine Bemessung zwischen 10³ und

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105 Schwingspielen in Form von Anhang F ist erstmalig in der Vornorm DINV ENV 1999-2 [6] aus dem Jahr 2001 enthalten. Dieses Dokument wurde überarbeitet und im Zuge einer weiteren Überarbeitung vom Mai 2007 dann nach Aufnahme einer A1-Ergänzung im November 2011 als Deutsche Norm DIN EN 1999-1-3 veröffentlicht. Als weitere, zugängliche Literatur zum LCF-Konzept von Aluminiumkonstruktionen steht lediglich die Dissertation Stötzel [7] aus dem Jahr 2005 zur Verfügung. Hier wurden allerdings Kerbdetails experimentell untersucht, die nicht im DIN EN 1999-1-3 Anhang F enthalten sind. Tatsächlich ist die Anzahl der wissenschaftlichen Arbeiten zur (spannungsbasierten) Kurzzeitfestigkeit von konstruktiven Aluminiumdetails begrenzt. Trotzdem wurden normative Regelungen abgeleitet, die bis heute in der Praxis angewandt werden. Das Vorgehen wurde in [8] mit der überschaubaren, wirtschaftlichen Relevanz von geringen Schwingspielzahlen gerechtfertigt und ist möglicherweise auch der Grund, warum das aktuelle LCF Nachweisformat nur für einige wenige Kerbdetails zulässig ist. In der Praxis ist der LCF Bereich jedoch durchaus relevant: Betroffen ist jedes Bauteil mit gelegentlicher Überbeanspruchung, z.B. Rohre, Krankonstruktionen, Rampen, Brücken (Druck-) Behälter, (Hochwasser-) Schutzsysteme sowie beispielsweise mobile Kräne und Brückengeräte. Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass die aktuellen Bemessungslinien der DIN EN 1999-1-3 auf Arbeiten basieren, die vor mehr als 20 Jahren durchgeführt wurden. Die entsprechende Datengrundlage ist im ALFABET Programm enthalten. Allerdings können die ALFABET-Daten den Bemessungslinien nicht eindeutig zugeordnet werden. Hinzu kommt, dass das Nachweisformat in DIN EN 1999-1-3 speziell im LCF-Bereich Lücken aufweist. Diese betreffen insbesondere den Übergang zur statischen sowie zur HCF- Bemessung.

1.2 Ziele

Angesichts der oben genannten Aspekte wurden im Antrag für das durchgeführte Forschungsprojekt die folgenden zwei übergeordneten Ziele definiert: Zum einen sollten die vorhandenen Bemessungslinien der DIN EN 1999-1-3 verifiziert und ihre Datengrundlage in einer neuen, klar strukturierten Datenbank den Anwendern zur Verfügung gestellt werden. Zusätzlich zu den vorhandenen Daten sollten weitere, verfügbare Informationen (z.B. Probengeometrie, Detailbilder) in die Datenbasis integriert werden. Neue, experimentell ermittelte Versuchsergebnisse aus dem Forschungsprojekt sollten ebenfalls in die Datenbank implementierbar sein um die Grundlage für Vergleiche von neuen mit bestehenden Datensätzen zu liefern. Zum anderen sollte ein eindeutiges Nachweiskonzept für den LCF-Bereich von Aluminiumbauteilen mit klarer Abgrenzung zwischen statischer und schwingfester Bemessung erarbeitet werden. Ziel war es, auch für hohe Lasten eine schwingsichere Bemessung zu ermöglichen. Dies erforderte eine ausführliche Analyse der aktuell gültigen Vorgaben für den Bereich der Kurzzeitfestigkeit nach DIN EN 1999-1-3. Zudem war es notwendig, eine mögliche Zustands- und Legierungsabhängigkeit der Ermüdungsfestigkeit zu untersuchen und darzustellen. Letztlich sollte der Einfluss und die Wirkung von plastischen Deformationen und der Mittelspannung auf das Materialverhalten analysiert und bewertet werden.

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Das Innovationspotenzial dieses Forschungsprojekts liegt damit in Erkenntnissen über: - die Grenze zwischen statischer und schwingfester Bemessung, - das Materialverhalten speziell im LCF-Bereich (Plastoermüdung), - den Einfluss der Mittelspannung sowie - die Legierungsabhängigkeit bei schwingender Beanspruchung.

1.3 Lösungsweg

Um oben genannte Ziel zu erreichen wurde ein Lösungsweg mit Hilfe von neun Arbeitspaketen definiert (Abbildung 1-1):

Abbildung 1-1:: Übersicht über die Arbeitspakete

In Kapitel 2 des vorliegenden Berichts ist die Rekonstruktion und Überprüfung des ALFABET Programms und der Aufbau der neuen Datenbank mit Auswertewerkzeug ALFABET 2.0 dargestellt. Dies entspricht den Arbeitspunkten AP 1.2 und AP 8. In Kapitel 3 wird gemäß AP 1.2 das LCF-Verhalten von Aluminiumkonstruktionen im Allgemeinen und mit Fokus auf der wissenschaftlichen Grundlage einschlägiger Normenvorschriften und Publikationen analysiert und bewertet. Die entsprechenden Erkenntnisse sind Basis für alle weiteren Arbeiten einschließlich der Analyse im Kapitel 4 und 5 des Forschungsberichtes. Planung, Konzeption und Modifikation des Versuchsprogramms im Hinblick auf die Projektziele sind in Kapitel 4 enthalten. Dies entspricht Auszügen aus AP 2, AP 3 und AP 4. Die weiteren Inhalte dieser APs umfassen die Durchführung der Versuche und die Generierung von aussagekräftigen Ergebnissen. Die Versuchsergebnisse (AP 2 und AP3) sowie deren Analyse (AP 5) werden in den nachfolgenden Kapiteln nicht nach Versuchstyp, wie in den Arbeitspaketen ursprünglich vorgesehen, sondern getrennt nach Grundmaterial (in Kapitel 5) und Schweißverbindungen (in Kapitel 6) dargestellt. Grund hierfür sind die deutlich unterschiedlichen Aspekte, die sich je nach Materialtyp, d.h. angeschweißt oder geschweißt, für die Analyse und Neudefinition der Kurzzeitfestigkeit ergeben. In Kapitel 7 sind die Ergebnisse gemäß AP 7 dargestellt. Hier werden Vorschläge und Randbedingungen für ein neues Bemessungskonzept im LCF Bereich für

AP 1: Recherche

AP 3: Wöhlerversuche

AP 2: Zugversuche

AP 4: Dehnungsgesteuerte Versuche

AP 6: Übertragbarkeit der Ergebnisse per SimulationAP 5: Analyse der Ergebnisse

AP 7: Bemessungskonzept für den LCF- BereichAP 8: Aufbau einer Datenbank

AP 9: Schlussbericht

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Aluminiumkonstruktionen, getrennt nach Grundmaterial und Schweißverbindungen, präsentiert. In Kapitel 8 sind letztlich alle wichtigen Erkenntnisse des Forschungsprojekts zusammengefasst dargestellt. Im Laufe des Forschungsprojektes wurden insgesamt 8 Masterarbeiten und 5 Bachelorarbeiten betreut. Damit wurden die laufenden Projektarbeiten ergänzt und Erkenntnisse sowie Aussagen untermauert. Schwerpunkt hierbei war die Aufbereitung und gezielte Analyse der in Kapitel 4 und 5 dargestellten Einflussparameter. Auch die Übertragbarkeit der Ergebnisse per Simulation von AP 6 wurde behandelt aber aufgrund der lediglich diskreten Aussagen der numerischen Modelle sind die Ergebnisse nicht im vorliegenden Bericht aufgenommen worden.

Rekonstruktion von ALFABET

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Kurzfassung

Anhand des ursprünglichen Programms ALFABET (Aluminium Fatigue Behavior Evaluation Task) von 1996 [2] wurde die Datenstruktur rekonstruiert, mit den alten Versuchsberichten verifiziert und komplett neu aufgearbeitet. Zu diesem Zweck wurden vorhandene Datenblätter in Excel überführt, eine Datenbank in MS Access sowie eine grafische Oberfläche in Phyton 3.5 erstellt und zusätzlich vorhandene Informationen, z.B. Detailbilder und Probengeometrie, ergänzt. Das nun verfügbare ALFABET 2.0 umfasst eine Datenbank mit 100 Ermüdungsversuchsreihen und über 2000 Versuchswerten für verschiedene Aluminiumlegierungen im Schwingspielzahlbereich 105 < N < 5106. Des Weiteren können eigene Versuchsergebnisse eingegeben, statistisch ausgewertet und mit vorhandenen Daten verglichen werden.

Abstract

With the program ALFABET (Aluminium Fatigue Behavior Evaluation Task), developed in 1996 (see[2]) the data structure was reconstructed, verified with old testing reports and completely revised. To this purpose, available data sheets have been implemented in Excel. Then, a new databank with adequate graphical user interface was generated with MS Access and Phyton 3.5. Thereby additional information - if available - such as pictures from the detail, geometry etc., were added. ALFABET 2.0 now provides a databank with 100 fatigue tests and more than 2000 results for different aluminium alloys at cycle numbers between 105 < N < 5106. In addition, own test results can be entered, statistically evaluated and compared with available data.

2.1 Ausgangssituation In den 90er Jahren wurde am Fachgebiet Leichtmetallbau und Ermüdung unter Federführung von Prof. Kosteas das ALFABET-Projekt (Aluminium Fatigue Behavior Evaluation Task) initiiert und durchgeführt. Das Ergebnis war das ALFABET–Programm, in dem Daten und Erkenntnisse aus Ermüdungsversuchen zwischen 1960 und 2000 gesammelt und als Datenbank für die Anwender zugänglich gemacht wurden. Darüber hinaus konnten Versuchsdaten statistisch ausgewertet und in Form von Bemessungslinien dargestellt werden. Außerdem war es möglich, Schwingfestigkeitsberechnungen nach alter Richtlinie der ECCS [3] durchzuführen. Zum Zeitpunkt des IGF-Projektbeginns, d.h. 2015, war keine lauffähige Version der ALFABET Datenbank mehr vorhanden. Auch auf Versuchsergebnisse konnte lediglich nur teilweise zugegriffen werden. Die Daten waren in unterschiedlichen Formaten abgespeichert und eine Zuordnung zu konkreten Quellen nicht möglich. Veraltete Programmstrukturen und Datentypen machten ein Kompilieren der Daten unmöglich.


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2.2 Datengrundlage ALFABET - Rekonstruktion

Im Rahmen des Forschungsprojekts wurde ALFABET rekonstruiert und mit eigenen Versuchsdaten verifiziert sowie ergänzt. Ziel war es, eine neue Datenbank ALFABET 2.0 zugehörig zur geltenden Norm DIN EN 1999-1-3 mit überarbeiteter Struktur und basierend auf aktueller Software zu erstellen. Zu diesem Zweck wurden die vorliegenden, analogen Daten (ca. 4000 Blatt tabellarischer Computerausdrucke, siehe Abbildung 2-1) zunächst ausführlich gesichtet und ihre Zugehörigkeit zu den in ALFABET vorhandenen Daten überprüft. Die eindeutige Zuordnung der analogen Daten zu den in ALFABET vorhandenen war nur bedingt erfolgreich. In den Ausdrucken fehlen Detailbilder oder weiterführende Informationen zu den durchgeführten Versuchen, beispielsweise Probengeometrien oder eindeutige Quellenangaben. Aus diesem Grund wurde eine Literaturliste aus Dokumenten zu ALFABET sowie eine Ansammlung an Veröffentlichungen erstellt und - soweit möglich – beschafft (Abbildung 2-2). Damit konnte letztlich eine Datengrundlage in Papierform geschaffen werden. Diese besteht aus mehreren internationalen Forschungsberichten und Veröffentlichungen (s. Anhang E). Die Hauptquellen sind hierbei:

A. Versuchsanstalt für Stahl, Holz und Steine; KIT; Germany B. Centre International de Developpement de I'Aluminium (CIDA) C. Alcoa Aluminium Company; United States of America D. Kaiser Aluminium Company, Germany E. Alusuisse; Switzerland F. Reynolds Metal Company; United States of America G. TNO Delft; Netherland H. Lehrstuhl für Leichtmetallbau und Ermüdung; TUM; Germany I. Konferenz- / Zeitschriftenbeiträge

Die Datengrundlage ist Basis der Bemessungslinien in ENV 1999-2 [6] und auch bis heute mit der aktuell gültigen Norm DIN EN 1999-1-3 [4] die Grundlage für die Ermüdungsbemessung von Aluminiumkonstruktionen. In diesem Zusammenhang ist auf die dazugehörige statistische Auswertung und Analyse der Versuchsdaten hinzuweisen. Diese ist in einschlägigen Veröffentlichungen dokumentiert [1] und ebenfalls am Lehrstuhl für Metallbau der Technischen Universität München vorhanden. Im weiteren Vorgehen wurden die analogen ALFABET- Daten gescannt (s. Abbildung

2-1), durch das Verfahren „optical character recognition“ (OCR) digitalisiert und in ein Tabellenkalkulationsprogramm (MS Excel) überführt. Alle vorhandenen Informationen eines Datensatzes wurden über die Nummer (ID) in sechs Kategorien eingeteilt:

1. General Information, 2. Joint Description, 3. Specimen Description, 4. Welding Process and Procedure 5. Base Material, 6. Test Conditions


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a) b)

c) d) Abbildung 2-1: Beispiel des gescannten Datensatz ALFABET A4301.0 mit Versuchswerten und

zusätzlichen Informationen


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Mit Hilfe der Literaturnummer (Literature No in Abbildung 2-1b) sowie dem gezielten Abgleich von Datenwerten war es möglich einen Teil der ALFABET Datensätze schließlich den Originalberichten zuzuweisen und zu überprüfen. Beispielsweise zeigt der Auszug des Laborberichts KIT-Nr. 5889/1 in Abbildung 2-2 die originalen Versuchsergebnisse des ALFABET-Datensatz FW1503 in Abbildung 2-1.

Abbildung 2-2: Auszug KIT Bericht-Nr. 5889/1[9]

Es war nicht möglich für alle vorhandenen Datensätze die originalen Versuchsberichte zu finden. Entweder existieren die beteiligten Firmen nicht mehr (z.B. Kaiser Aluminium Company) oder die Archive waren aufgelöst oder nicht mehr zugänglich. Aktuell liegen folgende Originalquellen (s. Tabelle 2-1). Durch den Literaturschlüssel in Spalte 1 kann mit Hilfe Anhang E, ein Bericht zugeordnet werden. Tabelle 2-1: Übersicht überprüfter Versuchsdaten

A2 Original liegt vor! Überprüfung anhand Versuchstabellen A7 Original liegt vor! Überprüfung anhand Versuchstabellen A13 Original liegt vor! Überprüfung anhand Versuchstabellen A14 Original liegt vor! Überprüfung anhand Versuchstabellen D1 Original liegt vor! F1 Original liegt vor! F2 Original liegt vor! H1 Überprüfung anhand Versuchstabellen! I1 Original liegt vor! I2 Original liegt vor!


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2.3 ALFABET 2.0

2.3.1 Datenbank mit rekonstruierten Datensätzen

In ALFABET 2.0 wurden lediglich die Datensätze aufgenommen, die in Originaldokumenten gefunden wurden und damit überprüfbar sind. Insgesamt wurde damit ca. 20% der ursprünglichen Datenbasis der Kleinversuche rekonstruiert. Die fertige Datenbank umfasst aktuell über 100 Ermüdungsversuchsreihen mit über 2000 Versuchswerten im Lastwechselbereich 105<N<5106 für folgende Aluminiumlegierungen:

EN AW-5083 EN AW-5454 EN AW-6061 EN AW-6062 EN AW-6063 EN AW-6082 EN AW-7020

Die vorhandenen Unterlagen sind nunmehr am Lehrstuhl für Metallbau der TUM gesammelt und archiviert. Sobald weitere Originaldokumente auftauchen und weitere Versuchsergebnisse überprüfbar sind, wird die Datenbasis entsprechend erweitert. Die in MS Excel überführten ALFABET Daten wurden in eine neu konzipierte Datenbank in MS Access implementiert und mit Zusatzinformationen, z.B. Bilder und Probengeometrien aus Originalberichten etc. ergänzt. Zudem wurde eine neue grafische Oberfläche in Phyton 3.5 angebunden. Die eingegebenen Versuchsdaten können nun über die Legierung und in Abhängigkeit des R-Verhältnis, sowie dem Schweißprozess („Process“) gefiltert werden. Die entsprechende grafische Oberfläche für die Suche nach Ermüdungsdaten für zum Beispiel EN AW-5083 bei R=-1 ist in Abbildung 2-3 dargestellt.

Abbildung 2-3: Auswahloberfläche ALFABET 2.0 für EN AW-5083 mit R= -1


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2.3.2 Implementierung neuer Versuchsdaten

Neue bzw. eigene Versuchsdaten können in ALFABET 2.0 eingegeben werden und mit dort vorhandenen Daten verglichen werden. Wichtige Inputdaten sind u.a. die Legierung, das R-Verhältnis und je nach gewünschter statistischer Auswertung die entsprechenden Zusatzinformationen zu den Versuchsserien. ALFABET 2.0 ermöglicht außerdem die Eingabe von ergänzenden Information für die Auswertung mit Hilfe des Struktur- und Kerbspannungskonzeptes.

2.3.3 Statistische Versuchsauswertung

ALFABET 2.0 bietet neben dem Zugang zu Ermüdungsdaten und Eingabe eigener Werte auch die Möglichkeit der Versuchsauswertung. Sowohl eigene als auch in der Datenbank vorhandene Werte können jeweils einzeln oder gemeinsam statistisch beurteilt werden. Dies umfasst die Ausgabe der wesentlichen Kennwerte der linearen Regressionskurve sowie der statistischen Auswertung. Konkret implementiert sind in ALFABET 2.0 das Perlschnurverfahren und das Horizontenverfahren nach DIN 50100:2016-12 [10]. Bei Anwendung des Horizontenverfahrens sind beispielsweise zwei Lasthorizonte möglichst nahe zu den Übergangsbereichen von Kurz- und Langzeitfestigkeit zu wählen (siehe exemplarische Eingabemaske in Abbildung 2-4):

Abbildung 2-4: Eingabemaske Alfabet 2.0 für eigene Versuchsergebnisse

Bei der Auswertung werden die Ausfallwahrscheinlichkeiten von 10%, 50% sowie 90% dargestellt. Abbildung 2-5 zeigt die zu Abbildung 2-4 zugehörige Regressionskurve sowie die Kurve mit 10% und 90% Ausfallwahrscheinlichkeit für die Versuchswerte bei R=0,1.


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Abbildung 2-5: Auswerteoberfläche ALFABET 2.0

Die im Rahmen dieses Forschungsprojekts neu generierten Versuchsergebnisse wurden mit den vorhandenen und rekonstruierten Daten in ALFABET 2.0 verglichen. Damit konnten Tendenzen bekräftigt und Aussagen abgesichert werden. Entsprechende Ergebnisse und Darstellungen finden sich in Kapitel 5.4.

2.3.4 Zugang ALFABET 2.0

Der Zugang für Anwender zur Software ALFABET 2.0 wird über den Lehrstuhl für Metallbau der Technischen Universität München geregelt. Konkret benötigte Daten (Legierung, Detail, R-Wert etc.). können per E-Mail an die Adresse [email protected] angefragt werden. Auch ein Zugriff zur statistischen Auswertung wird auf Nachfrage bereitgestellt. Interessierte sind damit in der Lage, eigene Datenvergleiche durchzuführen und im Unternehmen generierte Versuchsergebnisse zu verifizieren. Der Kontakt zu einschlägigen Normenausschüssen, z. B. zur DIN EN 1999-1-3 wird aktuell intensiviert um die vorhandenen Bemessungslinien abzusichern und deren Hintergründe transparent darzustellen. Darüber hinaus soll die aktuelle Datenbank kontinuierlich erweitert werden. Zu diesem Zweck sollen Resultate von Ermüdungsversuchen der Unternehmen oder anderer Forschungsinstitute ebenfalls in ALFABET 2.0 aufgenommen werden. Der Lehrstuhl für Metallbau der Technischen Universität München ist damit für die Bereitstellung und Pflege der Software verantwortlich. Ziel ist es, die vorhandenen logN-logΔσ- Bemessungslinien mit ihrer Datengrundlage dem aktuellen Stand der Technik und den Bedürfnissen der Ingenieurpraxis anzupassen. Insofern sind weitere Forschungsprojekte zur Ermüdung von Aluminiumkonstruktionen geplant und sollen entsprechende ALFABET 2.0 -Arbeiten beinhalten.


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2.4 Zusammenfassung

Das Programm ALFABET wurde rekonstruiert und komplett überarbeitet. Die nun verfügbare Version ALFABET 2.0 enthält Versuchsergebnisse, die alle durch verfügbare Forschungsberichte abgesichert und mit Zusatzinformationen versehen sind. Damit erfolgte einerseits eine Reduzierung der ursprünglichen Datenanzahl. Andrerseits konnte durch die ausführliche Überprüfung die Qualität und Transparenz der Datenbank ALFABET 2.0 im Vergleich zur Vorgängerversion gesteigert werden. Auch die Möglichkeiten der statistischen Auswertung wurden überarbeitet und dem aktuellen Stand der Technik angepasst. Beispielsweise ist nun die Eingabe von ergänzenden Informationen möglich, wodurch nicht nur die Auswertung mit dem Nennspannungskonzept, sondern auch mit dem Struktur- und Kerbspannungskonzept ermöglicht wird. Eine Erweiterung des aktuellen Datenumfangs ist jederzeit möglich und geplant. Die grafische Oberfläche des Programms ist anwenderfreundlich gestaltet, d.h. eigene Daten können schnell und effizient analysiert werden. Voraussetzung ist eine Überprüfung der Versuchswerte und Freigabe seitens des Lehrstuhls für Metallbau. Dieser ist für die Bereitstellung per Email [email protected] sowie für die Pflege der Daten verantwortlich. Entsprechende Arbeiten sollen mit themenverwandten Forschungsprojekten verknüpft werden.

mailto:[email protected]

Konzepte für die Kurzzeitfestigkeit

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Kurzfassung

Kurzzeitfestigkeit (LCF) und Zeitfestigkeit (HCF) basieren auf ungleichen Versagensmechanismen. Diese werden in aktuellen Normnachweisen nicht berücksichtigt. LCF- und HCF-Konzept in DIN EN 1999-1-3 beziehen sich beide auf Nennspannungen. Mittelspannungen werden mit einem Bonusfaktor angesetzt. Dieser wurde in den Vorgängerversionen der DIN EN 1999-1-3 in den Bereichen LCF und HCF unterschiedlich angewandt und führt damit aktuell zu Diskrepanzen und offenen Fragen. Hinzu kommt, dass zu diesem Thema kaum Dokumentationsmaterial, Hintergrundinformationen sowie sonstige Publikationen vorhanden sind. Für den bemessenden Ingenieur ist es allerdings dringend erforderlich den Übergang zwischen statischer und schwingender sowie LCF- und HCF-Bemessung mit einem zyklischen Schädigungsverhalten definieren zu können. Wünschenswert, da praxisrelevant, ist hierfür ein Ansatz mit Nennspannungen.

Abstract

LCF and HCF are based on different failure mechanisms. This is not considered in respective standards yet. LCF- and HCF-design checks in DIN EN 1999-1-3 are both carried out with nominal stresses. Mean stresses are taken into account by a bonus factor. In former versions of DIN EN 1999-1-3 this factor has been applied to LCF and HCF in different ways. As a consequence of that discrepancies as well as open questions can be found. Furthermore, only few documentation, background material and publications concerning this topic are available. In practice, it is absolutely necessary to have a clearly defined intersection between static and fatigue design as well as between LCF and HCF design. This approach should be done preferably with nominal stresses, since this is the most popular and well-known concept in engineering practice.

3.1 Definition und Merkmale der Kurzzeitfestigkeit

Die Kurzzeitfestigkeit (LCF) wird zwischen 103 und 105 Spannungsschwingspielen definiert. Tatsächlich liegt hier keine Materialschädigung unter ausschließlich linear elastischen Verformungen vor, wie bei den Wöhlerkurven und dem Gesetz von Basquin (siehe Tabelle 3-1) angenommen wird, sondern das Material wird (lokal) plastisch verformt. Eine entsprechende Tendenz ist auch bei hohen Schwingbreiten im Zeitfestigkeitsbereich (HCF), d.h. an der Grenze zu LCF, zu beobachten. Hier werden Oberspannungen unterhalb der Proportionalitätsgrenze erreicht, wodurch es bei Aluminiumlegierungen zu geringfügigen, plastischen Verformungen kommt.


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Diese sogenannte Plastoermüdung, die den Kurzzeitfestigkeitsbereich charakterisiert, führt zu lokalen plastische Zonen (Abbildung 3-1) rund um die Kerbe bis hin zum Durchplastizieren des Werkstoffs. Plastoermüdung tritt auf bei hohen Beanspruchen, im äußersten Fall mit Oberspannungen im Bereich der Zugfestigkeit eines Werkstoffs. Folglich führen schon niedrige Schwingspielzahlen (N<105) zum Werkstoffversagen.

Abbildung 3-1: lokale Plastizierungen an einer Kerbe bei Oberspannungen max ≥

Proportionalitätsgrenze fp;0,2 (typisch für LCF)

Die Lebensdauer eines Werkstoffs bei einer Belastung im Kurzzeitfestigkeit wird daher häufig [11–13] mit der plastischen Dehnungsamplitude nach Manson-Coffin verknüpft (s. Tabelle 3-1). Folglich wird von einer zyklisch dehnungsabhängigen / dehnungsgesteuerten Ermüdung oder Schädigung des Material ausgegangen. Inwieweit die äußeren zyklischen Einwirkungen für LCF zu kraft- oder weggesteuerten Schädigungsvorgängen führen ist abhängig von Versteifungseffekten bei lokalen plastischen Umlagerungen und somit vom Kerbdetail. Tabelle 3-1: Gesetze zur Beschreibung der Wöhlerermüdung und der Plastoermüdung

Wöhlerermüdung nach Basquin: Plastoermüdung nach Manson-Coffin: a

fel

ea NC

1, 2

Bf

plpla NC /1

2, 2

a,e elastische Spannungsamplitude

C1 Materialkonstante

a Schwingfestigkeitsexponent

Nf Bruchschwingspielzahl

a,pl plastische Dehnungsamplitude

C2 Materialkonstante

1/B materialabhängiger Schädigungsexponent

Nf Bruchschwingspielzahl

Tatsächlich können aufgrund der oben dargestellten plastischen Einflüsse die Bemessungslinien der Zeitfestigkeit nicht einfach für die Kurzzeitfestigkeit verlängert werden, sondern sind eigens zu definieren. Wünschenswert wären hierbei ein spannungsbasierter Ansatz für HCF und ein verallgemeinerter dehnungsbasierter Ansatz für LCF. In der (Bau-)Praxis und den einschlägigen Bemessungsrichtlinien der DIN EN 1999 ist jedoch hauptsächlich der Nachweis mit Nennspannungen, d.h. mit spannungsbasierten Wöhlerlinien, verbreitet und gewünscht [14].


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3.2 Aktuelles Bemessungskonzept in DIN EN 1999-1-3 In DIN EN 1999-1-3 sind Bemessungsvorschriften sowohl für HCF als auch LCF enthalten. Die Grundlage sind jeweils Nennspannungen. Für Schwingspiele zwischen 105 und 108 stehen dem Anwender abschnittsweise lineare logN-logΔσ-Bemessungslinien für Grundmaterial, Schraubverbindungen, Schweißverbindungen und Klebverbindungen aus üblichen Knet- und Gussaluminiumlegierungen zur Verfügung. Die verschiedenen konstruktiven Details werden in drei Gruppierungen mit jeweils unterschiedlichen Neigung m1 und m2 zusammengefasst, wobei die charakteristischen Δσc-Werte bei 2 ∙ 106 Lastspielen um ca. 12% voneinander differieren (Abbildung 1-1). Für Schwingspiele im Kurzzeitfestigkeitsbereich, d.h. zwischen 103 und 105, sind im Anhang F für einige wenige Fälle modifizierte logN-logΔσ-Linien mit einer logarithmischen Neigung m0 gegeben. Die Formel für die Berechnung ist nachstehend gegeben:

𝑁𝑖 = (Δ𝜎𝑐Δ𝜎𝑖

⋅1

𝛾𝐹𝑓 ⋅ 𝛾𝑀𝑓)

𝑚0

⋅ 20𝑚0𝑚1 ⋅ 105 Gl. 3-1

Die Vorschriften für die Kurzzeitfestigkeit gelten nur für einige wenige Konstruktionsdetails in Abhängigkeit vom R-Verhältnis und der Legierung. (siehe [4], Tabelle F.1))

Abbildung 3-2: Ausgewählte Bemessungslinien in DIN EN 1999-1-3

Um die Auswirkungen von Schweiß-Eigenspannungen zu berücksichtigen, wurden alle Bemessungslinien auf ein Spannungsverhältnis von R=0,5 hochgerechnet. Der Mittelspannungseffekt sowie der Einfluss eines abweichenden Beanspruchungsverhältnisses R<0,5 kann in Form eines Bonusfaktors f(R) nach Anhang G berücksichtigt werden. Dadurch ist es möglich, eine deutlich höhere Ermüdungsfestigkeit für das zu berechnende Detail anzusetzen.

Grundmaterial,geometrische

Kerben

Kleben mi= 6,0

Schweißverbindungen

Detailkategorien StandardisierteWerte in N/mm²


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3.3 Hintergründe von LCF und Bonusfaktor in DIN EN 1999-1-3

Die Regelungen für die Kurzzeitfestigkeit und den Bonusfaktor haben Einfluss auf den Übergang von statischer zu schwingender Bemessung sowie von LCF- zu HCF-Bemessung. Die entsprechenden experimentellen und mechanischen Hintergründe, werden im Folgenden überprüft und deren Anwendungspotential im Rahmen des vorliegenden Forschungsprojekts analysiert. Aus diesem Grund wird zunächst die Entwicklung der Bemessungsvorschriften für den Kurzzeitfestigkeitsbereich (aktuell Anhang F) sowie für Mittelspannungen, bzw. Bonusfaktor, (aktuell Anhang G) von der ersten Bemessungsempfehlung [3] bis hin zur heutigen Norm DIN EN 1999-1-3 [4] erläutert. Der Fokus liegt dabei auf den konkreten Vorschriften für die Abgrenzung der Bemessungsbereiche. Ziel ist es, die Definition der Grenzen zwischen statisch und schwingend sowie LCF und HCF zu analysieren und den wissenschaftlichen Hintergrund zu bewerten.

3.3.1 ECCS – Technical Committee TC2–TG4

In der Bemessungsempfehlung des ECCS TC2-TG4 [3] von 1992 wurden die logN-log-Bemessungs-Wöhlerlinien mit einem Fixpunkt bei 104 Schwingspielen und basierend auf einem Spannungsverhältnis von R=0,5 definiert. Tatsächlich war so die Ermüdungsfestigkeit bei N=104 für ein Kerbdetail stets konstant und damit unbeeinflusst von Korrosion, Blechdicke und Mittelspannung. Zur Veranschaulichung der damaligen Vorgehensweise sind in Abbildung 3-3 beispielhaft die Bemessungslinien für fünf Details (A1 bis A5) aus Aluminiumgrundmaterial (A1 ist EN AW-7020; A5 ist die geschraubte Verbindung) bezogen auf R=0,5 dargestellt.

A4:

Abbildung 3-3: Bemessungslinien für das Grundmaterial nach ECCS TC2 – TG4

Für den Kurzzeitfestigkeitsbereich waren keine gesonderten Regelungen vorgegeben. Grund hierfür war der bei N=104 Schwingspielen festgelegte Fixpunkt. Dieser liegt mitten im LCF-Bereich und fungierte bei der Berücksichtigung von Mittelspannungen als Drehpunkt. Konkret wurden die Mittelspannungen auf der Widerstandsseite berücksichtigt, d.h. die charakteristische Ermüdungsschwingbreite c wurde mit dem Faktor f(R), dem sogenannten Bonusfaktor multipliziert (siehe Gl. 3-2):


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Δ𝜎𝑐(𝑅) = Δ𝜎𝑐 ⋅ 𝑓(𝑅) Gl. 3-2

In Abhängigkeit des vorhandenen Spannungsverhältnisses wurden zur Bestimmung von f(R) drei Fälle unterschieden: Fall 1 gilt für Grund- und Knetlegierungen mit vernachlässigbaren Eigenspannungen. Je nach vorhandenem R-Wert ergeben sich folgende Erhöhungsfaktoren f(R) (siehe Gl. 3-3):

𝑓(𝑅) = {1,6 ; 𝑤𝑒𝑛𝑛 𝑅 ≤ −1

1,2 − 0,4 ⋅ 𝑅 ; 𝑤𝑒𝑛𝑛 − 1 < 𝑅 < +0,5 1,0 ; 𝑤𝑒𝑛𝑛 + 0,5 ≤ 𝑅

Gl. 3-3

Fall 2 wird für „geschweißte und mechanische“ Verbindungselemente angewandt. Voraussetzung ist, dass in einfachen Tragwerkselementen, die Eigenspannung 𝜎𝑟𝑒𝑠 eingerechnet wird. Folglich ist ein effektives R-Verhältnis 𝑅𝑒𝑓𝑓, d.h. inklusive der bekannten oder ermittelten Eigenspannungen, zu bestimmen (siehe Gl. 3-4):

𝑅𝑒𝑓𝑓 =2 ⋅ 𝜎𝑟𝑒𝑠 − Δ𝜎

2 ⋅ 𝜎𝑟𝑒𝑠 − Δ𝜎 Gl. 3-4

𝑓(𝑅𝑒𝑓𝑓) = {

1,3 ; 𝑤𝑒𝑛𝑛 𝑅𝑒𝑓𝑓 ≤ −1

0,9 − 0,4 ⋅ 𝑅𝑒𝑓𝑓 ; 𝑤𝑒𝑛𝑛 − 1 < 𝑅𝑒𝑓𝑓 < −0,25

1,0 ; 𝑤𝑒𝑛𝑛 − 0,25 ≤ 𝑅𝑒𝑓𝑓

Gl. 3-5

Fall 3 umfasst konstruktive Details, z.B. Details nahe Anschweißungen oder komplexe Konstruktionsbaugruppen, bei denen eine Abschätzung der Eigenspannungen nicht realisierbar ist. Eine Berücksichtigung von günstig wirkenden Mittelspannungen ist daher nicht zulässig. Wurde bei der Bemessung c(R) bei 2 106 Schwingspielen ermittelt, so fungierte der -Wert bei 104 Schwingspielen als Drehpunkt. Durch diese beiden Punkte ergab sich eine neue Neigung der Bemessungslinie. Diese kann mit Gl. 3-6 berechnet werden:

𝑚(𝑅) =−2,301

log(𝑓(𝑅)) + log(Δ𝜎𝑅(𝑁 = 2 ⋅ 106)) − log (Δ𝜎𝑅(𝑁 = 1 ⋅ 104)) Gl. 3-6

3.3.2 DINV ENV 1999-2:1998

Die Vornorm DINV ENV 1999-2 [15] aus dem Jahr 2001 wurde bereits am 26. Oktober 1997 durch die CEN zur vorläufigen Anwendung angenommen. Die Norm enthielt erstmalig Bemessungslinien für die Kurzzeitfestigkeit, die abschnittsweise durch eine Extrapolationsvorschrift definiert wurden, d.h. zwischen 103 und 105 Schwingspielen wurde ein Kurvenabschnitt mit der Neigung m0 ausgehend von N=105 Schwingspielen ermittelt (siehe Gl. 3-7 und Tabelle 3-2):

𝑁𝑖(Δ𝜎𝑖) =

{

(

Δ𝜎𝑐(𝑅)

Δ𝜎𝑖)

⋅ 20𝑚0𝑚1 ⋅ 105 ; 𝑤𝑒𝑛𝑛 103 ≤ 𝑁 < 10

5

𝑁𝑐 ⋅ (Δ𝜎𝑐(𝑅)

Δ𝜎𝑖)

𝑚1

; 𝑤𝑒𝑛𝑛 105 ≤ 𝑁 ≤ 2 ⋅ 106

∞ ; 𝑤𝑒𝑛𝑛 Δ𝜎𝑖 ≤ Δ𝜎𝐷(𝑅)

Gl. 3-7

* Die Formel war in DINV ENV 1999-2 nicht korrekt abgebildet: Es fehlte der Exponent m0 beim ersten Produkt.


22

Die Werte für m0 wurden aus Versuchen mit verschiedenen konstruktiven Details aus Aluminiumknetlegierungen abgeleitet (siehe Fußnote [6] F.3 (1)). Beim Ansatz von Spannungsverhältnissen R<0 ergaben sich deutlich steilere Kurvenabschnitte und höhere, zulässige Spannungsschwingbreiten als bei R≥0. Das LCF-Konzept gleicht damit bereits der heutigen Version in DIN 1999-1-3, Anhang F. Verglichen mit der aktuellen Fassung der Vorschriften wurden allerdings keine Teilsicherheitsbeiwerte für Ermüdung berücksichtigt. Tabelle 3-2: Wöhlerlinienneigung m0 für den Bereich 103 < N < 105 [6]

Der Einfluss der Mittelspannung wurde mit den Regeln der ECCS – Technical Committee TC2–TG4, d.h. mit dem Erhöhungsfaktor f(R) nach Gl. 3-3 bis Gl. 3-6, berücksichtigt. Da letztere Vorschriften auf einem Drehpunkt der Bemessungslinien bei 104 basieren, war die Anwendung von f(R) auf die nunmehr abschnittsweise definierten Bemessungslinien nicht eindeutig geregelt. Aus diesem Grund wurden in der Vornorm DINV ENV 1999-2 noch folgende zwei Ergänzungen hinzugefügt: „(3) Die Ermüdungsfestigkeit bei 104 Zyklen sollte nicht erhöht werden.“ „(4) Die grundlegende Neigung m1(R) der erhöhten Δσ-N-Kurven ist mit Hilfe der Werte von Δσc bei 104 und 2x106 Zyklen anzupassen“ (siehe Abbildung 3-4) [6] Damit fungierte die Ermüdungsfestigkeit bei 104 Schwingspielen auch hier als Fixpunkt und die Steigung der mit f(R) modifizierten Bemessungslinie war erneut nach Gl. 3-6 zu berechnen, d.h. nach ursprünglicher ECCS-Empfehlung.


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Abbildung 3-4: Wöhlerlinienneigung m1(R) für den Bereich 104<N<5٠106 [6] bei Berücksichtigung

des Spannungsverhältnis R

Dieses Vorgehen kollidierte allerdings mit den neu eingeführten Regeln für den linear definierten Abschnitt der Kurzzeitfestigkeit mit Neigung m0 zwischen 103 und 105

Schwingspielen. Bei Berücksichtigung von Mittelspannungen war folglich der Übergang von LCF zu HCF nicht definiert und völlig ungeklärt.

3.3.3 prEN 1999-1-3:2004

In der Entwurfsnorm prEN 1999-1-3 [16] wurde schließlich das normierte Wöhlerlinienkonzept in Form der aktuell verfügbaren Vorschriften eingeführt. Im Kurzzeitfestigkeitsbereich blieben die Regelungen von DINV ENV 1999-2 erhalten. Der Drehpunkt bei 104 Schwingspielen wurde überarbeitet, da er durch Versuchsdaten nicht weiter belegt werden konnte [17] und der Übergang vom LCF- zum HCF-Konzept ungeklärt war. Die Versuchsergebnisse im Schwingspielzahlbereich 104 bis 107 wurden daraufhin neu ausgewertet [5, 18]. Es wurde gefolgert, dass im Falle von Mittelspannungen die gesamte Bemessungslinie mit einem Bonusfaktor f(R) multipliziert werden sollte. Folglich verschiebt sich die gesamte Bemessungslinie vertikal nach oben (siehe Abbildung 3-5). Die konkrete Ermittlung des Bonusfaktors blieb weiterhin bestehen und basierte auf der ECCS-Empfehlung [3]. Der Übergang zwischen HCF- und LCF-Bereich ergab sich damit bei 105 Schwingspielen. Im Anschluss daran verlief die LCF-Kurve mit m0 bis 103 Schwingspielen und endete bei der dazugehörigen Schwingbreite. Daraus resultiert, dass in der Entwurfsnorm ein kontinuierlicher Übergang zwischen statischer Bemessung, LCF und HCF zwar möglich war, aber nicht eindeutig definiert war.


24

Abbildung 3-5: Vorschlag Bonusfaktor f(R) [18]

3.3.4 DIN 1999-1-3:2011

DIN 1999-1-3:2011 [4] regelt die Kurzzeitfestigkeit in Anhang F und den Einfluss der Mittelspannung in Anhang G. Der Übergang von statischer zu schwingender Bemessung wird in der Norm immer noch nicht erwähnt und die Grenze zwischen LCF und HCF ist nicht eindeutig definiert. Bezüglich Mittelspannungen sind die Vorschriften nahezu identisch zu den vorangegangenen Regelwerken, d.h. gemäß ECCS-Empfehlung [3] mit dem Bonusfaktor f(R) nach Gl. 3-3 bis Gl. 3-6. Fall 1 gilt wiederum für Grund- und Knetlegierungen, die „weit entfernt von Verbindungen“ liegen. Neu ist die Forderung, Montagetoleranzen und Vorbelastungen zu berücksichtigen, was in einem Stadium der Vorbemessung nicht anwenderfreundlich ist und auch hinsichtlich der grundlegenden Betrachtung der Widerstandsseite in DIN EN 1999-1-3 an dieser Stelle zu hinterfragen ist. Fall 2 ist für „geschweißte und mechanische Verbindungen“ anzuwenden, vorausgesetzt die Eigenspannungen sind bekannt oder ermittelbar. Fall 3 umfasst letztlich Details mit nicht kalkulierbaren Eigenspannungen und lässt keine Erhöhung der Ermüdungsfestigkeit zu.

3.3.5 Vergleich der Details DIN EN 1999-1-3 und DINV ENV 1999-2

Wegen der dargestellten, normativen Entwicklungen im Kurzzeitfestigkeitsbereich und beim Bonusfaktor liegt es nahe, auch die Kerbdetails der entsprechenden Versionen miteinander zu vergleichen. In folgender Tabelle 3-3 werden die Kerbdetails der DINV ENV 1999-2:1998 vom März 2001 der DIN EN 1999-1-3:2011 gegenübergestellt. Es ist zu beobachten, dass die Darstellung der konstruktiven Details zunehmend detailorientiert und weniger bauteilbezogen wurde. Dies zeigt sich besonders bei den Schweißdetails in Zeile 5 bis Zeile 8 der Tabelle 3-3. Des Weiteren hat sich der Anwendungsbereich für geschweißte Details verändert. So sind beispielsweise in der heutigen Fassung der DIN EN 1999-1-3 Anhang F (Kurzzeitfestigkeit) [4] für Kreuznähte keine Wurzelrisse mehr zugelassen, wodurch die charakteristische Ermüdungsfestigkeit für die Kreuzstöße von früher 18 MPa auf heute 36 MPa erhöht


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wurde. Das Niveau der Ermüdungsfestigkeit bei den Kreuzstoßvarianten ist im weiteren geblieben. Das Niveau der Kerbspannungen der Kerbdetails ist ähnlich. Ausnahmen bilden die Details J.1.4 und J.9.3. Hier hat sich die charakteristische Ermüdungsfestigkeit in DIN EN 1999-1-3 im Vergleich zur Entwurfsnorm um 16 MPA verringert bzw. sogar um 18 MPA erhöht. Tabelle 3-3: Vergleich genormter Detailkategorien: DIN EN 19991-1-3 vs. ENV 1999-2

DIN EN 1999-1-3:2011 [4] ENV 1999-2:1998 [6]

J.1.1

5,0 125 - 7,0 1.1

5,0 121 - 7

J.1.2 4,0 90 - 7,0 1.2 4,0 86 -

7

J.1.3

4,0 80 - 7,0 1.3 4,0 96 -

7

J.1.4 4,0 71 - 7,0 1.4 4,0 69 -

7

J.7.6

3,0 36 - 3,4 3.6 (8)

3,0 18 - 3,2

J.9.1

3,0 28 - 3,4 3.7 (7) 3,0 18-

3,2

J.9.3

3,0 12 - 3,4

3.9 (10) 3,0 14 -

3,2

J.9.4

3,0 23 - 3,4 3.8 (9) 3,0 14-

3,2

J.15.1

3,3 56 - 4,0 4.1

3,3 55 - 4

J.15.2

3,3 56 - 4,0 4.2 3,3 55 -

4

4.3 3,3 55 - 4

4.3 3,3 55 - 4

Die beobachteten Veränderungen in den Kerbtabellen sind wenig dokumentiert und in den zugänglichen Veröffentlichungen wissenschaftlich nicht begründet oder


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abgesichert. Zudem konnten keinerlei Informationen hinsichtlich einer Neuauswertung von Versuchsergebnissen oder zu entsprechenden Analogiebetrachtungen für die Details in den Dokumenten gefunden werden.

3.4 Mittelspannungseinfluss nach DIN EN 1999-1-3 - Bewertung Die in Abschnitt 3.3 erläuterten Bemessungsvorschriften werden im Folgenden gegenübergestellt und bewertet. In Abbildung 3-6 ist die Neigung in Abhängigkeit des Mittelspannungseinfluss basierend auf den ersten ECCS-Empfehlungen [3] und dem aktuellen Stand in DIN EN 1999-1-3 [4] dargestellt. Der Fokus liegt hierbei auf ungeschweißten Konstruktionen. Es handelt sich somit um Grundmaterial, wodurch „Fall 1“ für den Ansatz des Bonusfaktors (siehe Abschnitt 3.3.1) maßgebend wird. Um alle in DIN EN 1999-1-3 enthaltenen Neigungen abzudecken, werden die konstruktiven Details 125-7, 50-4,3 und 36-3,4 gewählt, d.h. die charakteristischen Ermüdungsfestigkeiten von 125 N/mm²; 50 N/mm²; 36 N/mm² bei den Neigungen von m1=7,0; m1=4,3; m1=3,4 bezogen auf ein R-Verhältnis von R=0,5. Das R-Verhältnis wird nun von R=-1 bis R=+1 variiert. Für jeden R-Wert ergibt sich mit den oben erläuterten Mittelspannungsvorschriften nach Gl. 3-6 der ECCS-Empfehlung [3] eine unterschiedliche Neigung der Wöhlerlinien, ähnlich dem Kurzzeitfestigkeitsbereich der DIN EN 1999-1-3 [4] (s. Tabelle 3-2).

Abbildung 3-6: Entwicklung der Steigungen im Kurzzeitfestigkeitsbereich unter Berücksichtigung des

Mittelspannungseinfluss

Aus Abbildung 3-6 lassen sich folgende Tendenzen ableiten: R>0,5: Die Steigung ist konstant für alle Definitionen der Kurzzeitfestigkeit und liefert für gleiche Details identische Werte. Die Vorschriften sind bis heute unverändert.


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R=0,5: Die Kerbdetails in DIN EN 1999-1-3 basieren auf einem Spannungsverhältnis von R=0,5 Dadurch haben alle Details die dazugehörige Neigung m0=m1. 0 ≤R<0,5: Gemäß ECCS-Empfehlung [3] wird die Bemessungslinie um den Fixpunkt bei N= 104 Schwingspielen nach oben gedreht, wodurch sich eine flachere Kurve ergibt und auch die Spannungsschwingbreite des Kerbdetails hochgesetzt wird. Ein abnehmendes Spannungsverhältnis R hat folglich eine Erhöhung von m(R) zur Folge. In DIN EN 1999-1-3 [4] Anhang G wird die charakteristische Spannungsschwingbreite des Kerbdetails durch den Bonusfaktor erhöht, bzw. nach oben verschoben. Es ergibt sich daher keine Auswirkung auf die Steigung. Zudem erfolgt für den Kurzzeitfestigkeitsbereich bei diesen R-Werten keine Veränderung von m0.

R<0: Unterhalb eines Spannungsverhältnis von R=0 werden auch die Neigungen m0 nach DIN EN 1999-1-3 angepasst. Entgegen dem Vorgehen in der ECCS-Empfehlung [3] wird die Neigung allerdings geringer und der Kurvenverlauf steiler. Damit ergeben sich höhere, zugelassene Spannungsschwingbreiten als nach der ECCS-Empfehlung [3]. Abbildung 3-6 zeigt damit deutlich, dass sich im Bereich der Kurzzeitfestigkeit in den letzten Jahren einiges verändert hat. Tatsächlich gibt es jedoch kaum Unterlagen oder Dokumentationsmaterial, die diese Veränderungen erklären. Insofern stellt sich die Frage nach der wissenschaftlichen Absicherung des bestehenden LCF-Konzepts. Hervorzuheben ist hier besonders die Abnahme der Steigungswerte m0 bei R<0 nach DIN EN 1999-1-3 wodurch sich größere Neigungswerte und damit größere, mögliche Spannungsschwingbreiten ergeben. Gleichzeitig werden allerdings keine maximal zulässigen Schwingbreiten definiert. Damit kann es in manchen Fällen zur der eingangs (Abschnitt 1.2) erwähnten Überschreitung der charakteristischen Festigkeiten kommen. Aufgrund der Interaktion von Spannungsverhältnis R und der Neigung m0 ist jedoch eine konkrete Aussage zur Un-/ Sicherheit eines der beiden Konzepte basierend auf Abbildung 3-6 nicht möglich.

3.5 Extrapolationsformel nach DIN EN 1999-1-3 - Bewertung Der Übergangspunkt vom LCF zum HCF (siehe Abbildung 4-5: Punkt „0“→ „1“) bei einer Schwingspielzahl von N=105 soll zu Bewertungszwecken genauer betrachtet werden. Zu diesem Zweck wird die Extrapolationsformel für die Kurzzeitfestigkeit unter Berücksichtigung des Bonusfaktors aus DIN EN 1999-1-3 hergeleitet und in Abbildung 3-7 für Detail 125-7 angewandt: HCF→ LCF: Spannungsschwingbreite i am Übergangspunkt bei N=105 nach DIN EN 1999-1-3; Gl. 6.1:

Δ𝜎𝑖(𝑁 = 105; 𝑅) = (2 ⋅ 106

1 ⋅ 105)

1𝑚1

⋅Δ𝜎𝑐(𝑅=+0,5) ⋅ 𝑓(𝑅)

1,0

= 201𝑚1 ⋅ 𝜎𝑐(𝑅=+0,5) ⋅ 𝑓(𝑅)

Gl. 3-8


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LCF→ HCF: Spannungsschwingbreite i im LCF-Bereich 103 ≤N<105 nach DIN EN 1999-1-3; Gl. F.1:

Δ𝜎𝑖(𝑁 < 105; 𝑅) = (105

𝑁𝑖)

1/𝑚0

⋅ 201𝑚1 ⋅ (Δ𝜎𝑐(𝑅=+0,5) ⋅ 𝑓(𝑅))

Gl. 3-9

Obige Gleichung nach Ni aufgelöst ergibt:

𝑁𝑖 = 105 ⋅ 20

𝑚0𝑚1 ⋅ (

Δ𝜎𝑐(𝑅=+0,5) ⋅ 𝑓(𝑅)

Δ𝜎𝑖(𝑁 < 105; 𝑅))

𝑚0

Gl. 3-10

In untenstehender Abbildung 3-7 ist für Detail 125-7 die Bemessungslinie nach allen normativen Konzepten und bei Spannungsverhältnissens von R=0,5; R=0,1 sowie R=-1 ausgewertet worden.

Abbildung 3-7: Vergleich der Entwicklung der Bemessungskonzepte für den Ermüdungsnachweis

mit Nennspannungen

Es zeigen sich deutliche Unterschiede: Gemäß ECCS-Empfehlung [3] entspricht der Drehpunkt bei 104 Schwingspielen der maximal zulässigen Schwingbreite. Im Falle von Detail 125-7 ist dies i=266,5 MPA. Der Übergang vom LCF-HCF liegt auf der Gerade der Bemessungslinie und ist damit stetig. Gemäß DIN EN 1999-1-3, bzw. mit obiger Gl. 3-10 kann für =1,0 ein kontinuierliches Modell definiert werden. Im Vergleich zum Drehpunkt gemäß ECCS/ENV 1999-2 bei 104 Schwingspielen werden im LCF Bereich nun deutlich höhere Schwingspielzahlen zugelassen, bei R=-1 beispielsweise i= 486,3 MPA. Das entspricht einer Erhöhung der Schwingbreite bei 104 von 83%. Mit dieser Definition wird die zulässige Oberspannung und damit das Erreichen der Zugfestigkeit fu beeinflusst. Folglich wird


29

hier in manchen Fällen und in Abhängigkeit der Legierung die Zugfestigkeit überschritten. Insgesamt wird erkennbar, dass sich die in den normativen Regelungen enthaltenen Konzepte deutlich unterscheiden. Angesichts dessen ist die zugängliche Dokumentation der Herleitungen extrem spärlich. Die wissenschaftliche Grundlage für die Bemessungsvorschriften im LCF Bereich in den aktuellen Vorschriften der DIN EN 1999-1-3 ist damit nicht eindeutig aufzubereiten. Tatsächlich wird aber deutlich, dass weitere Untersuchungen in diesem Grenzbereich nötig sind.

3.6 Weitere LCF-Konzepte Die Kurzzeitfestigkeit von Aluminiumdetails wurden zum Beispiel behandelt in [7, 8, 11, 19, 20]. In [19] wurden materialspezifische Kennwerte (chargenabhängig) ermittelt, die jedoch mit den Regelungen der DIN EN 1999-1-3 nicht kombinierbar sind und für das Projekt folglich nicht übertragbar waren. Tatsächlich hat sich nur [7] mit konkreten Ansätzen zur Beschreibung der Ermüdungsfestigkeit von Aluminiumdetails, u.a. auch mit Nennspannungen im Kurzzeitfestigkeitsbereich, beschäftigt. Allerdings liegt hier der Fokus auf Kerbdetails, die nicht in DIN EN 1999-1-3 Anhang G enthalten sind. Zudem wurden die Bemessungslinien noch basierend auf einem Fixpunkt bei 104 Schwingspielen hergeleitet. Die Arbeit wurde im August 2005 eingereicht, d.h. knapp nach der Eliminierung des Drehpunkts in DIN EN 1999-1-3. Insofern bietet diese Quelle zwar Anhaltspunkte für Versuchsergebnisse im vorliegenden Forschungsprojekt aber keine konkreten Anhaltspunkte für ein Bemessungskonzept. Alle weiteren Arbeiten im Bereich LCF basieren auf dem örtlichen Konzept [11, 12, 21–24]. Das im Maschinenbau öfters angewandte Konzept geht auf Neuber [21] zurück. Es ermöglicht beispielsweise die Berücksichtigung von plastischen Verformungen und Einschnürungseffekten. Der Gültigkeitsbereich des Kerbspannungsansatzes endet jedoch mit dem Anriss im Kerbgrund. Hinzu kommt, dass zur Anwendung des örtlichen Konzepts zyklische Materialkennwerte erforderlich sind. Diese Beschränkung ist nicht kompatibel mit den Anforderungen und Gepflogenheiten in der Ingenieurpraxis. Folglich und auf Empfehlung des PA wurde im Rahmen dieses Forschungsprojekts eine praxisnahe Lösung, basierend auf Nennspannungen, verfolgt.

3.7 Zusammenfassung

Der LCF Bereich ist charakterisiert durch ein Versagen bei hoher Beanspruchung und geringen Schwingspielzahlen. Die hohen Spannungen verursachen plastische Zonen, die das Versagen beeinflussen. Im HCF Bereich dominieren elastische Verformungen. Somit führen dort bereits Spannungsamplituden deutlich unterhalb der Streckgrenze nach einer endlichen Schwingspielzahl zum Versagen. Diese unterschiedlichen Versagensmechanismen sind in (bau-) praktischen Richtlinien und Nachweiskonzepten bisher nicht berücksichtigt. In DIN EN 1999-1-3 ist für den Ermüdungsnachweis sowohl im HCF- als auch LCF-Bereich das Nennspannungskonzept enthalten. Um die Wirkung von Mittelspannungen zu erfassen, kann ein Bonusfaktor über die Definition des Spannungsverhältnis R


30

angesetzt werden. Dieser wurde bereits in der ECCS-Empfehlung [3] eingeführt und über eine Drehung der Bemessungslinie um die maximale Schwingbreite bei N=104 Schwingspielen angewandt. In der aktuellen DIN EN 1999-1-3 [4] werden Mittelspannungen durch ein vertikales Verschieben der Bemessungslinie nach oben berücksichtigt. Als Folge davon kommt es vor allem im Kurzzeitfestigkeitsbereich zu widersprüchlichen Aussagen. Das zulässige Niveau der Spannungsschwingbreiten wird deutlich höher und erreicht im LCF-Bereich Werte, die einer Verdoppelung der zulässigen Schwingbreiten Δσc entsprechen können. Beispielsweise wird für mittelfeste Legierungen bereits bei 104 Schwingspielen eine Oberspannung oberhalb der Zugfestigkeit erreicht. Damit und aufgrund der mangelnden Dokumentation und Transparenz ist die wissenschaftliche Grundlage des normativen LCF Konzepts in Frage zu stellen. Hinzu kommt, dass für die Kurzzeitfestigkeit von Aluminiumkonstruktionen und deren Grenzen in Bezug auf (modifizierte) Nennspannungen keinerlei Quellen verfügbar sind. Die wenigen relevanten Publikationen basieren auf dem örtlichen Konzept (z.B. Neuber), das eine Berücksichtigung plastischer Verformungen ermöglicht. Dieses Konzept hat aber noch keinen Eingang in DIN EN 1999-1-3 gefunden. Folglich geht es im Rahmen dieses Forschungsprojekts nicht darum vorhandene Daten und Erkenntnisse abzusichern oder zu erweitern. Es besteht vielmehr die Notwendigkeit, die Grenzbereiche zwischen statischer und schwingender Bemessung sowie zwischen LCF und HCF wissenschaftlich abzuklären und ein schlüssiges, abgesichertes Konzept herzuleiten. Dieses zunächst auf Nennspannungen basieren.

Analyse und Auswertung der Versuche

31


Kurzfassung

Aufgrund vieler offener Fragen zur Bemessung im Kurzzeitfestigkeitsbereich und mangelnder Dokumentation ist eine Fortführung der bisherigen Bemessungsverfahren nicht sinnvoll. Folglich sind neue Definitionen für die Kurzzeitfestigkeit LCF und deren Abgrenzungen zur vorwiegend ruhender Beanspruchung und zur Zeitfestigkeit HCF erforderlich. Um die Anwendbarkeit in der Praxis sicher zu stellen, liegt dabei der Fokus auf Nennspannungen. Zu diesem Zweck wird das Versuchsprogramm des vorliegenden Forschungsprojekts dargestellt und speziell für die Schwingversuche die Aspekte der Planung, Auswertung und Analyse erläutert. Schließlich wird eine Methodik zur abschnittsweisen Neudefinition des Kurzzeitfestigkeitsbereichs abgeleitet.

Abstract

The previous chapter clearly showed various open questions and a lack of documentation concerning Low-Cycle-Fatigue. The task therefore is to develop and derive a new definition for the LCF area as well as its intersections to static and High-Cycle-Fatigue Design. To ensure the applicability in practice the new concept will be based on nominal stresses. In the following, the test program of the research project is presented and aspects of planning and evaluation as well as statistical analysis of dynamic tests are discussed. Finally, a method for deriving a new LCF concept is derived.

4.1 Versuchsplan Ziel war es, Probekörper aus der 5000er, 6000er und 7000er Legierung zu prüfen, um einen breiten Überblick über die Eigenschaften der im konstruktiven Ingenieurbau zugelassenen und gängigen Materialien zu erhalten. Aus diesem Grund wurden in Abstimmung mit dem projektbegleitenden Ausschuss (PA) letztlich Flachstangen und Bleche mit einer Dicke von 10 mm aus den Legierungen EN AW-5083 O/H111, EN AW-6063 T66 und EN AW-7020 T6 verwendet. Die im Antrag noch enthaltene Legierung EN AW-5754 wurde seitens PA (Sitzung vom 9.12.2015) als weniger relevant eingestuft und angesichts der bereits enthaltenen 5000er Legierung gestrichen. Das Versuchsmaterial wurde von den Unternehmen des PAs zur Verfügung gestellt. Die Schweißarbeiten wurden ebenfalls von Unternehmen des PAs übernommen. Insgesamt wurden drei Probenformen gefertigt. Es handelte sich dabei um Zugproben (Grundmaterial), Proben mit Stumpfnähten sowie Kreuzproben mit Kehlnähten (s. Anhang A bis E). Alle Proben wurden statisch (Zugversuch) und schwingend (Schwingversuche) bei Spannungsverhältnissen von R=-0,25; R=+0,1 und R=+0,5 geprüft. Bei den geschweißten Proben wurde die Härte gemessen und die Schweißnahtkubatur mit einem eigens entwickelten Laserscanmessstand aufgenommen und analysiert. Des Weiteren wurden die Stumpfproben geröntgt.


32

Messungen per Laserscan und Röntgen waren nicht im Antrag vorgesehen. Die im Antrag noch aufgeführten dehnungsgesteuerten Versuche sind durch Beschluss des PA (Rundschreiben an PA) aus dem Projekt herausgenommen worden, da eine Versuchsdurchführung keine weiteren Erkenntnisse für das angestrebte Nennspannungskonzept erbracht hätte und der Fokus auf die Absicherung mittels der kraftgesteuerten Versuche gelegt wurde. Das Versuchsprogramm des vorliegenden Forschungsprojekts ist in folgender Tabelle 4-1 zusammengefasst dargestellt. Tabelle 4-1: Übersicht Versuchsprogramm

Kerbdetail EN AW-5083 O/H111 EN AW 6063 T66 EN AW-7020 T6

Zugversuch Zugversuch Zugversuch

R = -0,25 / 0,1 / 0,5 R = -0,25 / 0,1 / 0,5 R = -0,25 / 0,1 / 0,5

Zugversuch Zugvesuch Zugversuch Röntgen Röntgen Röntgen

--- Härtemessung Härtemessung Laserscan Laserscan Laserscan

R = -0,25 / 0,1 / 0,5 R = -0,25 / 0,1 / 0,5 R = -0,25 / 0,1 / 0,5

Zugversuch Zugversuch Härtemessung Härtemessung

Laserscan Laserscan R = -0,25 / 0,1 / 0,5 R = -0,25 / 0,1 / 0,5

Die Zugversuche wurden nach DIN EN ISO 6892-1 [25] und DIN EN ISO 4136 [26] durchgeführt. Die X-Nähte wurden durch Mitglieder des PAs geröntgt und freigegeben. Zur Bestimmung der Wärmeeinflusszone sind Härtemessungen nach DIN EN ISO 6507:2018-07 [27] durchgeführt worden. Diese wurden in [28] im Rahmen der AiF-Förderung weiter analysiert und veröffentlicht. Der verwendete Laserscanner wurde im Rahmen dieses Projekts eigens entwickelt und wird daher in folgendem Abschnitt 4.2 nochmal eigens erläutert. Die Schwingversuche wurden angelehnt an DIN 50100:2016 [10] geplant und bei unterschiedlichen Spannungsverhältnissen durchgeführt (siehe Abschnitt 4.3) Mit Ausnahme des Röntgens wurden alle Versuche im Materialprüfamt der TU München MPA Bau (Instron Model 8032; EVO 1600) und im Labor für Angewandte Werkstofftechnik der Hochschule München durchgeführt (Schenck Hydropuls).

4.2 Laserscanmessstand Der Laserscanmessstand (Abbildung 4-1) ist im Rahmen einer Masterarbeit [29] direkt am Lehrstuhl für Metallbau realisiert worden. Ziel war es, die Schweißnahtkubatur aufzunehmen sowie Imperfektionen und deren Auswirkungen auf die Spannungskonzentration bei Kerben zu beurteilen. Damit sollten die Fertigungstoleranzen der Kerbdetails J.7.2.1 bis J.7.2.3 und J.7.6 im


33

Nennspannungskonzept überprüft werden. Der Linienlaser umfasst eine Messbreite von 25 mm bis 39 mm. Bei einer Fokussierung im Brennpunkt des Laserlichtes liegt eine Messbreite von 32 mm mit insgesamt 1024 Messpunkten vor. Das Laserlicht erreicht dort eine Ausdehnung von 48 𝜇𝑚 und erreicht bei der minimalen und maximalen Messbreite eine Ausdehnung von 290 𝜇𝑚.

Abbildung 4-1: Foto des Laserscanmessstandes [29]

Zur Aufnahme der Probekörper wurde die zu messende Oberfläche der Probekörper auf das Höhenniveau der Laserfokussierung eingestellt. Dies entspricht dem Bereich mit der geringsten Ausdehnung und Messstreuung. Der Scanner wurde über einen Schrittmotor angesteuert und so gleichmäßig über der Probe verfahren. Insgesamt wurde mit einem Messvorschub von Δx=0,005 mm gemessen. So wurden je Probekörper mit einer Breite von b ~ 25 mm über 5000 Datenpunkte für die Auswertung generiert. Entsprechende Ergebnisse sind in Kapitel 6 enthalten.

4.3 Schwingversuche

4.3.1 Auswertegrenzen

Die Schwingversuche in diesem Projekt haben den Zweck, den Kurzzeitfestigkeitsbereich abzubilden. Verglichen zum Zeitfestigkeitsbereich ist der LCF-Lastwechselbereich klein. Liegen Versuchsergebnisse von Schwingversuchen zu nahe aneinander, so ist die Gefahr einer verfälschten statistischen Auswertung gegeben. In [30] haben beispielsweise entsprechende Versuchsergebnisse für den Übergangsbereich von HCF zu LCF eine flachere Wöhlerlinienneigung, d.h. eine größere Steigung von m1, ergeben. Für den Zeitfestigkeitsbereich gilt, dass sich die Schätzgüte der statistischen Auswertung erhöht, wenn die Versuchspunkte nahe an die Übergangsbereiche gesetzt, also die getesten Spannungsschwingbreiten breit gestreut werden. In [30, 31] wurden deshalb folgende Bereiche der Modellgrenzen für den Zeitfestigkeitsbereich angegeben und in [7] umgesetzt:


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Kurzzeitfestigkeit N50%;GG≈ 2٠104 [30] Langzeitfestigkeit N50%;GG≈ 5٠106 [30]

Es konnte dabei aber nicht geklärt werden, welches Spannungsverhältnis R diesen Modellgrenzen zu Grunde gelegt worden ist. Für die in diesem Projekt durchgeführten Versuche wurden entsprechende Erkenntnisse bzgl. Lage/Abstand von Testergebnissen und ihrem Einfluss auf die statistische Auswertung bei den Versuchen berücksichtigt. Konkret wurden die Modellgrenzen zur Absicherung der Übergangsbereiche der multilinearen Bemessungslinie verwendet (siehe hierzu Kapitel 5).

4.3.2 Spannungsverhältnis R

Die Bemessungslinien der DIN EN 1999-1-3 basieren auf R=0,5. Tatsächlich gibt es hierfür allerdings wenige Datenpunkte, z.B. in ALFABET. Aufgrund der normativen Referenz wurde dennoch als erstes auf diesem Niveau getestet. Die meisten Versuchsserien in ALFABET beziehen sich auf R=0,1. Um die Vergleichbarkeit mit den in ALFABET 2.0 aufgenommenen Daten zu untersuchen, wurde mit diesem Spannungsverhältnis als nächstes geprüft. Mit den Versuchen bei R=0,5 und einer Oberspannung =fu wurden aufnehmbare Schwingspiele bis 105 erreicht. Dies entspricht dem normativen Übergang von LCF zu HCF. Bei einem Spannungsverhältnis von R=0,1 wurden geringere Schwingspielzahlen erreicht. Um den definierten Kurzzeitfestigkeitsbereich 103<N<105 versuchstechnisch zu erfassen, wurde in Abstimmung mit dem PA die dritte Versuchsserie mit R=-0,25 anstelle von R=+0,8 durchgeführt.

4.3.3 Statistische Auswertung

Mit der statistischen Auswertung von Schwingversuchen haben sich zahlreiche wissenschaftliche Arbeiten befasst (siehe [10, 20, 30, 32, 33]). Dabei wird zwischen linearen und nichtlinearen Regressionsverfahren unterschieden. Lineare Regressionsverfahren zielen darauf ab, die Wöhlerkurve für den Zeitfestigkeitsbereich durch Anwendung des Modells von Basquin (siehe Gl. 4-1) zu bestimmen, während nichtlineare Regressionsverfahren zur Annäherung an die Gleichungen von Stüssi und Bastenaire [20] dienen. Letztere berücksichtigen sowohl die statische Festigkeit, als auch den Dauerfestigkeitsbereich im Rahmen einer geschlossenen Gleichung. Der Fokus des vorliegenden Projekts liegt auf der Kurzzeitfestigkeit und deren Grenzen zum statischen Bereich und Zeitfestigkeitsbereich. Zur Auswertung von Versuchen kommt daher die Gleichung von Basquin (siehe Gl. 4-1), also ein lineares Regressionsverfahren, zur Anwendung. Zur Anpassung der Basquin-Gleichung und auch für weitere Regressionsanalysen wird des Weiteren das gängige Korrelationsverfahren verwendet. Dieses ist auch im Hintergrunddokument 9.01a [33] für Regeln zur Ermüdungsbemessung enthalten.

lg(𝑁) = lg(𝑎) −𝑚 ⋅ lg (Δ𝜎) Gl. 4-1

Die Standardabweichung ist ein Maß für die Streuung der Messpunkte zur errechneten Ausgleichsgerade. In Abbildung 4-2 wird beispielhaft die Ausgleichsgerade (50%) mit


35

Hilfe des Korrelationsverfahrens ermittelt. Die hier dargestellte Standardabweichung slog(N) berechnet sich dann durch den kürzesten Abstand zur Ausgleichsgeraden (50%).

Abbildung 4-2: Lineare Regression mit Ermüdungsstatististik [32]

Abbildung 4-3: Überlebenswahrscheinlichkeit vs. kR-Faktor [34]

Mit den Regressionsparametern wird die Neigung m und der Schnittpunkt mit der x-Achse log(a) bestimmt. Für das untersuchte Detail wird die aufnehmbare Spannungsschwingbreite Δσc bei 2x106 Schwingspielen ermittelt. Entsprechend dem Hintergrunddokument 9.01a [33] ist für eine normative Bemessungslinie ein 75%-iges Konfidenzniveau für eine Überlebenswahrscheinlichkeit Ps=97,7% gefordert. Wie in [32] gezeigt, führt diese Anforderung für Δσc zu einem einseitigen 95%-igen Toleranzband. Dazu wird die Gesamtheit des Probensatzes betrachtet [4, 32, 33]. Der Abstand des 95% Konfidenzniveau zur Ausgleichsgerade (50%) bestimmt sich nach Gl. 4-2.

𝑙𝑜𝑔𝑁95% = log2 ⋅ 106 − 𝑘𝑃,1−𝛼 ⋅ 𝑠 ⋅ √1 +

1

𝑛+(𝑙𝑜𝑔𝑆50% − log(𝑆)̅̅ ̅̅ ̅̅ ̅̅ )2

∑ (log𝑆𝑖 − log 𝑆̅̅ ̅̅ ̅̅𝑖 ) 2

Gl. 4-2

In [34] wird für die Berechnung des Toleranzbandes ein einheitlicher Faktor kP,1-α=kR=2 (s. Abbildung 4-3) angesetzt (in der Literatur häufig als kR bezeichnet). Dem liegt die Annahme eines durchschnittlichen Probenumfangs von 15 Schwingversuchen in der Praxis zugrunde (siehe Abbildung 4-3). Diese Auswertung stellt eine der Grundlagendokumente für die Diskussion der Schweißverbindungen in den Entwurfsfassungen der prEN 1999-2 dar. Im Rahmen dieses Projekts wurde daher für den normativen Vergleich das einseitige Toleranzband mit einem vereinfachten Faktor kR=2 angenähert.

4.4 LCF-Bemessungskonzept - Methodik Ziel ist es, eine kontinuierliche Definition der Bemessungslinie von N=0,5 (statisch) bis hin zum Beginn der Zeitfestigkeit bei N=105 ableiten zu können. Um diesen Bereich versuchstechnisch und methodisch effizient zu erfassen, werden zunächst die Abschnitte einer Wöhlerlinie im Allgemeinen modellhaft beschrieben und angesichts


36

des neu zu entwickelnden Konzepts für die Kurzzeitfestigkeit diskutiert (siehe Abbildung 4-4).

Δσ

NP NL

Δσc95%

Kurzzeit-festigkeits-

bereichZeitfestigkeits-

bereichLangzeitfestig-

keitsbereich

NC

Δσstat u50% 50%= f (1-R)

Δσstat u95% 95%= f (1-R)

lg(N) = - k lg( ) + lg(C)Δσ1 / Ts

Δσc50%

1 / TN

Versuchswert Wöhlerversuchstat. Festigkeit S-N-Kurve

Abbildung 4-4: Bereiche zur experimentellen Ermittlung von Ermüdungsfestigkeiten

Gemäß [4, 35] verläuft im Kurzzeitfestigkeitsbereich die Ermüdungsfestigkeitskurve für Belastungszyklen zwischen 0,5≤N≤105. Dabei können die Oberspannungen σo der Spannungsschwingbreiten Δσ durchaus die Zugfestigkeit bestimmter Aluminiumlegierungen erreichen. In der bisherigen normativen Kurve wird dieser Bereich durch zwei abschnittsweise definierte Linien erfasst, d.h. durch die Festigkeit aus dem Tragsicherheitsnachweis (0,5≤N-1≤103) sowie durch das Kurzzeitfestigkeitskonzept in DIN EN 1999-1-3, Anhang G (103≤N0≤105). Der Zeitfestigkeitsbereich wird durch die Bemessungslinie der DIN EN 1999-1-1 im Bereich zwischen 105≤N1≤5x106 beschrieben. Die Mehrheit der schwingenden Lasten wird von diesem Schwingspielbereich abgedeckt. Die Dehngrenze fp;0,2 der Aluminiumlegierungen soll dabei nicht überschritten werden. Der Langzeitfestigkeitsbereich ist nach DIN EN 1999-1-3 ab 5x106 Schwingspiele für Lasten mit konstanter Amplitude definiert. Für Betriebslasten („Kollektiv“) gilt die horizontale Linie erst ab 108 Schwingspielen. Die oben erläuterten drei Festigkeitsbereiche werden im Hinblick auf die Projektziele durch vier abschnittsweise linear definierte Linien beschrieben (s. Abbildung 4-5 sowie [4, 36]). Die weiteren Forschungsarbeiten konzentrieren sich im Folgenden auf die Kurventypen „-1“, „0“ und „1“ und deren Übergänge.


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Kurve 1m1

Kurve 0m0

Kurve 2m2

1E+3 ~NP1 1E+5 5E+6 1E+8

Δσ

Kurve 3m3

Kurve 4m4

Kurve -1m-1

Δσc

95%

Abbildung 4-5: Abschnittsweise linearisierte S-N-Kurve nach DIN EN 1999-1-3

Kurve „-1“ Das horizontale Plateau (m-1=∞) wird durch die Zugfestigkeit fu definiert und stellt eine obere Schranke mit einem Minimalwert der Zugfestigkeit fu mit der Schwingbreite Δ𝜎 = 𝑓𝑢 ⋅ (1 − 𝑅) dar. Damit wird eine Legierungs- und Zustandsabhängigkeit erzeugt. Kurve „0“ Normativ ist dieser lineare Kurvenabschnitt für Schwingspiele von 103 bis 105 mit einer Steigung m0 definiert. Gleichzeitig wird damit der Übergangsbereich von statischer Zugfestigkeit bis hin zum Auswertebereich von Versuchen für eine Zeitfestigkeitskurve betrachtet (siehe Kapitel 5.2). Aufgrund der hier auftretenden hohen Schwingbreiten kommt es zu plastischen Dehnungen. Entsprechende plastische Umlagerungen entstehen im kraftgesteuerten Versuch bereits beim Anfahren der benötigten Oberspannung. Bei den durchgeführten Versuchen wurde daher von einem nahezu zyklisch linear elastischen Verformungsverhalten ausgegangen. Kurve „1“ Im Kurvenabschnitt „1“ wird das Zeitfestigkeitsverhalten abgebildet. Das hinterlegte Ingenieurmodell wird durch das Gesetz von Basquin (s. Gl. 4-1) beschrieben.


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4.5 Zusammenfassung

Das Versuchsprogramm des Antrags wurde im Hinblick auf die Projektziele und in Zusammenarbeit mit dem projektbegleitenden Ausschuss modifiziert und erweitert. Insgesamt wurden drei Kerbdetails aus drei verschiedenen Legierungen der 5000er, 6000er und 7000er Reihe experimentell untersucht und sowohl statisch und schwingend auf verschiedenen Lastniveaus geprüft. Hinzu kommen Aufnahmen per Röntgen und Laserscan sowie Härtemessung. Ziel der Laserscans war die Erfassung von Imperfektionen und deren Einfluss auf die Spannungskonzentration, um letztlich die Anwendung von Nennspannungen abzusichern. Die Schwingversuche und deren Auswertungen wurden mit Fokus auf die Kurzzeitfestigkeit ausgelegt. Für die Analyse und Neudefinition des Kurzzeitfestigkeitsbereichs wurde Abschnitt „-1“ für den Gültigkeitsbereich der Zugfestigkeit, Abschnitt „0“ für eine Bemessungslinie mit Steigung m0 für die Kurzzeitfestigkeit und Abschnitt „1“ für die Bemessungslinien der DIN EN 1999-1-3 mit m1 definiert. In den folgenden Kapiteln liegt nun der Schwerpunkt auf der experimentellen Auswertung und Analyse zur Beschreibung der Übergangsbereichen „-1“ bis „0“ sowie „0“-„1“.

Analyse und Bewertung des Grundmaterials

39


Kurzfassung

Schwingversuche mit den Legierungen EN AW-5083 O/H111, EN AW-6063 T66 und EN AW-7020 T6 im Grundmaterial wurden zur Analyse der Kurzzeitfestigkeit „0“ sowie deren Übergangsbereiche „-1“ bis „0“ sowie „0“ bis „1“ durchgeführt. Die Auswertung erfolgte abschnittsweise linear und im Vergleich mit bestehenden Bemessungskurven. Für die Grenze zwischen statischer und schwingender Bemessung, d.h. „-1“ bis „0“, wird eine materialabhängige Schwingspielzahl NP abgeleitet. Die Versuche zeigen, dass der Übergangsbereich zwischen Kurzzeit- und Zeitfestigkeit durch die aktuelle Norm nicht korrekt abgebildet wird. Ein Einfluss der Legierung ist erkennbar und sollte berücksichtigt werden. Hinzu kommt die Neigung m1=7,0 der Bemessungskurven für das Grundmaterial im Zeitfestigkeitsbereich, die den Übergang bei N=105 Schwingspielen erschwert. Die normativen Regelungen für die Zeitfestigkeit, v.a. deren fixierte Neigung nach DIN EN 1999-1-3, wurden daher mit Daten aus ALFABERT 2.0 überprüft und konnten bestätigt werden.

Abstract

Dynamic tests were carried out to analyse the LCF-behaviour„0“of aluminium alloys EN AW-5083 O/H111, EN AW-6063 T66 and EN AW-7020 T6 (parent material). In addition the intersection to static „0“ as well as to HCF design „1” is investigated. The evaluation was based on linear sections and in comparison with design lines. For the intersection between static and fatigue design, „-1“ to „0“, a load cycle number Np considering the material is derived. The tests also showed, that the intersection between LCF and HCF is not correctly defined by relevant standards. Design lines need to take into account material characteristics, such as the alloy type. The standardized definition of a slope equal to m1= 7,0 for parent material in HCF makes the derivation of a smooth curve for the intersection at N= 105 load cycles between LCF and HCF even more complicated. Thus, HCF design lines and their slope from DIN EN 1999-1-3 were verified and confirmed with data from ALFABET 2.0.

5.1 Statische Bemessung: „-1“ bei N< Np Die charakteristischen Festigkeiten fp;0,2 (Proportionalitätsgrenze) und fu (Zugfestigkeit) sind nach [35, 37–39] auf eine 95% Überlebenswahrscheinlichkeit bezogen. Dabei wird eine untere Grenze für die Zugfestigkeit definiert, die auch als ein einseitiges Intervall betrachtet werden kann. Die Kurve „-1“ ist folglich durch die Zugfestigkeit definiert.


40

5.2 Übergang zur LCF- Bemessung: „-1“ → „0“ bei NP

Der Punkt „NP“ ist in Abbildung 4-5 definiert. Mit geringeren Schwingspielen erreicht die Oberspannung o die statische Zugfestigkeit fu und bei höheren Schwingspielen ist die Ermüdungfestigkeit abzumindern. Gemäß DIN EN 1999-1-3 entspricht dieser Punkt 103 Schwingspielen. Diese Festlegung gilt es im Folgenden zu bestätigen: In [40] wird für ungekerbte Materialproben unter einer sinusförmigen Wechselbelastung (R=-1) ein experimenteller Erfahrungswert für die Schwingbreite bei 103 Schwingspielen nach Gl. 5-1 angegeben. Der Faktor CR wird für eine einaxiale Zugbelastung mit 0,9 empfohlen [40].

Δ𝜎1000 = 𝐶𝑅 ⋅ 𝑓𝑢;50% ⋅ (1 − 𝑅) Gl. 5-1

Eigene Schwingversuche wurden dementsprechend mit einem oberen Lasthorizont σo≈(0,95 – 1,0) x fu;50% im Grundmaterial und mit den Spannungsverhältnissen R={-0,25; 0,1; 0,5} durchgeführt. Damit konnte der Einfluss einer zyklischen Belastung bis hin zum statischen Bruchversagen des „ungeschädigten“ Materials experimentell untersucht und die Lage von Punkt NP analysiert werden. In Abbildung 5-1 sind alle Versuche mit den höchsten Schwingbreiten je Versuchsserie, d.h. die mit der Oberspannung am nächsten zur Zugfestigkeit, dargestellt. Auf der Abszisse ist die aufgenommene Zyklenzahl (log(N)) und auf der Ordinate das Verhältnis der im Versuch aufgebrachten Schwingbreite zur errechneten Schwingbreite des Materials fp;0,2(1-R) aufgetragen. Dadurch wurde das statische Dehngrenzenverhältnis =fu/fy berücksichtigt. Dieses ist für die untersuchten Aluminiumlegierungen EN AW-5083 O/H111 (gewalzt), EN AW-6063 T66 (extrudiert) und EN AW-7020 T6 (gewalzt) deutlich unterschiedlich (Abbildung 5-1):

Abbildung 5-1: Wechselwirkung Dehngrenzenverhältnis fu/fy und max. Schwingspielzahlen


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Die Ergebnisse zeigen den deutlichen Einfluss des Dehngrenzenverhältnisses und des Spannungsverhältnisses R: Mit zunehmender Duktilität, d.h. einer Erhöhung von δ=fu/fy steigt die aufnehmbare Schwingspielzahl. Auch die Zunahme des Spannungsverhältnisses R bewirkt eine Lebensdauerverlängerung. Ein höheres R-Verhältnis bedeutet auch eine höhere Mittelspannung, wodurch sich die Schwingbreiten verkleinern (siehe Abbildung 5-2). Alle Versuchsdaten des Grundmaterials sind in Anhang B aufgeführt. Da die erreichten Schwingspielzahlen in die Zeitfestigkeit übergehen und der hier vorliegende Datensatz sehr gering ist, wird als Standardabweichung eine gemittelte Standardabweichung �̅�lg (𝑁) je R-Verhältnis für die Auswertung der 95% Kurve verwendet. Zur Verdeutlichung und Dokumentation des Vorgehens sind die Werte für slg(N) in Tabelle 5-1 enthalten. Tabelle 5-1: Ansatz Standardabweichungen slg(N) R = -0,25 R =+0,1 R= +0,5

EN AW-5083 O/H111; QW 0,139 0,110 0,128

EN AW-5083 O/H111; PW ---- 0,125 ---

EN AW-6063 T66 0,198 0,128 0,256

EN AW-7020 T6, QW 0,043 0,086 0,083

EN AW-7020 T6, PW --- 0,134 ---

�̅�lg (𝑁) 0,126 0,117 0,156

Aus den linearen Ausgleichsgeraden in Abbildung 5-1 werden die Datenpunkte in Tabelle 5-2 bestimmt. Es zeigt sich, dass sich die ertragbaren Belastungszyklen zum Probenbruch dem Bereich N=103 annähern. Eine Erhöhung von hat somit eine Zunahme der Schwingspiele zur Folge. Demnach wirkt die Duktilität des Materials begünstigend im Sinne einer Verschiebung des Übergangs von statischer zu schwingender Bemessung hin zu höheren Schwingspielzahlen. Tabelle 5-2: Maximale Schwingspielzahlen aus interpolierten Versuchsergebnissen des Grundmaterials

fu/fy 1,0 1,25 1,5 1,75 2,0 2,25 2,5 2,75 R = -0,25 103,63 103,77 103,91 104,06 104,21 104,35 104,49 104,64 R = 0,1 104,08 104,21 104,34 104,47 104,60 104,73 104,86 104,99 R = 0,5 104,77 104,92 105,06 105,21 105,35 105,50 105,64 105,79

Ausgehend von dem oben dargestellten Datensatz (Tabelle 5-2) erfolgte unter Anwendung einer multiplen linearen Regression die empirische Formulierung von Gl. 5-2 für eine maximal aufnehmbare Schwingspielzahl NP in Abhängigkeit des Dehngrenzenverhältnisses. Dadurch konnte der in Abbildung 5-1 dargestellte Zusammenhang analytisch geschlossen beschrieben werden. Zur Dokumentation der Regressionsgüte sind untenstehende Parameter angegeben.


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log(�̃�𝑃) = 3,42 + 1,54 ⋅ 𝑅 + 0,56 ⋅𝑓𝑢𝑓𝑝;0,2

Gl. 5-2

a0 = 3,42034 sa0 = 0,048641 R2 = 0,9872

a1 = 1,53786 sa1 =0,046096 σ = 0,06919

a2 = 0,55968 sa2 =0,0024658

In Abbildung 5-2 sind schließlich die maximal aufnehmbaren Schwingspiele NP mit einer Oberspannung =fu dargestellt.

Abbildung 5-2:Multiple Regression zur Abschätzung der oberen Schwingspielzahl Np * Werte für R=-1 und R=-0,5 sind extrapoliert

Abbildung 5-2 zeigt deutlich, dass die Darstellung der Ergebnisse per Drehung um einen Fixpunkt bei 104 für alle Spannungsverhältnisse R, wie in ENV 1999-2 und der ECCS-Empfehlung No. 68 enthalten (siehe Kapitel 3), nicht zu rechtfertigen ist. Zum einen ergeben sich für R=-1 Schwingspielzahlen mit N<104 und zum anderen sind die Schwingspielzahlen bei Oberspannung nahe zur Zugfestigkeit von R=0,5 größer als von R=0. Tatsächlich ist klar erkennbar, dass bei Ansatz einer Oberspannung fu eine bestimmte Schwingspielzahl in Abhängigkeit des Spannungsverhältnisses erreicht werden kann. Über fu ist zudem eine direkte Verknüpfung zur Legierung gegeben und damit eine Materialabhängigkeit nachgewiesen. Als weiteres zeigt sich, dass der Punkt NP in Abhängigkeit des Spannungsverhältnis R über den gesamten Kurzzeitfestigkeitsbereich (103 ≤N0≤105) der DIN EN 1999-1-3 verteilt ist. Mit Gl. 5-2 für Np könnte somit je nach Legierung und Spannungsverhältnis die Grenze zwischen statischer und schwingender Bemessung definiert und zudem eine Ausdehnung des Bereichs für die statische Bemessung erreicht werden.

P


43

5.3 LCF und Übergang zur HCF- Bemessung: „0“ → „1“ bei N= 105

Der Übergangspunkt der Linie „-1“ → „0“ basiert auf der Zugfestigkeit fu als Oberspannung σo. Für den Übergangspunkt „0“ → „1“ definiert DIN EN 1999-1-3 eine Schwingbreite Δσ bei 105 Schwingspielen. Beide Punkte werden linear verbunden, wodurch die Steigung m0 von den Festigkeiten des Materials abhängig ist. Festigkeit und Schwingbreite sind zwei unterschiedliche Materialkennwerte und dies ist entsprechend zu beachten. Um dies zu verdeutlichen ist in Gl. 5-3 der Zusammenhang zwischen Oberspannung σo, Spannungsschwingbreite c bei 2 106 Schwingspielen, dem Bonusfaktor f(R) und dem R-Verhältnis dargestellt und in Tabelle 5-3 die dazugehörigen Faktoren berechnet.

𝜎𝑜 = Δ𝜎𝑐 ⋅𝑓(𝑅)

(1 − 𝑅) Gl. 5-3

Tabelle 5-3: Oberspannung R = 0,5 R = 0,1 R = -0,25 R = -1

𝑓(𝑅)

(1 − 𝑅) 2 1,28 1,04 0,8

Die zulässige Schwingbreite ist vom Kerbfall, der Steigung m1 und dem Bonusfaktor f(R) abhängig. Hintergründe zu den genannten Parametern sind in [34, 41–46] zu finden. Wie aus Abbildung 5-3 hervorgeht ist mit der Bezugsabszisse Oberspannung oder Schwingbreite eine gegensätzliche Darstellung für den Ermüdungsfestigkeitsbereich gegeben:

σ O

N

R = 0,5

R < 0,5

Δσ

NR = 0,5

R < 0,5

N = 5E+6N = 5E+6

Δσ c

Δσ c

/ (1

-R)

(1-R

) fu

Abbildung 5-3: Zusammenhang von Oberspannung o, Spannungsverhältnis R und Schwingbreite Bei Bezug auf die Oberspannung σo bildet sich ein horizontales Plateau im Kurzzeitfestigkeitsbereich aus, entlang dessen sich die Grenzkurve bei einer Reduzierung des R-Verhältnis verschiebt. Bei Bezug auf die Schwingbreite verschiebt sich das Plateau in Abhängigkeit des Spannungsverhältnisses, so dass sich die Lage des Punktes NP ebenfalls verschiebt. Wie in Kapitel 5.2 gezeigt werden konnte, ist die Ausdehnung auf der Ordinate durch Annahme NP=103 eine Annahme auf der sicheren Seite für alle Spannungsverhältnisse von R = [-0,5; 1,0].


44

Da DIN EN 1999-1-3 als Bezugsachse die Schwingbreite Δσ definiert, wird diese im Folgenden auch zur Überprüfung und Absicherung des Punktes N=105 herangezogen.

5.3.1 Kerbdetail aus DIN EN 1999-1-3

Zur konkreten Analyse des Übergangs „0“ → „1“ sind zunächst passende Kerbdetails aus DIN EN 1999-1-3, Anhang J auszuwählen. In Tabelle J.1 für ungeschweißte Details (s. Abbildung 5-4) stehen für die Legierung EN AW-7020 T6 die Kerbdetails (J.1.1 / J.1.3 / J.1.5) und für die Legierungen EN AW-6063 T66 sowie EN AW-5083 O/H111 die Kerbdetails (J.1.2 / J.1.4 / J.1.6) zur Verfügung.

Abbildung 5-4: Definition der Kerbdetails nach DIN EN 1999-1-3:2011 Zunächst ist es naheliegend die Details J.1.5 und J.1.6 zu wählen. Diese sind jedoch in der ECCS-Empfehlung [3] bzw. anderweitigen Detailsammlungen nicht weiter dokumentiert. Erst im Zuge der Arbeiten für die Vornorm ENV 1999-1-2 wurden die


45

Details eingeführt und im in prEN 1999-1-3:2004 [16] dann als Detail J.1.5 von Kerbfall 125 auf 140 bzw. als Detail J.1.6 von Kerbfall 90 auf 100 hochgesetzt (siehe Abbildung 5-5).

Abbildung 5-5: Auszug aus Arbeitsdokument zur prEN 1999-1-3 [16]

Das Verhältnis der Kerbdetails J.1.5 zu J.1.1 sowie J.1.6 zu J.1.2 ergibt folgende Erhöhungswerte: Tabelle 5-4: Spannungskonzentrationsfaktoren Detail J.1.5 / J.1.6

Kt;J.1.5 Kt;J.1.6 Δ𝜎𝑐;𝐽.1.5Δ𝜎𝑐;𝐽.1.1

=140 𝑀𝑃𝑎

125 𝑀𝑃𝑎= 1,12

Δ𝜎𝑐;𝐽.1.6Δ𝜎𝑐;𝐽.1.2

=100 𝑀𝑃𝑎

90 𝑀𝑃𝑎= 1, 1̅

Die Vermutung liegt nahe, dass hier das modifizierte Nennspannungskonzept mit Spannungskonzentrationsfaktor angewandt wurde. Da diesbezüglich aber keine Hinweise vorliegen und keine weiteren Informationen in prEN1991-3:2004 oder Literatur zu dieser Erhöhung zu finden sind, werden für die weiteren Analysen der Versuchsergebnisse die Details J.1.1 und J.1.2 verwendet.

5.3.2 Ansatz von Spannungskonzentrationsbeiwerten

Um sicher zu stellen, dass sich in den Proben die für den LCF-Bereich typischen plastischen Zonen entwickeln, werden im Folgenden die Spannungskonzentrationsfaktoren von Radius und Messbereich der Probe, d.h. den beiden möglichen Versagensbereichen, näher betrachtet: Die Probekörper wurden gemäß DIN 50125 [47] hergestellt und haben einen Übergangsradius von R=30 mm bei einer Dicke von t=10 mm. Aufgrund von plastischen Umlagerungen verändert sich der Spannungskonzentrationsbeiwert in Abhängigkeit des Ramberg-Osgood-Koeffizienten [21]. Für die durchgeführten Zugversuche wurden die entsprechenden Ramberg-Osgood-Koeffizienten


46

ausgewertet. Unter Einsatz einer geometrisch-, material-nichtlinearen Berechnung (GMNA; ANSYS 18.1) ist der Zusammenhang zwischen Nennspannnung und Spannungskonzentrationsbeiwert Kttrue (s. Gl. 5-3) in Bezug auf die wahre Spannung bestimmt worden.

𝐾𝑡𝑡𝑟𝑢𝑒 =

𝜎1𝑡𝑟𝑢𝑒

𝜎𝑛𝑒𝑛𝑛 Gl. 5-4

In Abbildung 5-6 sind die Spannungskonzentrationsbeiwerte Ktture in Abhängigkeit des Belastungsverhältnis nenn/fp:0,2 dargestellt.

Abbildung 5-6: tatsächliche Spannungskonzentration in Relation zur Nennspannung

Rein elastische Verhältnisse, d.h. Ktture = Kt= 1,22 sind für alle Legierungen bis ca. nenn/fp:0,2= 0,28 zu beobachten. Aufgrund der Querschnittsreduktion (plastische Volumenkonstanz [48]) kommt es dann zu einer Reduktion der Spannungskonzentration im Radius („durchgezogene Linie“) und gleichzeitig zu einer Spannungserhöhung im Messbereich „L0“ („gestrichelte Linien“). Bei höheren plastischen Dehnungen, d.h. bei ca.nenn/fp:0,2 > 1 kommt es zu Versteifungseffekten in den Radien, wodurch sich der Spannungskonzentrationsfaktor (wahre Spannung) erhöht (Kurven steigen nach Minimum wieder an) und die wahre Spannung im Messbereich (Sz_L0) übersteigt die im Radius. In Tabelle 5-5 sind für die geprüften Aluminiumlegierungen und Spannungsverhältnisse R die minimalen und maximalen Belastungsverhältnisse dargestellt. Tabelle 5-5: Testbereich der Versuche in Abhängigkeit der Belastungsverhältnisse nenn/fp:0,2

EN AW-5083 O/H111 EN AW-6063 T66 EN AW-7020 T6

Min Max Min Max Min Max R = -0,25 1,52 2,13 0,88 1,24 0,81 1,45 R = 0,1 1,60 2,15 0,92 1,25 1,03 1,45 R = 0,5 1,80 2,16 1,09 1,27 1,04 1,46

Wie Abbildung 5-6 und Tabelle 5-5 zeigen, kommt in den Versuchsbereichen von allen drei Legierungen zu plastische Spannungsumlagerungen. Die ist durch Reduktion des Spannungskonzentrationsfaktors am Radius und einer Erhöhung der


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Spannungskonzentration im einaxialen, geraden Messbereich des Probekörpers erkennbar. In der weiteren Auswertung ist auf die Anwendung eines Spannungskonzentrationsbeiwerts verzichtet worden, da nahezu alle Proben im Messbereich gebrochen sind.

5.3.3 Versuchsergebnisse bei R=- 0,25 In Tabelle 5-6 ist für das Spannungsverhältnis R=-0,25 die resultierende Schwingbreite bei den Schwingspielzahlen 104, 105 und 106 für die Auswertung nach dem einseitigen 95%-Quantil tabelliert. Das Toleranzband ist senkrecht zur Ausgleichsgeraden verschoben, sodass sowohl die Schwingbreite mit 2٠slg(Δσ) als auch die Schwingspiele mit 2٠slg(N) berücksichtigt sind. Wie aus Abbildung 5-7 erkennbar ist, erreicht man für die Legierung EN AW-5083 O/H111 bei 104 Zyklen bereits die Zugfestigkeit fu, wobei die einzelnen Versuchswerte aber immer oberhalb der normativen Anforderung liegt. Die extrudierte Legierung EN AW-6063 T66 hat eine sehr flache Neigung und unterschreitet für 104 Zyklen die normativen Anforderungen des Details J.1.2. Allerdings liefert sie bei Extrapolation in den Bereich 106 Werte, die oberhalb der Bemessungslinie liegen. Die Abweichung zur Abschätzung des Punktes NP ist auf eine veränderte Annahme der Standardabweichung zurückzuführen, da in Kapitel 5.2 nur die slg(N) Anteile berücksichtigt werden. Die gewalzte Legierung EN AW-7020 T6 kann für 104 die Einteilung J.1.1 erfüllen. Für die extrapolierten höheren Lastzyklen 105 und 106 kann dies nicht bestätigt werden, was auf die steilere Neigung zurückzuführen ist. Tabelle 5-6: Auswertung Schwingfestigkeit für R = -0,25

R = -0,25 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-5083 QW 275,9 255,7 181,7 179,5 119,7 129,2

EN AW-6063 242,6 255,7 195,5 179,5 157,5 129,2 EN AW-7020 QW 395,3 355,3 240,1 249,3 145,8 160,1


48

Abbildung 5-7: Schwingversuche Grundmaterial bei R = -0,25

5.3.4 Versuchsergebnisse bei R = 0,1

Für das Spannungsverhältnis R=0,1 wurde bei Probekörpern aus gewalzten Platten, d.h. bei Legierung EN AW-5083 O/H111 und EN AW-7020 T6, auch die Quer- (QW) und Längsrichtung (PW) zur Walzung berücksichtigt. Beide Legierungen weisen für die Anordnung „Quer zur Walzrichung“ die höheren Schwingbreiten Δσexp95% auf. Die 50%-Ausgleichsgerade liefert für die Richtung QW auch geringere Schwingspielzahlen, aber durch die größeren Streuungen muss die Schwingfestigkeit bei „Längs zur Walzrichtung“ höher abgemindert werden. Es zeigt sich zudem, dass die Legierung EN AW-5083 O/H111 bei N=104 die Zugfestigkeit bereits überschritten hat und daher keine Werte angegeben werden. Als weiteres wird nur für N=105 in Prüfung „Quer zur Walzrichtung“ die normative Anforderung für die Legierung EN AW-5083 O/H111 erfüllt. Die Schwingversuche der Legierungen EN AW-6063 T66 und EN AW-7020 T6 können keine der normativen Anforderungen erfüllen und liegen deutlich unter der Bemessungslinie. Lediglich bei N=104 konnten Probekörper „Quer zur Walzrichtung“ die Schwingbreite Δσ(N=104)=309,1 MPa liefern. Tabelle 5-7: Auswertung Schwingfestigkeit für R = 0,1

R = 0,1 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-5083 QW --- 222,5 169,8 160,2 109,9 115,3 EN AW-5083 PW --- 222,5 148,6 160,2 87,5 115,3

EN AW-6063 213,0 222,5 168,3 160,2 133,5 115,3 EN AW-7020 QW 314,9 309,1 185,7 222,5 109,6 160,1 EN AW-7020 PW 287,4 309,1 186,2 222,5 98,4 160,1


49

Abbildung 5-8: Schwingversuche Grundmaterial R = 0,1

5.3.5 Versuchsergebnisse bei R = 0,5

Die Ergebnisse für ein Spannungsverhältnis von R = 0,5 sind in Tabelle 5-8 und Abbildung 5-9 dargestellt. Die Legierung EN AW-5083 O/H111 kann große Umlagerungen aufnehmen, wodurch die Schwingergebnisse über der Bemessungslinie der Detailklasse J.1.2 liegen. Da allerdings große Streuungen zu berücksichtigen sind, schneidet bzw. unterschreitet die 95%-Quantil-Kurve letztlich die Bemessungslinie. Aufgrund der hohen Streuung und dem geringen Abstand der Spannungsschwingbreiten ist die Aussagegüte der 95%-Quantil-Kurve für weitere Beurteilungen hinsichtlich der DIN EN 1999-1-3 sehr gering. Die Legierung EN AW-6063 T66 und EN AW-7020 T6 können die normativen Anforderungen des Details J.1.1 durchweg nicht erfüllen. Tabelle 5-8: Auswertung Schwingfestigkeit für R = 0,5

R = 0,5 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-5083 QW ---- 191,8 131,6 138,1 67,7 99,4

EN AW-6063 124,2 191,8 110,8 138,1 98,9 99,4 EN AW-7020 QW --- 266,5 155,8 191,7 104,9 138,1


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Abbildung 5-9: Schwingversuche Grundmaterial R = 0,5

5.3.6 Fazit: Übergang „0“ → „1“: N= 105

Die Versuche, die mit Schwerpunkt im Übergang LCF-HCF durchgeführt wurden, ergeben Auswertungskurven (gestrichelt), die in 60% der Fälle unterhalb der Bemessungslinien nach DIN EN 1999-1-3 mit m=7 für die gewählten Details verlaufen. Die Versuchswerte selbst können bis auf die Serie EN AW-6063 T66 bei einem getesteten Spannungsverhältnis von R=0,5 die Vorgaben der DIN EN 1999-1-3 erfüllen, was vor allem auf die sehr flache Neigung (großes m!) bei dieser Aluminiumlegierung und Zustand zurückzuführen ist. Mit zunehmenden R nähern sich die Versuchsergebnisse der Bemessungskurve der DIN EN 1999-1-3 an. Tatsächlich decken die EN-Kurven jedoch noch den deutlich größeren Zeitfestigkeitsbereich ab. Der Einfluss der als konstant definierten Steigung m1 in DIN EN 1999-1-3 wird bei dem in Kapitel 5.3.3 gewählten Vorgehen ersichtlich. Wie in Abbildung 5-10 dargestellt wird ausgehend von dem Kerbdetail mit einer Neigung m1<7 der Kurzfestigkeit mit bereits geringeren Schwingspielen versagensrelevant oder bei einer Neigung m1>7 auch schadenstolerant beeinflusst.


51

Abbildung 5-10: Auswirkung einer normativen, festen Steigungen m1

Eine grundlegende Annahme dabei ist natürlich die Gültigkeit der Kerbklassen für die in DIN EN 1999-1-1 hinterlegten Materialien. Wie aus Tabelle 5-9, mit den normativ geringsten nachweisbaren Zyklen, hervorgeht, kann der Kurzzeitfestigkeitsbereich mit den normativen Regeln kaum korrekt erfasst werden. Tabelle 5-9: Übersicht der zulässigen Kerbdetails

5G_PW 5G_QW 6G 7G_PW 7G_QW

R = -0,25 --- J.1.2

= 4٠103 J.1.2

bis 2,5٠104 ---

J.1.1 2٠103 - 1٠104

R = 0,1 J.1.2

2٠104 - 4٠104 J.1.2

bis 2٠104 J.1.2

bis 4٠104 Kein

Bereich! Kein Bereich!

R = 0,5 --- Kein Bereich!

Kein Bereich! --- Kein Bereich!

5.4 Vergleich der Versuchsergebnisse mit Daten aus ALFABET 2.0

Um die Anwendbarkeit der Neigung m = 7 zu verifizieren, wurden die rekonstruierten Daten in ALFABET 2.0 mit den Versuchsergebnissen im Rahmen dieses Projekts (gekennzeichnet im Folgenden mit der Projektnummer IGF 18629) verglichen.

5.4.1 Vergleichswerte für EN AW-7020 bzw. AlZnMg1

Für Walzprodukte der 7000er-Legierung sind in Tabelle 5-10 alle relevanten Quellen aus ALFABET 2.0 dargestellt. Ebenso sind die die minimalen und maximalen Zyklen N, die Dicke t der Probekörper, das R- Verhältnis im Versuch und die Anzahl der vorhandenen Versuche angegeben. Die Steigung m1 basiert auf dem Korrelationsverfahren für die Gleichung nach Basquin. Tabelle 5-10: Gegenüberstellung von ALFABET 2.0-Daten für 7000er-Legierung

min(N) max(N) t [mm] R-Verh. m1 Anzahl

AlZnMg1 – „7000er“ - Legierung

CIDA 6856 [49] 2,9E4 1,8E6 4 -1 7,23 27

CIDA 6856 [49] 7,9E4 8,7E5 8 -1 5,54 18

FB 79010 [50] 5,1E3 7,5E6 20 -1 4,23 14


52

FB 5886 [51] 3,8E3 3,3E6 4 -0,5 7,78 11

FB 5156 [52] 8,2E3 2,1E4 6 -0,5 4,80 9

FB 5156 [52] 6,4E3 8,8E5 10 -0,5 2,72 10

FB 5886 [51] 1,3E4 5,0E4 12 -0,5 7,83 7

FB 5886 [51] 1,8E4 8E4 20 -0,5 4,55 13

IGF 18629 4,2E3 7,3E4 10 -0,25 4,60 10

CIDA 6856 [49] 3,5E4 1,76E6 4 0 6,55 27

FB 5886 [53] 1,2E4 1,1E5 4 0,1 5,85 13

FB 5889 [9] 3,5E4 2,9E5 6 0,1 4,92 15

FB 5886 [53] 2,9E4 1,4E6 6 0,1 5,09 30

FB 1809 [54] 3,6E4 2,1E6 6 0,1 4,38 24

Harre [55] 1,6E4 7,6E5 10 0,1 4,97 8

FB 1809 [54] 2,2E4 8,0E5 10 0,1 4,35 32

IGF 18629 8,2E3 8,5E4 10 0,1 4,63 10

IGF 18629 6,1E3 5,2E4 10 0,1 4,61 19

Harre 7,6E3 9,0E5 12 0,1 3,78 19

FB 5886 1,8E4 7,5E4 12 0,1 6,24 8

Harre 1,1E4 7,3E5 20 0,1 3,52 11

FB 5886 1,5E4 8,4E4 20 0,1 5,53 11

Harre 3,7E4 7,9E5 30 0,1 3,51 8

IGF 18629 4,2E4 3,0E5 10 0,5 5,76 13

In Abbildung 5-11 sind die Ergebnisse aus ALFABET 2.0 zusammen mit den Versuchspunkten dargestellt. Dabei zeigte sich, dass die flachste Widerstandskurve mit einer Steigung m=7,78 für einen Versuchskörper mit der Dicke t=12 mm und einem R-Verhältnis R=-0,5 bestimmt werden konnte. Insgesamt ist bei den analysierten Versuchen eine deutliche Tendenz in Richtung m<7 zu beobachten. Aus diesem Grund bestätigt sich die Annahme, dass die normative Neigung mit m1=7 konservativ erfasst wurde. Diese Tendenz soll in weiteren Arbeiten bestätigt werden.


53

Abbildung 5-11: Vergleich 7000er-Legierung aus ALFABET 2.0 mit Ergebnissen aus IGF 18629


54

5.4.2 Vergleichswerte für EN AW-5083 bzw. AlMg4,5Mn

Zur Analyse der Steigung im Zeitfestigkeitsbereich der Legierung EN AW-5083 wurde ein analoges Vorgehen wie für die 7000er-Legierung gewählt. Folgende Versuchswerte aus ALFABET 2.0 wurden zur Auswertung herangezogen: Tabelle 5-11: Gegenüberstellung von ALFABET 2.0-Daten für 5000er-Legierung

min(N) max(N) t [mm] R-Verh. m Anzahl

AlMg4,5Mn – „5000er“ - Legierung

FB 79010 [50] 3,1E4 3,8E6 30 -1 6,91 6

FB 5889 1,1E4 1,9E6 10 -1 6,77 17

FB 5889 [9] 4,6E5 4,4E6 10 -1 6,28 26

IGF 18629 6,5E3 7,1E5 10 -0,25 5,52 6

FB 5889 [9] 3,5E4 2,2E5 10 0,1 4,95 18

FB 5889 [9] 8,5E5 2,8E6 10 0,1 5,52 27

IGF 18629 2,05E4 6,4E4 10 0,1 5,30 8

IGF 18629 1,9E4 1,0E5 10 0,1 4,34 8

IGF 18629 1,5E5 3,5E6 10 0,1 3,46 7

Die Abbildung 5-12 zeigt die Versuchsergebnisse des Forschungsprojekts und die aus ALFABET 2.0 rekonstruierten Versuche. Auch hier ist zu beobachten, dass bei variierenden Spannungsverhältnissen und Probendicken die Neigung m=7 nicht überschritten wird. Der maximale Wert findet sich in FB79010, wo für ein Spannungsverhältnis R=-1 bei einer Blechdicke t=30 mm eine Neigung m=6,91, berechnet wurde.


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56

5.4.3 Vergleichswerte für EN AW-6063 bzw. AlMgSi1

Im Folgenden wurde für die untersuchte Legierung EN AW-6063 T66 das gleiche Prozedere durchgeführt wie oben für die 7000er und 5000er Materialien. Folgende relevanten Datensätze wurden in ALFABET 2.0 gefunden. Tabelle 5-12: Gegenüberstellung von ALFABET 2.0-Daten für 6000er-Legierung

min(N) max(N) t [mm] R-Verh. m Anzahl

AlMgSi1 – „6000er“ - Legierung

MS PR 66-20 [56] 1,8E5 2,6E6 8 -1 4,87 18

CIDA 1328 [42] 5,0E5 1,59E6 8 -1 5,16 24

Öberg [45] 8,9E3 4,2E5 4 -1 5,91 25

MS PR 66-20 [57] 9,1E4 1,1E6 10 0 3,6 3

Öberg [45] 5,2E4 1,06E6 4 0 4,68 24

IGF 18629 1,7E3 7,1E4 10 -0,25 10,0 10

IGF 18629 3,5E3 1,2E5 10 0,1 10,8 18

IGF 18629 7,2E3 3,1E5 10 0,5 20,2 16

Der Datensatz MS PR 66-20 in Zeile 4 hat nur 3 Versuchswerte, weshalb dieser nicht weiter berücksichtigt wurde. Auch hier liegen die Steigungen deutlich unter m=7. Der maximale Wert m=5,91 ist im Datensatz „Öberg“ zu finden.



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5.4.4 Fazit aus den Vergleichen mit ALFABET 2.0-Daten Ziel der Analyse war es, die gemäß DIN EN 1999-1-3 definierte Steigung m1 = 7 für die in diesem Projekt analysierten Details J.1.1 bis J.1.4 nachzuvollziehen. Die Erkenntnisse sind in folgender Tabelle 5-13 zusammengefasst dargestellt: Tabelle 5-13: Zusammenstellung der Ergebnisse für die untersuchten Legierungen aus ALFABET 2.0

Legierung Ergebnisse Erklärung

„5000er“ Legierung gewalzt

Bei den 9 Datensätzen in Tabelle 5-11 konnte kein Steigungswert m größer als 7 identifiziert werden. Es zeigt sich, dass sich m mit zunehmender Materialdicke und abnehmendem R erhöht. Für eine Serie mit 6 Proben mit t=30 mm und R=-1 wurde eine maximale Steigung von m=6,91 berechnet.

„6000er“ Legierung gewaltzt

Es wurden 4 der 8 Datensätze aus Tabelle 5-12 analysiert. Der maximale Steigungswert m=5,91 wurde für eine Probe mit t=4 mm und R=-1 festgelegt. Es liegen ausschließlich Versuche mit t= {4; 8} mm vor. Die Steigungswerte für das untersuchte EN AW-6063 T66 wurden hier nicht berücksichtigt.

„7000er“ Legierung gewaltzt

Unter den 24 Datensätzen aus Tabelle 5-10 findet sich die flachste Neigung mit m=7,81 für ein R=-0,5 und t=12 mm. Hier zeigt sich, dass die Dickenzunahme eine Erhöhung der Neigung verursacht und m verkleinert wird. Gleiches gilt bei der Vergrößerung des R-Verhältnisses.

Es zeigt sich, dass basierend auf den gefundenen Daten der Ansatz von m=7 bis auf die im Projekt getestete Legierung EN AW-6063 T66 auf der sicheren Seite liegt und


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diese Neigung im vorliegenden Projekt nicht in Frage gestellt wird. Gleichzeitig ist allerdings klar erkennbar, dass das Ermüdungsverhalten von der Legierung und sogar vom Materialzustand/Lieferzustand beeinflusst wird. Des Weiteren ist anzumerken, dass sich der Schwerpunkt der ALFABET 2.0-Daten auf die Zeitfestigkeit, d.h. zwischen 105 und 5106 Schwingspiele bezieht. Für die Definition des Übergangs „0“ → „1“ rund um N=105 sind diese Daten daher nur bedingt geeignet.

5.5 Zusammenfassung Das Vorgehen in DIN EN 1999-1-3 definiert abschnittsweise lineare Bemessungslinien, die einen bestimmten Schwingspielbereich abdecken und nahezu materialunabhängig sind. Dies konnte mit den Versuchsergebnissen, insbesondere für den Bereich der Kurzzeitfestigkeit, nicht bestätigt werden. Tatsächlich ist ein deutlicher Einfluss von Legierung, Herstellprozess und Zustand auf das Ermüdungsverhalten zu beobachten: Das Dehngrenzenverhältnis in Abhängigkeit von Legierung und Legierungszustand wurde überprüft und die Ergebnisse in Form einer analytischen Formel zur Ermittlung von Np zusammengefasst. Np liefert eine Schwingspielzahl als Grenze zwischen vorwiegend statischer Beanspruchung und Ermüdungsbemessung und kann legierungsabhängig berechnet werden. Damit wird die bisherige Grenze bei 103 Schwingspielen für viele Legierungen hin zu höheren Schwingspielzahlen verschoben und beinhaltet somit einen deutlichen Nutzen für die Anwender. Aufgrund des geringen Probenumfangs können dazu allerdings keine weiteren quantitativen Aussagen getroffen werden. Die Versuche, die mit Schwerpunkt im Übergang LCF-HCF durchgeführt wurden, ergeben Auswertungskurven, die zu 60% unterhalb der Bemessungslinien mit m=7 für die gewählten Details verlaufen. Tatsächlich decken die EN-Kurven jedoch den deutlich größeren Zeitfestigkeitsbereich ab. Durch die Überprüfung der Bemessungslinien mit Daten aus ALFABET 2.0 konnte die Neigung m=7 bestätigt, aber auch als konservativ für den Zeitfestigkeitsbereich und kann damit auch als deutlich auf der sicheren Seite liegend für den Übergangsbereich von HCF zu LCF eingestuft werden. Für ein Bemessungskonzept im Kurzzeitfestigkeitsbereich für ungeschweißte Bauteile (Grundmaterial) können schließlich folgende Randbedingungen abgeleitet werden:

Für den Zyklenbereich 1≤NP≤103 kann ein horizontales Plateau mit Δσmax=fu٠(1-R) angenommen werden und der Punkt Np mit dem Punkt N=105 des Kerbdetails linear verbunden werden. Eine weitere Modifikation von NP (d.h. Np >103) ist bei Kenntnis über Proportionalitätsgrenze und Zugfestigkeit des Materials möglich. Die Steigung m0 ist damit nicht mehr für die Details fixiert, sondern der lineare Abschnitt wird durch die auf die Zugfestigkeit bezogene Spannungsschwingbreite und der Spannungsschwingbreite bei 105 Zyklen definiert.

Eine Anwendung der elastischen Spannungskonzentrationsfaktoren auf der Widerstandsseite sollte im Kurzzeitfestigkeitsbereich nicht erfolgen, da es zu plastischen Umlagerungen kommt und diese den Faktor letztlich dominieren und verringern.


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Auch Flachproben der extrudierten Legierung EN AW-6063 T66 ist im Kurzzeitfestigkeitsbereich das Kerbdetail J.1.4 anzuwenden, um den Einfluss der geringen Neigung mit einer Steigung m1>7 berücksichtigen zu können.

Versuche bei Spannungsverhältnissen von R=+0,5 konnten im untersuchten Kurzzeitfestigkeitsbereich die Bemessungslinien durch die Auswertelinien nicht bestätigten.

Analyse und Bewertung der Schweißverbindungen

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Kurzfassung

Die Beurteilung von Schweißnähten ist für die Kurzzeitfestigkeit nur für bestimmte Details in DIN EN 1999-1-3 erfasst. Da die Detailzuordnung vor allem von der Schweißnahtgeometrie und Schweißgüte abhängt, wurden Nähte mittels Laserscanner erfasst und im Hinblick auf Imperfektionen beurteilt. Zudem wurden für die vorliegenden durchgeschweißten Stumpfnähte und Kreuzstöße die Ermüdungsfestigkeitskurven ermittelt und mit passenden Kerbfällen verglichen. Es kann eine deutliche Abhängigkeit der Kurzzeitfestigkeit von Schweißverbindungen vom Material und vom Spannungsverhältnis beobachtet werden. Allerdings erschwert die Wärmeeinflusszone eine Neudefinition des Kurzzeitfestigkeitsbereichs.

Abstract

For the evaluation of welded details in respect to Low-Cycle-Fatigue, DIN EN 1999-1-3 provides only few structural details. Since they are categorized in dependence of weld geometry and weld quality, welds were investigated by means of laser scanning and evaluated in respect to imperfections. Furthermore, dynamic tests with butt welded joints and cruciform joints were carried out and compared with design lines. It can be observed, that material characteristics and stress ration significantly influence the LCF performance of welded joints. However, the heat-affected zone makes it difficult to derive a new concept for Low-Cycle-Fatigue.

6.1 Probenform und Kerbdetail Neben dem in Kapitel 5 dargestellten Grundmaterial wurden im Zuge des Projekts zwei weitere, geschweißte Probenformen aus den Legierungen EN AW-5083, EN AW-6063 und EN AW-7020 untersucht. Es handelt sich um Stumpfnähte und Kehlnähte, die gemäß DIN EN 1999-1-3 folgenden Kerbdetails entsprechen:

Stumpfstoß mit Nahtvorbereitung (X-Naht), dargestellt in Detail J.7.2.1, J.7.2.2 und J.7.2.3 und

Kreuzstoß mit Nahtvorbereitung (K-Naht), dargestellt in Detail J.7.6. Nach DIN EN 1999-1-3 Anhang F ist lediglich Detail J.7.6 für die Bemessung im Kurzzeitfestigkeitsbereich zugelassen und dies unabhängig von der Legierung. Das Detail J.7.2 für den durchgeschweißten, nicht abgearbeiteten Stumpfstoß ist unterteilt in drei Kerbklassen, die sich durch die Einteilung in Qualitätsstufen unterscheiden und daher abweichende Anforderungen an die Schweißnaht beinhalten. J.7.2.1 hat dabei die höchste Detailkategorie (50-4,3) gekoppelt mit der flachsten Neigung bei dieser Art von Verbindung. Die beiden Details J.7.2.2 (40-3,4) und J.7.2.3 (36-3,4) werden durch die steilere Neigung m1=3,4 definiert, wodurch sich die charakteristische Schwingfestigkeit Δσc verringert.


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Für den Mittelspannungseinfluss wird nach DIN EN 1999-1-3, Anhang G Fall 2 zugrunde gelegt. Dadurch ist der Bonusfaktor für alle untersuchten Spannungsverhältnisse f(R)=1,0 und erlaubt keine Erhöhung der Ermüdungsfestigkeit. Jede Schweißnaht stellt aufgrund der Nahtgeometrie und der Inhomogenität des Materials eine Kerbstelle dar. Je nach Flankenwinkel (Ɵ) der Nahtgeometrie ergeben sich unterschiedliche Spannungskonzentrationen (Kt) an der Schweißnaht [23, 24, 58]. Daraus resultieren auch unterschiedliche Neigungen [7, 24] für die Wöhlerlinien (s. Abbildung 6-1). Grund hierfür ist, dass die Spannungsschwingbreite mit Zugfestigkeit als oberes Limit bei geringeren Schwingspielen von der Form der Schweißnaht unabhängig ist, allerdings wird die zulässige LCF-Schwingbreite ΔσLCF beeinflusst. Verringert/ Erhöht sich die Δσc aufgrund größerer/ geringerer Kerben so verändert sich auch die Neigung.

Abbildung 6-1: Transformation der gekerbten (Kt>1) auf nicht gekerbten (Kt = 1) Versuchsreihen [7]

Tabelle 6-1: Geometrie der Schweißnaht und Steigung m1 nach DIN EN 1999-1-3

Abarbeitungsgrad [7] Steigung DIN EN 1999-1-3:2011 [4]

m1 = 3,4

d) Nahtüberhöhungswinkel ≥ 150°

m1 = 4,3

m1 = 7 nach [4] m1 = 5 nach [6]


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Der oben beschriebene Sachverhalt wurde in [7] für Stumpfnähte mit Nahtvorbereitung V-Naht bereits aufgegriffen. Zu diesem Zweck wurden geometrischen Einflüsse aus der Fertigung bei einsichtig geschweißten Stumpfnähten (V-Naht) versuchstechnisch aufbereitet. Der entsprechende Zusammenhang ist gemäß DIN EN 1999-1-3 in Tabelle 6-1 dargestellt. Die oben erwähnten Versuche und Ergebnisse aus der Literatur dienten zum Vergleich und Verifizierung der selbst generierten Testdaten.

6.2 Anwendung des Laserscanmessstandes

Schweißverbindungen bringen Kerben mit sich, die durch Spannungskonzentrationsfaktoren charakterisiert werden. Es liegt daher nahe, die Schweißnähte und ihre Imperfektionen sowie deren Auswirkung auf die Spannungskonzentration genauer zu untersuchen. Aus diesem Grund wurde im Rahmen mehrerer Masterarbeiten ein Laserscanmessstand gebaut [59][60][39] und Schwingversuche bewertet [29, 60] . Ziel war es zunächst, die gewählten Kerbdetails der DIN EN 1999-1-3 und ihre Neigungen zu überprüfen (siehe 6.2.1, 6.2.2 und 6.4). Des Weiteren wurden Spannungskonzentrationsfaktoren ermittelt und bei der Auswertung der Schwingversuche angesetzt. Entsprechende Erkenntnisse sind im vorliegenden Bericht nicht enthalten, da in Absprache mit dem PA der Fokus nunmehr dem Nennspannungskonzept galt. Allerdings wurden einige weiterführenden Analysen und Ergebnisse in [28, 61] veröffentlicht und dienen als Ausgangspunkt für ein Anschlussprojekt.

6.2.1 Messvorgang und -parameter

Die geschweißten Proben wurden mit dem Linienlasermodul LJ-V7080 (Keyence) vermessen. Dabei wurden die Geometrieparameter (r i; Θi; e2; e0) in sechs einzelnen Messzyklen (s. Abbildung 6-2) an jedem Versuchskörpern erfasst. Die Schweißnähte wurden damit vollständig aufgenommen und konnten im weiteren Projektverlauf gezielt untersucht werden.


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Abbildung 6-2: Geometrieparameter Schweißnaht

Auswertung Das Profil der Probenoberfläche wurde über die gesamte Messbreite des Lasers aufgezeichnet (s. Abbildung 6-3). Durch die Angabe von Auswertebereichen (magenta + grün in Abbildung 6-3) konnte der Winkel an der Schweißnahtraupe bestimmt werden. Die Bereiche wurden entlang der Schweißnahtraupe automatisch verschoben.

Abbildung 6-3: Messprofil Auswertung Ɵneg;A [29]

Für die Lasermessung sind Poren und Verfärbungen in der Schweißnaht Störungen des reflektieren Lichtes im CMOS-Sensor. Dadurch kommt es punktuell oder auch über einen größeren Bereich zu Messfehlern durch eine veränderte, nicht korrekte Laufzeit des detektierten Lichtes. Diese Fehler konnten durch einen Rangordnungsfilter


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(OriginPro Version 2017) über einen Mittelungsbereich von 50 bis 100 Datenpunkten ausgeglichen werden. Zur Verdeutlichung wird die Auswertung exemplarisch an der Probe „6X_P27“, gefertigt aus EN AW-6063 T66, aufgezeigt. Die Proben wurden von beiden Seiten A und B gescannt. Die linke Schweißnahtflanke wurde mit dem Index „neg“ versehen, die rechte mit dem Index „pos“. Dadurch ist eine direkte Zuordnung der Daten möglich. Die resultierenden Darstellungen sind in Abbildung 6-4 und Abbildung 6-5 enthalten.

Abbildung 6-4: Schweißnahtflanke „6X_P27 - Seite A“

Abbildung 6-5: Schweißnahtflanke „6X_P27 - Seite B“


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Die Darstellungen bestätigen eine Mittelwertbildung über einen Bereich von 50 Datenpunkten, also 0,25 mm. Tatsächlich wird die Tendenz der Messung nicht beeinflusst. Für X-Nähte der Legierung EN AW-5083 wurde der Bereich auf 100 Datenpunkte gelegt. Grund hierfür war, dass die Kuppe der Schweißnahtraupe abgefräst wurde (s. Abbildung 6-6) , um vorher im Röntgen detektierte (Poren) Wasserstoffeinlagerungen zu entfernen. Da es sich hier um Oberflächenporen handelte, konnten die Proben weiter verwendet werden. Dabei blieb auch der Flankenwinkel Ө und der Radius r am Schweißnahtfuß erhalten.

Abbildung 6-6: Probe der Serie „EN AW-5083X“

6.2.2 Auswertung Flankenwinkel Ɵ

In den folgenden Diagrammen sind die gemessenen Winkel Ɵ für jede Legierung und jedes Detail über eine angenommene normalverteilte Auftretenswahrscheinlichkeit aufgetragen. Da die Schweißnähte nach dem Verfahren 131, d.h. MIG-Schweißverfahren, von Hand hergestellt wurden, sind die Ergebnisse recht unterschiedlich. Die Proben werden in Ihrer Gesamtheit zusammengefasst, da diese jeweils in einem Unternehmen gefertigt wurden und ursprünglich die gleichen Herstellungsanforderungen der Klasse B zugrunde gelegt wurden. Tabelle 6-2: 95%-Quantil der Flankenwinkel

5X_xx 6X_xx 7X_xx 6X_xx 7X_xx 95%-Quantil 40° 35° 17° 50° 35°


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Stumpfstoß (X-Naht):

Abbildung 6-7: Flankenwinkel Ɵ [°] bei Probe 5X_01 bis 5X10 ( 185889 Datenpunkte)

Abbildung 6-8: Flankenwinkel Ɵ[°] bei Probe 6X_01 bis 6X30 (558061 Datenpunkte)


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Abbildung 6-9: Flankenwinkel Ɵ[°] bei Probe 7X_01 bis 7X30 (588583) Datenpunkte)

Kreuzstoß (K-Naht):

Abbildung 6-10: Flankenwinkel Ɵ[°] bei Probe 6K_01 bis 6K_14 (276620) Datenpunkte)


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Abbildung 6-11: Flankenwinkel Ɵ bei Probe 7K_01 bis 7K_25 (477650) Datenpunkte)

Wie in Tabelle 6-2 dargestellt variieren die gemessen Flankenwinkel sehr stark sowohl in den jeweiligen Fertigungsserien als auch untereinander. Die Serie „EN AW-7020X“ erfüllt aufgrund des geringen Flankenwinkels auch die Anforderungen des Kerbdetails J.7.2.1, da die Anforderungen hier einen Flankenwinkel Ɵ≤ 30° fordern. Konkret wurde letztlich für die Bewertung des Stumpfstoßes das Kerbdetail J.7.2.2 (40-3.4) als Referenz angewendet. Dieses liefert im Kurzzeitfestigkeitsbereich die höchsten Widerstandswerte, die ähnlichste Neigung und ist aufgrund der Anforderungen relevanter für die Praxis. Für den Kreuzstoß blieb es bei der eindeutigen Zuordnung in Kerbklasse J.7.6.

6.3 Versuchsergebnisse

6.3.1 Stumpfstoß bei R= -0,25

Im Folgenden werden die Ergebnisse der Schwingversuche für Stumpfstoß bei einem Spannungsverhältnis von R=-0,25 für die beiden Legierungen EN AW-5083 und EN AW-7020 dargestellt (Abbildung 6-12). Für Legierung EN AW-6063 konnten mit dem vorliegenden Probensatz keine gültigen Werte für eine statistische Auswertung erzeugt werden.


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Abbildung 6-12: Schwingversuche Stumpfstoß (X-Naht) R = -0,25

Die experimentell ermittelte Schwingfestigkeit wurde statistisch ausgewertet und der S-N-Kurve nach DIN EN 1999-1-3, Detail J.7.2.2 (40-3.4) gegenübergestellt (s. Tabelle 6-3). Tabelle 6-3: Auswertung Schwingfestigkeit für R = -0,25 angesichts Detail J.7.2.2 (40-3,4)

R = -0,25 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-5083 175,6 193,9 113,0 96,5 72,74 49,0 EN AW-7020 285,4 193,9 192,9 96,5 130,4 49,0

Die Proben „EN AW-5083X“ weisen eine höhere Streuung als die der höherfesten Legierung „EN AW-7020X“ auf. Die Zugfestigkeit ist bei der Legierung „EN AW-7020X“ höher, weshalb dieser Probenumfang auch die deutlich höheren Schwingbreiten aufweist. Der per Laserscan detektierte Kerbeffekt (Flankenwinkel der Schweißnaht) ist durch die Schweißnaht bei den Proben „EN AW-7020X“ am geringsten. Folglich könnten diese Proben sogar dem Kerbdetail J.7.2.1 zugeordnet werden. Für die Serie „EN AW-5083X“ liegt eine Steigung von 5,23 vor, die ähnlich zur Steigung m= 5,88 der Serie „EN AW-7020X“ ist. Die Probe „EN AW-7020X“ ist über den gesamten Bereich auf der sicheren Seite, erreicht aber nicht 10³ Zyklen, da die Oberspannung zuvor bereits der Zugfestigkeit entspricht. Die Legierung EN AW-5083 schneidet bei 2,5٠104 Zyklen die Widerstandslinie von J.7.2.2 und ist folglich für höhere Schwingbreiten auf der unsicheren Seite.


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6.3.2 Stumpfstoß bei R= 0,1

Die Ergebnisse der Schwingversuche für Stumpfnähte bei einem Spannungsverhältnis von R= 0,1 sind für die Legierungen EN AW-5083, EN AW-6063 und EN AW-7020 in Abbildung 6-13 enthalten.

Abbildung 6-13: Schwingversuche Stumpfstoß (X-Naht) R = 0,1

Die experimentellen Werte der Schwingfestigkeit wurden ebenfalls statistisch ausgewertet und den entsprechenden Schwingbreiten nach DIN EN 1999-1-3, Detail J.7.2.2 (40-3.4) gegenübergestellt (siehe Tabelle 6-4). Tabelle 6-4: Auswertung Schwingfestigkeit für R = 0,1 angesichts Detail J.7.2.2 (40-3,4)

R = 0,1 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-5083 123,7 190,0 69,4 96,5 38,8 49,0 EN AW-6063 ---* 190,0 102,1 96,5 65,2 49,0 EN AW-7020 228,9 190,0 139,0 96,5 84,4 49,0

*Zugfestigkeit begrenzt Oberspannung Mit der Erhöhung des Spannungsverhältnisses R, d.h. von R=-0,25 zu R=0,1 verschieben sich die experimentellen Kurven nach unten. Dadurch ist die 95%-Quantil-Kurve der Serie „EN AW-5083X“ unterhalb den Bemessungslinien J.7.2.1 bis J.7.2.3. Auch für dieses Spannungsverhältnis weist die Serie „EN AW-5083X“ die größten Streuungen auf. Die Serie „EN AW-6063X“ schneidet bei 5٠104 und =110MPa die Kerbklasse J.7.2.1 und J.7.2.2 und liegt für weitere höhere Schwingbreit unterhalb der Bemessungslinie. Die Serie „EN AW-7020X“ liegt für den Testbereich erneut oberhalb den Bemessungslinien.


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6.3.3 Stumpfstoß bei R=0,5

Die Proben der Stumpfstoß mit Nahtvorbereitung (X-Naht) wurden auch bei einem Spannungsverhältnis von R=0,5 getestet. Die Ergebnisse für die Legierungen EN AW-5083, EN AW-6063 und EN AW-7020 sind in Abbildung 6-14 zu finden.

Abbildung 6-14: Schwingversuche Stumpfstoß (X-Naht) R=0,5 Die in den Versuchen erzielte und statistisch ausgewertete Schwingfestigkeit wurde entsprechenden Schwingbreiten nach DIN EN 1999-1-3, Detail J.7.2.2 (40-3.4) gegenübergestellt (siehe Tabelle 6-5). Tabelle 6-5: Auswertung Schwingfestigkeit für R=0,5 angesichts Detail J.7.2.2 (40-3,4)

R = -0,25 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-5083 136,1 190,0 92,0 96,5 62,2 49,0 EN AW-6063 ---* 190,0 ---* 96,5 51,8 49,0 EN AW-7020 ---* 190,0 120,2 96,5 79,2 49,0

*Zugfestigkeit begrenzt Oberspannung Die Serie „EN AW-5083X“ liegt für die unteren untersuchten Schwingbreiten oberhalb der Bemessungslinie J.7.2.2 und schneidet bei 1,4٠105 Zyklen und einer Schwingbreite = 82 MPa die Bemessungslinie. Dadurch kann die Serie „EN AW-5083X“ entgegen dem Spannungsverhältnis R=0,1 abschnittsweise die Anforderungen erfüllen. Bei Serie „EN AW-6063X“ sind keine Proben unterhalb 105 Zyklen gebrochen, so dass die Zugfestigkeit noch im eigentlichen Zeitfestigkeitsbereich erreicht wird. Die 95%-Quantil-Kurve kann die Anforderungen des Kerbdetails J.7.2.2 bis zu einer Schwingbreite unterhalb von 3٠105 Zyklen erfüllen. Die Serie „EN AW-7020X“ verläuft


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- wie bereits bei den Spannungsverhältnissen R=-0,25 und R=0,1 - oberhalb der Bemessungslinie.

6.3.4 Kreuzstoß bei R=-0,25

Die Ergebnisse von Proben mit Kreuzstoß für die Legierung EN AW-7020 bei einem Spannungsverhältnis von R=-0,25 sind in Abbildung 6-15 zu finden. Für die Legierung EN AW-6063 konnten mit dem vorliegenden Probensatz keine gültigen Werte für eine statistische Auswertung erzeugt werden.

Abbildung 6-15: Schwingversuche Kreuzstoß R = -0,25

Die in den Versuchen erzielte und statistisch ausgewertete Schwingfestigkeit wurde der Bemessungslinie des Details J.7.6 (36-3,4) nach DIN EN 1999-1-3 gegenübergestellt (siehe Tabelle 6-6). Tabelle 6-6: Auswertung Schwingfestigkeit für R = -0,25 angesichts Detail J.7.6 (36-3,4)

R = -0,25 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-7020 227,7 174,6 143,8 86,9 90,8 44,1

Die Serie „EN AW-7020K“ der untersuchten Kreuzstöße sind für das Spannungsverhältnis R=-0,25 durchwegs oberhalb des Kerbdetails J.7.6.


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6.3.5 Kreuzstoß bei R=0,1

Nachstehend sind in Abbildung 6-16 die Ergebnisse von Proben mit Kreuzstoß für die Legierungen EN AW-7020 und EN AW-6063 bei einem Spannungsverhältnis von R= 0,1 veranschaulicht.

Abbildung 6-16: Schwingversuche Kreuzstoß R=0,1 Auch für R=0,1 wurde die experimentell erzielte und statistisch ausgewertete Schwingfestigkeit mit der Bemessungslinie des Details J.7.6 (36-3,4) nach DIN EN 1999-1-3 verglichen (siehe Tabelle 6-7). Tabelle 6-7: Auswertung Schwingfestigkeit für R=0,1 angesichts Detail J.7.6 (36-3,4)

R = -0,25 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-6063 105,2 171,0 62,4 86,8 36,9 44,1 EN AW-7020 197,8 171,0 126,4 86,8 80,8 44,1

Die Auswertelinie der Serie „EN AW-6063K“ liegt mit der sehr geringen Probenzahl und hohen Anzahl an Fehlproben unterhalb der Bemessungslinie J.7.6. Die Streuung ist hier sehr groß, wobei die Versuchswerte die Anforderungen der Bemessungslinie zu 75% (3 von 4) erfüllen. Die meisten Schwingversuche dieser Serie konnten nicht gewertet werden, da diese Proben aufgrund eines Wurzelrisses versagten. Die Serie „EN AW-7020K“ ist oberhalb der Bemessungslinie für den gesamten Bereich.


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6.3.6 Kreuzstoß bei R=0,5

Die Ergebnisse von Proben mit Kreuzstoß für die Legierung EN AW-7020 bei einem Spannungsverhältnis von R=0,5 sind in Abbildung 6-17 enthalten.

Abbildung 6-17: Schwingversuche Kreuzstoß R = 0,5

Für R=0,5 wurde die experimentell erzielte und statistisch ausgewertete Schwingfestigkeit mit der Bemessungslinie des Details J.7.6 (36-3,4) nach DIN EN 1999-1-3 verglichen (siehe Tabelle 6-8). Tabelle 6-8: Auswertung Schwingfestigkeit für R = 0,5 angesichts Detail J.7.6 (36-3,4)

R = -0,25 N = 104 N = 105 N = 106

Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 Δσexp95% ΔσEC9 EN AW-7020 --- 171,0 97,4 86,8 57,7 44,1

Auch für das Spannungsverhältnis R=0,5 liegt die 95%-Quantil-Kurve oberhalb der Bemessungslinie.

6.4 Einfluss des Flankenwinkels In Tabelle 6-9 ist eine Übersicht der per Laserscan gemessenen Flankenwinkel und der daraus in Abhängigkeit des herrschenden Spannungsverhältnis ermittelten Neigungen gegeben. Tabelle 6-9: Zusammenfassung Neigung; Flankenwinkel; Spannungsverhältnis

5X_xx – 40° 6X_xx – 35° 7X_xx – 17° 6K_xx – 50° 7K_xx – 35° R = -0,25 5,23 --- 5,88 --- 5,01 R = 0,1 3,98 5,14 4,61 4,40 5,15 R = 0,5 5,88 4,02 5,51 --- 4,40


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Es zeigt sich eine große Streuung der m-Werte. Folglich konnte ein Zusammenhang von Schweißnahtwinkel und Neigung der im Versuch ermittelten Ermüdungsfestigkeitskurven, bezogen auf das Nennspannungskonzept nicht belegt werden. Entsprechende Tendenzen sind zwar in [7] und DIN EN 1999-1-3 enthalten, konnten hier aber nicht bestätigt werden. Die bestehende Einstufung des Details J.7.2 gemäß DIN EN 1999-1-3 in drei Klassen für den Kurzzeitfestigkeitsbereich abhängig von dem Flankenwinkel wird damit in Frage gestellt.

6.5 Aussagen zur Kurzeitfestigkeit & Übergängen („-1“, „0“, „1“) Da aufgrund der inhomogenen Wärmeinflusszone keine Proportionalitätsgrenze fy/fp,0,2 definierbar ist, kann das gewählte Vorgehen von Kapitel 5 zur Analyse des Punktes NP nicht angewendet werden. Darüber hinaus haben die geschweißten Probekörper, bis auf die Serie „EN AW-7020X“, im statischen Zugversuch in der Wärmeeinflusszone versagt, während die Schwingproben am Übergang von Schweißnaht zur Wärmeinflusszone versagt haben. Dadurch ist keine Abgrenzung zwischen statischer und zyklischer Bemessung mit dem erarbeiteten Konzept des Grundmaterials möglich. In den Versuchen wird beispielsweise der untere Zyklenbereich 103 des Kurzzeitfestigkeitskonzepts bereits für die Serie „EN AW-5083X“ bei R=-0,25 erreicht, wobei die Serie „EN-AW-7020X“ mit einem geringen Dehngrenzenverhältnis im Mittel noch 3٠103 Zyklen aufnehmen kann. Dies ist gegensätzlich zum Vorgehen in Kapitel 5, zeigt aber auch die Schwierigkeit die statischen Festigkeitswerte an der Schweißnaht realistisch zu erfassen und die ermüdungswirksamen Kerbeinflüsse im Nennspannungskonzept zu berücksichtigen. Inwieweit dieser Punkt von fertigungsbedingten Einflüssen, wie Festigkeitsabminderung, Versätze, Schweißnahtkubatur, abhängt, war mit der im Forschungsprojekt genehmigten Versuchsreihe nicht zu klären.

6.6 Zusammenfassung

Zwei geschweißte Probekörper, Stumpfstoß (X-Naht) und Kreuzstoß wurden per Laserscan untersucht, den entsprechenden Kerbdetails zugeordnet, dann schwingend geprüft und die Versuchsergebnisse schließlich ausgewertet. Es handelt sich konkret um das Kerbdetail J.7.2.2 – ein durchgeschweißter Stumpfstoß (X-Naht) – und das Kerbdetail J.7.6. – ein durchgeschweißter Kreuzstoß (K-Naht). Die per Laserscan durchgeführte Analyse der Schweißnahtraupen diente zunächst zur Überprüfung der eindeutigen Kerbklasse für den Stumpfstoß. Konkret gibt es drei Möglichkeiten J.7.2.1, -.2 und -.3 für den Stumpfstoß mit Nahtvorbereitung X-Naht, deren Neigung entsprechend unterschiedlich ist und zur Überkreuzung der Linien im Kurzzeitfestigkeitsbereich führt. J.7.2.2 wurde als passend für die vorhandenen Probekörper identifiziert. Angesichts der breit streuenden Messergebnisse für den Flankenwinkel ist zu klären, ob eine entsprechende Unterscheidung in Abhängigkeit von dieser Größe in der Norm auch für den Kurzzeitfestigkeitsbereich sinnvoll ist. Tatsächlich stellt sich die Frage, ob das Sicherheitsniveau der Wöhlerlinien beim Nennspannungskonzept nicht vielmehr bereits ein gewisses Maß an


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Fertigungseinflüssen abdeckt und dafür auch entsprechend unterteilte Kerbklassen entfallen könnten. Da ein Einfluss von gemessenem Schweißnahtwinkel auf die Neigung der Wöhlerlinie im Kurzzeitfestigkeitsbereich nicht belegt werden konnte, wurden weder Messwerte für die Nennspannungsermittlung berücksichtigt noch geschweißte Probekörper vor dem Schwingversuch entsprechend gerade gerichtet. Die Ergebnisse der Schwingversuche zeigten ähnliche Tendenzen wie die Grundmaterialien. Mit steigendem Spannungsverhältnis nehmen die ertragbaren Schwingspiele für Schwingbreiten bis zur Zugfestigkeit fu zu. Da aufgrund der inhomogenen Wärmeinflusszone keine Proportionalitätsgrenze definierbar ist, kann das gewählte Vorgehen in Kapitel 5 zur Analyse des Punktes NP nicht angewendet werden. Weitergehende Untersuchungen zur Beurteilungen des Übergangsbereichs von statischer Bemessung und Kurzzeitfestigkeit sind erforderlich, da vor allem an der Schweißnaht mehrere Einflüsse überlagert werden, die in einem Bemessungskonzept mit Nennspannungen nicht abgedeckt werden können. Für die untersuchten geschweißten Kerbdetails ist in Tabelle 6-10 eine Übersicht zu den im Versuch nachweisbaren Schwingspielzahlen gegeben. Daraus wird ersichtlich, dass für den normativ geregelten Fall von R=+0,5 keine höheren Schwingbreiten als die der Zeitfestigkeit (N=105) angesetzt werden sollten. Ausgenommen hiervon ist Serie „EN AW-7020“, welche auch hier Schwingbreiten bis 104 Zyklen aufnehmen konnte. Tabelle 6-10: Übersicht der Kerbdetails

5X_xx – 40° 6X_xx – 35° 7X_xx – 17° 6K_xx – 50° 7K_xx – 35°

R = -0,25 J.7.2.2 bis 104

--- J.7.2.1 bis 103

--- J.7.6

bis 103

R = 0,1 Keines von J.7.2

J.7.2.2 bis 6٠104

J.7.2.1 bis 2٠103

Klasse B nicht erfüllt!

J.7.6 bis 2٠103

R = 0,5 J.7.2.2 bis 105

J.7.2.2 bis 3٠105

J.7.2.1 bis 1٠104

--- J.7.6

bis 104 Folglich ist vorab zu klären für welche Spannungsschwingbreiten, Zyklen und Spannungsverhältnisse eine Bemessung im Sinne der Kurzzeitfestigkeit überhaupt zielführend sein wird. Wie sich hier zeigt, erfolgt daraus eine weitere Anforderung an den bemessenden Ingenieur: das vorliegende Mittelspannungsniveau gilt es realistisch einzuschätzen und in den zu bemessenden konstruktiven Details zu ermitteln um Spannungsschwingbreiten im Bereich 10³ Zyklen berücksichtigen zu können. Des Weiteren stellt sich die Frage, ob bei geschweißten Verbindungen eine Bewertung mit Hilfe von Strukturspannung oder auch Kerbspannungen nicht grundsätzlich zielführender wäre, da hierbei plastische Effekte und vorherrschende Spannungen praxistauglich erfasst werden können.

Vorschlag und Randbedingungen für ein LCF-Konzept

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Zur Entwicklung eines neuen Bemessungskonzepts für den LCF-Bereich wurde die abschnittsweise lineare Definition der Ermüdungsfestigkeit gemäß DIN EN 1999-1-3 als Grundlage angesetzt und die Übergangsbereiche zwischen statischer und LCF-Bemessung sowie zwischen LCF und HCF herausgearbeitet. Sowohl für Grundmaterial als auch Schweißverbindungen konnte gezeigt werden, dass die Ermüdungsfestigkeit im LCF Bereich von dem Material, insbesondere von der Legierungsart beeinflusst wird. Des Weiteren steuert die Wärmeeinflusszone bei Schweißverbindungen das Versagen derartig, dass im Folgenden die Erkenntnisse für Grundmaterial und Schweißverbindungen getrennt dargestellt werden.

7.1 LCF Grundmaterial Es konnte gezeigt werden, dass der Übergangsbereich von statischer zu zyklischer Festigkeit (charakterisiert durch die Schwingspielzahl Np), durch das Dehngrenzenverhältnis beeinflusst wird. Als Folge davon kann ein duktiles Material bei einer Oberspannung, die der Zugfestigkeit entspricht, mehr Zyklen aufnehmen als ein weniger duktiles Material. Für ein Spannungsverhältnis von R=[-0,7; 1,0] liegt der Übergangsbereich bei der minimalen Schwingspielzahl NP=103. Für R=[-0,25; +0,5] kann eine analytische, materialabhängige Formel zur Anpassung von NP angewandt werden. Für den Zyklenbereich 1≤NP≤103 kann folglich ein horizontales Plateau mit Δσmax=fu٠(1-R) angesetzt werden und mit dem Punkt N=105 des Kerbdetails nach DIN EN 1999-1-3 linear verbunden werden. Eine weitere Modifikation von NP (d.h. Np>103) ist bei Kenntnis über Proportionalitätsgrenze und Zugfestigkeit des Materials möglich. Die bisherige Grenze bei 103 Schwingspielen wird damit für viele Legierungen hin zu höheren Schwingspielzahlen verschoben und beinhaltet einen deutlichen Nutzen für die Anwender. Die Versuche, die mit Schwerpunkt im Übergangbereich von LCF und HCF durchgeführt wurden, ergeben Auswertungskurven, die zu 60% unterhalb der Bemessungslinien mit m=7 für die gewählten Details verlaufen. Durch Variation der Versuche bei Spannungsverhältnissen von R=+0,5 konnten im untersuchten Kurzzeitfestigkeitsbereich die Bemessungslinien nicht bestätigten werden. Für geringere R-Verhältnisse war es bis zum Bereich N=105 möglich. Tatsächlich decken die EN-Kurven jedoch den deutlich größeren Zeitfestigkeitsbereich ab. Durch die Überprüfung der Bemessungslinien mit Daten aus ALFABET 2.0 konnte die Neigung m=7 bestätigt werden, aber auch als konservativ für den Zeitfestigkeitsbereich und damit nicht optimal passend für den Kurzzeitfestigkeitsbereich eingestuft werden. Für extrudierte Legierung EN AW-6063 T66 wird in diesem Zusammenhang empfohlen, im Kurzzeitfestigkeitsbereich das Kerbdetail J.1.4 anzuwenden, um den Einfluss der geringen Neigung mit einer Steigung m1>7 berücksichtigen zu können. Bei den Schwingversuchen konnten plastische Umlagerungen im LCF-Bereich nachgewiesen werden. Eine Anwendung der elastischen Spannungskonzentrations-


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faktoren auf der Widerstandsseite sollte daher nicht erfolgen, da es zu plastischen Umlagerungen kommt und diese den Faktor letztlich dominieren und verringern.

Abbildung 7-1: linear abschnittsweise Definition

Linear abschnittsweiser Vorschlag für Bemessungskonzept des Grundmaterials: 1≤N≤NP (wobei Np≥103) horizontales Plateau mit Δσmax=fu٠(1-R) N=105 Endpunkt der Bemessungslinien mit m=7 (aber nur für R< 0,5) Np≤N≤105 verbinden der beiden Punkte, Steigung m0 ergibt sich.

7.2 LCF Schweißverbindungen Die handgeschweißten (MIG131) Probekörper durchgeschweißter Stumpfstoß und durchgeschweißter Kreuzstoß zeigen bei unterschiedlichen Spannungsverhältnissen ein ähnliches Verhalten wie das Grundmaterial für den Punkt NP. Mit steigendem Spannungsverhältnis nehmen die ertragbaren Schwingspiele für Schwingbreiten bis zur Zugfestigkeit fu zu. Da eine technische Definition der Proportionalitätsgrenze aus dem Zugversuche keine Auskunft für die Rissstelle am Schweißnahtfuß gibt, konnte das abgeleitete Verfahren für das Grundmaterial nicht auf die Schweißverbindungen übertagen werden. Entgegen dem Grundmaterial sind die ermittelten Steigungen der geschweißten Kerbdetails immer größer als die in DIN EN 1999-1-3. Der Bonusfaktor des Falls 2 liefert für alle getesteten Spannungsverhältnisse keine Erhöhung. Die Versuche haben zudem deutlich gezeigt, dass für R=+0,5 keine höheren Schwingbreiten als die der verlängerten HCF-Bemessungslinie bei N=105 angesetzt werden sollten. Ausgenommen hiervon ist die getestete Serie „EN AW-7020“, welche HCF-Schwingbreiten bis N=104 aufnehmen kann. Die per Laserscan durchgeführte Analyse der Schweißnahtraupen ergaben breit streuende Messergebnisse für den Flankenwinkel. Insofern stellt sich grundsätzlich die


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Frage, ob eine Unterscheidung der Kerbklassen in Abhängigkeit des Flankenwinkels in der Norm sinnvoll ist. Es wäre sinnvoller, wenn das Sicherheitsniveau der Wöhlerlinien beim Nennspannungskonzept ein gewisses Maß an Imperfektionen abdecken würde und dafür entsprechend unterteilte Kerbklassen entfallen könnten. Damit wären auch die aktuell sich kreuzenden Bemessungslinien der Details J.7.2.1, -.2 und -.3 für die X-Naht eliminiert.

7.3 Ausblick

Für das Grundmaterial ist die Abgrenzung von statischer und zyklischer Bemessung bei Spannungsverhältnisse mit R≥0,5 zu klären, da sich hier der Punkt Np in den Zeitfestigkeitsbereich bis über 106 Zyklen verschiebt. Zudem stellt sich die grundsätzliche Frage, ob der Übergangspunkt von LCF zur HCF Bemessungslinie für das Grundmaterial mit m=7 bei N=105 und allen Spannungsverhältnissen das Verhalten des Materials ausreichend erfasst. Ob es sinnvoll ist, hier mit weiteren Neigungen m=mx zu arbeiten ist mit dem Normenausschuss und den Anwendern abzuklären. In diesem Zusammenhang sollte man sich ebenfalls mit der Legierungsabhängigkeit im HCF-Bereich befassen. Entsprechende Erkenntnisse würden den Ansatz der starren Neigung von m=7 für den gesamten HCF- Bereich des Grundmaterials evtl. hinfällig machen. Speziell für Schweißverbindungen sind weitergehende Untersuchungen zur Beurteilungen des Übergangsbereichs von statischer Bemessung und Kurzzeitfestigkeit sind erforderlich, da vor allem an der Schweißnaht mehrere Einflüsse überlagert werden, die in einem Bemessungskonzept mit Nennspannungen nicht abgedeckt werden können. Es ist zu klären für welche Spannungsverhältnisse eine Bemessung im Sinne der Kurzzeitfestigkeit überhaupt empfohlen werden kann. Tatsächlich ist das vorliegende Mittelspannungsniveau realistisch einzuschätzen und in den zu bemessenden konstruktiven Details zu ermitteln bzw. zu berücksichtigen. Des Weiteren stellt sich die Frage, ob bei geschweißten Verbindungen eine Bewertung mit Hilfe von Strukturspannung und Kerbspannungen nicht grundsätzlich zielführender wäre, wenn hierbei plastische Effekte praxistauglich erfasst werden können. Analysen und Ergebnisse im Rahmen dieses Projekts [28, 61] zeigen deutlich in diese Richtung und dienen als Ausgangspunkt für ein Anschlussprojekt. Experimentell kann dies über die Berücksichtigung von Struktur- und Kerbspannungen erfolgen, da diese die tatsächliche Wirkung der Schwingbreiten an der Schweißnaht erfassen. Vor allem beim Kerbspannungskonzept wird die ermüdungswirksame Schwingbreite am Schweißnahtfuß erfasst, ob dadurch dann eine linear abschnittweise Definition entsprechend dem Grundmaterial erforderlich ist, ist zu klären. Hierdurch ist aber auch ersichtlich, welche Vorteile das Nennspannungskonzept für die Ingenieurspraxis bieten, aber auch Kenntnis über die augenscheinlich abgedeckten Details vorliegen müssen. Ebenso liegt bei komplexeren Schweißdetails, oder auch bereits schiefwinkligem Lastangriffspunkt, ein zweiaxialer Spannungszustand vor, welcher durch die Versuche und auch durch die hinterlegten Kerbdetails der DIN EN 1999-1-3 bisher im Kurzzeitfestigkeit nicht erfasst sind.

Zusammenfassung

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Zusammenfassung

Ziel des IGF-Projekts 18629 war es, die vorhandenen Bemessungslinien der DIN EN 1999-1-3 zu verifizieren und ihre Datengrundlage ALFABET in einer neuen, klar strukturierten Datenbank den Anwendern zur Verfügung zu stellen. Zum anderen sollte ein eindeutiges Bemessungskonzept für den LCF- Bereich von Aluminiumbauteilen mit klarer Abgrenzung zwischen statischer und schwingfester Bemessung erarbeitet werden. Das Programm ALFABET wurde rekonstruiert und komplett überarbeitet. Die nun verfügbare Version ALFABET 2.0 enthält Versuchsergebnisse, die alle durch verfügbare Forschungsberichte abgesichert und mit Zusatzinformationen versehen sind. Auch die Möglichkeiten der statistischen Auswertung wurden überarbeitet und dem aktuellen Stand der Technik angepasst. Beispielsweise ist nun die Eingabe von ergänzenden Informationen möglich, wodurch nicht nur die Auswertung mit dem Nennspannungskonzept, sondern auch mit dem Struktur- und Kerbspannungskonzept ermöglicht wird. Eine Erweiterung des aktuellen Datenumfangs ist jederzeit möglich und geplant. Die Bereitstellung erfolgt per Email an [email protected]. Der LCF Bereich ist charakterisiert durch ein Versagen bei hoher Beanspruchung und geringen Schwingspielzahlen. Die Oberspannung verursacht plastische Zonen, die das Versagen beeinflussen. Im HCF Bereich dominieren elastische Verformungen. Diese unterschiedlichen Versagensmechanismen sind in (bau-) praktischen Richtlinien und Nachweiskonzepten bisher nicht berücksichtigt. In DIN EN 1999-1-3 ist für den Ermüdungsnachweis sowohl im HCF- als auch LCF-Bereich das Nennspannungskonzept enthalten. Um die Wirkung von Mittelspannungen zu erfassen, kann ein Bonusfaktor über die Definition des Spannungsverhältnis R angesetzt werden. Dieser wird durch ein vertikales Verschieben der Bemessungslinie nach oben berücksichtigt. Als Folge davon wird das zulässige Niveau der Spannungsschwingbreiten deutlich höher und erreicht im LCF-Bereich Werte, die einer Verdoppelung der zulässigen Schwingbreiten Δσc entsprechen können. Damit und aufgrund mangelnder Dokumentation, Literaturquellen und Transparenz ist die wissenschaftliche Grundlage des normativen LCF Konzepts in Frage zu stellen. Ein neues Konzept ist daher erforderlich und soll insbesondere die Grenzbereiche zwischen statischer und schwingender Bemessung sowie zwischen LCF und HCF wissenschaftlich abzuklären. Dieses soll – so wurde es von der Praxis gewünscht (PA) – zunächst auf Nennspannungen basieren. Das hierzu erforderliche Versuchsprogramm wurde im Hinblick auf die Projektziele und in Zusammenarbeit mit dem projektbegleitenden Ausschuss modifiziert und erweitert. Insgesamt wurden drei Kerbdetails aus drei verschiedenen Legierungen der 5000er, 6000er und 7000er Reihe geprüft und sowohl statisch und dynamisch auf verschiedenen Lastniveaus geprüft. Hinzu kommen Aufnahmen per Röntgen und Laserscan sowie Härtemessung. Die Schwingversuche und deren Auswertungen wurden mit Fokus auf der Kurzzeitfestigkeit ausgelegt. Basierend auf den Versuchsergebnissen konnten Vorschläge und Randbedingungen für ein LCF-Konzept getrennt nach Grundmaterial und Schweißverbindungen abgeleitet werden. Für das Grundmaterial konnte die bisherige Grenze bei 103

mailto:[email protected]

Zusammenfassung

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Schwingspielen für viele Legierungen hin zu höheren Schwingspielzahlen Np ≥103 verschoben und beinhaltet einen deutlichen Nutzen für die Anwender. R-Verhältnisse konnten speziell für R=0,5 der Kerbdetails des Grundmaterials nicht bestätigt werden. Versuche bei Spannungsverhältnissen von R=+0,5 konnten im untersuchten Kurzzeitfestigkeits-bereich die Bemessungslinien nicht bestätigten. Für geringere R-Verhältnisse war es bis zum Bereich N=105 möglich. Für Schweißverbindungen konnte bei unterschiedlichen Spannungsverhältnissen kein ähnliches Verhalten wie beim Grundmaterial für den Punkt NP festgestellt werden. Mit steigendem Spannungsverhältnis nehmen die ertragbaren Schwingspiele für Schwingbreiten bis zur Zugfestigkeit fu zu. Aufgrund der Wärmeeinflusszone und der nicht sicher vorhersehbaren Rissstelle am Schweißnahtfuß konnte das abgeleitete Verfahren für das Grundmaterial nicht auf die Schweißverbindungen übertragen werden. Des Weiteren konnte gefolgert werden, dass bei R=+0,5 keine höheren Schwingbreiten als die der verlängerten HCF-Bemessungslinie bei N=105 angesetzt werden sollten. Ausgenommen hiervon ist Serie „EN AW-7020“, welche HCF-Schwingbreiten bis N=104 aufnehmen kann.

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Legierung EN AW-7020 T6 mit Ansys Mechanical APDL und Vergleich mit Messungen und Schwingversuchen. Master Thesis, München

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Notwendigkeit und Angemessenheit der geleisteten Arbeit

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Notwendigkeit und Angemessenheit der geleisteten Arbeit

Zur Bearbeitung des Projektes wurden insgesamt 27,03 Personenmonate (Lst. f. Metallbau – TUM) wissenschaftliches Personal eingesetzt. Die Arbeiten wurden gemäß dem Forschungsantrag und Beschlüssen des projektbegleitenden Ausschusses durchgeführt. Die für das Forschungsprojekt geleisteten Arbeiten waren angemessen und zur Erreichung des Forschungszieles notwendig. Es wurden keine Geräte beschafft und keine Leistungen Dritter herangezogen.

Wissenschaftlicher-technischer und wirtschaftlicher Nutzen der erzielten Ergebnisse für KMU, ihr innovativer Beitrag und ihre industriellen Anwendungsmöglichkeiten

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Wissenschaftlicher-technischer und wirtschaftlicher Nutzen der erzielten Ergebnisse für KMU, ihr innovativer Beitrag und ihre industriellen Anwendungsmöglichkeiten

Mit den erzielten Forschungsergebnissen konnte für die Beurteilung von Konstruktionen im Kurzzeitfestigkeitsbereich mit (103 < N 105) eine abschnittsweise Definition der Widerstandskurve für das Grundmaterial bestätigt werden und ein verbesserter materialabhängiger Vorschlag für diesen Bereich erarbeitete werden. Dabei stellen die minimal ertragbaren Zyklen der quasi-statischen Lasten eine Wechselwirkung des Dehngrenzenverhältnisses und dem Spannungsverhältnis dar. Dies ist ebenso experimentell bestätigt worden. Dadurch ist in einem ersten Schritt die Möglichkeit erarbeitet, durch die Verknüpfung der statischen Festigkeitswerten fu und fp;0,2 sowie den zyklischen Belastungsparameter R den Übergang von statisch zu zyklisch belasteten Konstruktionen zu definieren. Für das Spannungsverhältnis R = 0,5 der normativ (DIN EN 1999-1-3 [4]) angegebenen Wöhlerkurven für das Grundmaterial von mittelfesten und hochfesten Aluminiumlegierungen (EN AW-7020), konnte mit den durchgeführten Versuchen die bisherige Definition der Wöhlerkurve nicht bestätigt werden. Bei der Auslegung von Bauteilen mit dem Grundmaterial sind diese bei R=0,5 nicht anwendbar. Die gefügten Kleinversuchskörper aus X-Naht und Kreuzstoß haben dahingehend für alle Spannungsverhältnisse die Spannungsverhältnisse bestätigen können. Durch den Neuaufbau der Datenbank Alfabet konnten die bisherigen Versuchsergebnisse vergleichend bestätigt werden. Damit ist auch für zukünftige Projekte oder Fragestellungen aus der Wirtschaft die Möglichkeit gegeben Zugriff auf Versuche des heutigen Eurocodes zugreifen zu können. Die Datenbank konnte dabei nicht vollständig wiederhergestellt werden, da wichtige Informationen durch fehlende Versuchsberichte nicht ermittelt werden konnte.

Plan zum Ergebnistransfer in die Wirtschaft

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12.1 Durchgeführte Transfermaßnahmen

Zeitraum Maßnahme Ziel / Bemerkung 09/12/2015 München

Treffen mit Stellvertretern der Wirtschaft

Definition Material + Probengeometrie

Januar 2016 Projektbeschreibung auf Homepage

www.metallbau.bgu.tum.de Bekanntmachung

04/03/2016 München

Treffen des projektbegleitenden Ausschusses

Beratung, Fortschrittsbericht, Diskussion, Abstimmung, Festlegung, Maßnahmen

03/06/2016 Stuttgart

Vortrag bei dem Stahlbau-Kalender-Tag 2016

Vermittlung von neuen Erkenntnissen

23/09/2016 Neapel

Vortrag auf der INALCO 2016 Vermittlung von neuen Erkenntnissen

13/10/2016 München



27/04/2017 München



22/11/2017 München



27. – 29.9.2017 Dresden

Exponate am Stand der Forschungsvereinigung

Nichteisenmetalle e.V. auf der Werkstoffe Woche2017

Bekanntmachung

Herbst 2017 Projektvorstellung GDA-Zeitschrift Bekanntmachung 06/03/2018

Kaiserslautern Vortrag 21. DAST-

Forschungskolloquium Vermittlung von neuen

Erkenntnissen

27/06/2018 München

Vortrag 6. Jointventure Leichtbauworkshop


28/06/2018 München



03/09/2018 München

12th Japanese German Bridge Symposium 2018


2015 – 2018 8 Masterthesen Akademische Weiter- und Ausbildung von zukünftigen

http://www.metallbau.bgu.tum.de/


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München 5 Bachelorthesen 7 Seminararbeiten

Ingenieuren im Themenbereich „Bemessung von

ermüdungsbelasteten Aluminiumkonstruktionen“

12.2 Geplante Transfermaßnahmen

Zeitraum Maßnahme Ziel / Bemerkung

ab Herbst 2018

Zugang zu Versuchsdatenbank über Lehrstuhl f. Metallbau

Anfrage: [email protected] Zugang zu Versuchsdatenbank

Sept 2018 Informationen zu Projekt

http://4innovative-engineers.com/de/ Hinweis auf Projektergebnisse

Okt 2018 Informationen zu Projekt

http://joinventure.de/ Hinweis auf Projektergebnisse

Ende 2018 Veröffentlichung Abschlussbericht

www.mediatum.ub.tum.de

Bereitstellung von Bemessungskonzept der Wirtschaft

und des Arbeitsausschusses NA 005-08-07 AA

Ende 2018

Veröffentlichung Abschlussbericht https://www.wvmetalle.de/die-

wvmetalle/stifterverband-metalle/igf-schlussberichte/

Publikation der Ergebnisse

2019 Veröffentlichung in Fachzeitschrift Wissenschaftliche Publikation der Ergebnisse

2019 Vortrag INALCO 2019

Vermittlung der Ergebnisse der internationalen Tätigen

Aluminiumindustrie im Bau- und Architekturbereich

http://4innovative-engineers.com/de/

http://joinventure.de/

http://www.mediatum.ub.tum.de/

https://www.wvmetalle.de/die-wvmetalle/stifterverband-metalle/igf-schlussberichte/



Einschätzung der Realisierbarkeit des Transferkonzepts

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Einschätzung der Realisierbarkeit des Transferkonzepts

Das Transferkonzept sieht vor, die Versuche der rekonstruierten Datenbank aus den gesammelten Forschungsberichten der Wirtschaft über eine E-Mail-Anfrage ([email protected]) an den Lehrstuhl für Metallbau der Technischen Universität München dem Anwender bereit zu stellen. Dadurch ist es möglich, Einsicht in die Daten zu erhalten und Informationen können für die Bemessung zur Verfügung gestellt werden. Durch die Publikation in Fachzeitschriften wird den bemessenden Ingenieuren, das verbesserte Konzept für den Kurzzeitfestigkeitsbereich des Grundmaterials vorgestellt. Der technologische Transfer in die Wirtschaft kann erst durch den Arbeitsausschuss NA 005-08-07 AA erfolgen, dem der Forschungsbericht zur Verfügung gestellt wird. Zur weiteren Einsicht soll der Forschungsbericht über das Portal mediaTUM veröffentlicht werden, wodurch auch außenstehende des projektbegleitenden Ausschusses Zugang haben und eine Bewertung der Ergebnisse durch die gesamte Fachwelt möglich ist. Durch den normativen Prozess wird eine Einarbeitung in den normativen Kontext in den nächsten 5 Jahren als realistisch angesehen.

Veröffentlichung im Zusammenhang mit dem Vorhaben

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Veröffentlichung im Zusammenhang mit dem Vorhaben

Rengstl, M.; Radlbeck, C.; Ausblick zur Bemessung im Kurzzeitfestigkeitsbereich des konstruktiven Ingenieurbaus; GDA-Zeitschrift; 2017 Rengstl, M.; Radlbeck, C.; Mensinger, M.: Fatigue Design of high stressed aluminium structures under cyclic loading; 39th IABSE Symposium – Engineering the Future; 09/2017; Vancouver, Canada Rengstl, M.; Mensinger, M.: Bemessung von zyklisch belasteten, geschweißten Aluminiumkonstruktionen; 21. DAST-Forschungskolloquiuum; 03/2018; Kaiserslautern, Deutschland Rengstl, M.; Mensinger, M.; Radlbeck, C.; Structural stress concept and the application in structural design for LCF / HCF; 12th Japanese-German Bridge Symposium; 09/2018; Munich, Germany

Zugversuch

92

Zugversuch Die Geometrie der Probekörper wurden nach DIN EN 50125 [47] mit der “Form E” gewählt. Die Probendicke ist mit t = 10 mm für alle Proben zu Projektbeginn im ersten Treffen (09.12.2016) definiert worden. Im Rahmen des Treffens wurden auch die drei Legierungen

EN AW-5083 O/H111, gewalzt EN AW-6063 T66, extrudiert EN AW-7020 T6, gewalzt

für die Probenfertigung festgelegt. Die Versuchsdurchführung und Auswertung der Zugversuche am Grundmaterial erfolgte nach DIN EN ISO 6892-1 [25], am Stumpfstoß mit X-Naht und Kreuzstoß ist der Versuch entsprechend DIN EN ISO 4136 [62] durchgeführt worden. Die Dehnung ist dabei jeweils mittels “Feindehnmessung” aufgezeichnet worden. In der Auswertung entspricht die Ausgleichsgerade nicht dem tatsächlichen E-Modul des Materials. Der E-Modul wurde daher im Rahmen der Untersuchungen nicht explizit weiter bestimmt. Die Ergebnisse sind nach Legierungen, Walzrichtungen und Probekörperform sortiert. Die gewalzten Materialien EN AW-5083 O/H111 und EN AW-7020 T6 sind in Walzrichtung (PW) und Quer zur Walzrichtung (QW) untersucht worden. In Tabelle 15-1 sind die charakteristischen Festigkeiten mit einer 95% Überlebenswahrscheinlichkeit [37] zusammengefasst. Für die untersuchten Grundmaterialien unterschreitet ausschließlich die Legierung EN AW-5083 O/H111 mit der Prüfrichtung QW die geforderte Dehngrenze von fp;02 = 125 MPa, weist aber eine ausreichende Zugfestigkeit fu nach DIN EN 1999-1-1 [35] auf. In der dazugehörigen Produktnorm DIN EN 485-2 [38] wird für die Legierung EN AW-5083 O/H111 mit einer Nenndicke (6,3 mm < t ≤ 12,5 mm) ein Mindestwert Rp,02 = 115 MPa aufgeführt. Auch für das extrudierte Band der EN AW-6063 T66 sind in der Produktnorm geringere Festigkeiten angegeben. Diese wurden aber für diese Legierung nicht weiter relevant. Die Querzugversuche für die geschweißten Probekörper sind die Versuche nach DIN EN 4135 [62] durchgeführt und nach ISO 6892-1 [25] ausgewertet worden. Dabei ist die ermittelte Dehngrenze als ingenieursmäßiger Rechenwert für die Schweißverbindung mit Einflüssen aus Material und Fertigungsprozess zu interpretieren und darf nicht als materialspezifischer Kennwert angesehen werden. In den Versuchen hat sich gezeigt, dass die Kennwerte und Versagensform durch die untersuchte Probe und der damit eingebrachten Energie im Schweißverfahren variieren. Besonders ausgeprägt ist dieser Einfluss bei der Legierung EN AW-7020 T6, bei der sich die Bruchstelle im statischen Zugversuch vom Schmelzbereich im Falle der Stumpfnaht (s. Abbildung 15-1), in den Bereich der Wärmeeinflusszone bei der Kreuzverbindung (s. Abbildung 15-2) verlagert. Ebenso vergrößerte sich bei der statistischen Auswertung der Kreuzverbindungen die Standardabweichung. Die in DIN EN 1999-1-1 [35] vorgegebenen Dehngrenzen konnten nicht erreicht werden, oder durch eine vergleichbare Produktnorm hinsichtlich der mechanischen Festigkeiten überprüft werden.

Zugversuch

93

Tabelle 15-1: Zusammenfassung Zugversuch

Grundmaterial Produkt-norm

DIN EN 1999-1-1

[35]

Zugversuch (95%)

PW QW

EN AW-5083 O/H111 fp;0,2 [MPa] 115 [38] 125 131,2 112,3 fu [MPa] 270 [38] 275 296,8 295,6

EN AW-6063 T66 fp;0,2 [MPa] 195 [39] 200 209,1 fu [MPa] 230 [39] 245 260,6

EN AW-7020 T6 fp;0,2 [MPa] 280 [38] 280 327,8 326,1 fu [MPa] 350 [38] 350 407,6 409,6

Stumpfnaht (X-Naht)

EN AW-5083 O/H111 fp;0,2 [MPa] --- 125 102,4 fu [MPa] --- 275 278,8

EN AW-6063 T66 fp;0,2 [MPa] --- 75 76,5 fu [MPa] --- 130 182,8


Kreuzstoß



Abbildung 15-1: EN AW-7020 T6 (X-Naht) Abbildung 15-2: EN AW-7020 T6 (Kreuzstoß)

Zugversuch

94

15.1 Grundmaterial

15.1.1 EN AW-5083 O/H111; Längs der Walzrichtung „P“

Abbildung 15-3: Zugversuch - EN AW-5083 O/H111 - P01


Zugversuch

95


Tabelle 15-2: Zusammenfassung: EN AW-5083 O/H111 – PW

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 141,5 131,2 fu [ MPa ] 300,5 296,8

εu [ % ] 19,1 -- n [ - ] 6,1 --

Zugversuch

96

15.1.2 EN AW-5083 O/H111; Quer der Walzrichtung „Q“

Abbildung 15-6: Zugversuch - EN AW-5083 O/H111 - Q01


Zugversuch

97


Tabelle 15-3: Zusammenfassung: EN AW-5083 O/H111 – QW

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 113,5 112,3 fu [ MPa ] 296,3 295,6

εu [ % ] 18,6 -- n [ - ] 4,7 --

Zugversuch

98

15.1.3 EN AW-6063 T66

Abbildung 15-9: Zugversuch - EN AW-6063 T66 - P01


Zugversuch

99


Tabelle 15-4: Zusammenfassung: EN AW-6063 T66

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 222,6 209,1 fu [ MPa ] 272,0 260,6

εu [ % ] 7,9 -- n [ - ] 18,4 --

Zugversuch

100

15.1.4 EN AW-7020 T6; Längs der Walzrichtung „P“



Zugversuch

101


Tabelle 15-5: Zusammenfassung: EN AW-7020 T6 – LW

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 338,8 327,8 fu [ MPa ] 413 407,8

εu [ % ] 6,26 -- n [ - ] 17 --

Zugversuch

102

15.1.5 EN AW-7020 T6; Quer der Walzrichtung „Q“

Abbildung 15-15: Zugversuch - EN AW-7020 T6 - Q01


Zugversuch

103


Tabelle 15-6: Zusammenfassung: EN AW-7020 T6 – QW

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 331,6 326,1 fu [ MPa ] 411,7 409,6

εu [ % ] 6,0 -- n [ - ] 15,4 --

Zugversuch

104

15.2 Zugversuch Stumpfnaht / X-Naht

15.2.1 EN AW-5083

Abbildung 15-18: Zugversuch - EN AW-5083- X01

Abbildung 15-19: Zugversuch - EN AW-5083 - X02

Zugversuch

105

Abbildung 15-20: Zugversuch - EN AW-5083- X03

Tabelle 15-7: Zusammenfassung: EN AW-5083; X-Naht

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 113,9 102,4 fu [ MPa ] 279,8 278,9

εu [ % ] 12,3 -- n [ - ] 4,5 --

15.2.2 EN AW-6063


Zugversuch

106



Tabelle 15-8: Zusammenfassung: EN AW-6063; X-Naht

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 120,1 76,5 fu [ MPa ] 192,3 182,8

εu [ % ] 4,8 -- n [ - ] 7,4 --

Zugversuch

107

15.2.3 EN AW-7020



Zugversuch

108


Tabelle 15-9: Zusammenfassung: EN AW-7020 Stumpfnaht (X-Naht)

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 185,4 179,5 fu [ MPa ] 356,9 343,2

εu [ % ] 5,3 -- n [ - ] 4,9 --

Zugversuch

109

15.3 Zugversuch Kreuzstoß

15.3.1 EN AW-6063

Abbildung 15-27: Zugversuch - EN AW-6063 - K01


Zugversuch

110


Tabelle 15-10: Zusammenfassung: EN AW-6063; Kreuzstoß

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 106,9 87,5 fu [ MPa ] 176,5 161,7

εu [ % ] 2,6 -- n [ - ] 5 --

Zugversuch

111

15.3.2 EN AW-7020



Zugversuch

112


Tabelle 15-11: Zusammenfassung: EN AW-7020 Kreuzstoß

50% 95% fp;0,2 [ MPa ] 174,3 169,2 fu [ MPa ] 311,7 310,5

εu [ % ] 6,6 -- n [ - ] 6,0 --

Grundmaterial

113

Grundmaterial

Abbildung 16-1: Probengeometrie Grundmaterial

Grundmaterial

114

16.1 EN AW-5083 O/H111; R = -0,25; Quer zur Walzrichtung Tabelle 16-1: Versuchsergebnisse EN AW-5083 O/H111; R = -0,25

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 15704 348 m = 5,51 slog(N) = 0,139 6574 350 log(a) = 18,01 slog(Δσ) = 0,024 8504 350 --- slog(a) = 1,931

58110 250 --- sm = 0,781 53504 250 70542 250 Statische Zugversuche

fp;0,2 = 112,3 MPa fu = 295,6 MPa

DIN EN 1999-1-1 (2014) fp;0,2 = 125 MPa fu = 275 MPa

DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 90 MPa m0 = 7 f(R) = 1,3 m1 = 6,5

Abbildung 16-2: Auswertung EN AW-5083 O/H111; R = -0,25

Grundmaterial

115

16.2 EN AW-5083 O/H111; R = 0,1; Quer zur Walzrichtung Tabelle 16-2: Versuchsergebnisse EN AW-5083 O/H111; R = 0,1

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 60745 220 m = 5,30 slog(N) = 0,110 48592 220 log(a) = 17,213 slog(Δσ) = 0,017 62294 220 --- slog(a) = 3,329 55538 235 --- sm = 1,402 64509 235 20534 255 Statische Zugversuche 32415 255 fp;0,2 = 112,3 MPa fu = 295,6 MPa 28132 255


DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 90 MPa m0 = 7 f(R) = 1,16 m1 = 7

Abbildung 16-3: Auswertung EN AW-5083 O/H111; R = 0,1

Grundmaterial

116

16.3 EN AW-5083 O/H111; R = 0,1; Längs zur Walzrichtung Tabelle 16-3: Versuchsergebnisse EN AW-5083 O/H111; R = 0,1

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 102729 190 m = 4,34 slog(N) = 0,125 43679 235 log(a) = 14,890 slog(Δσ) = 0,024 28684 235 slog(a) = 2,650 29063 235 sm = 1,116 53183 235 37068 256 Statische Zugversuche 29683 256 fp;0,2 = 131,2 MPa fu = 296,8 MPa 19738 256


DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 100 MPa m0 = 7 f(R) = 1,16 m1 = 7


Grundmaterial

117

16.4 EN AW-5083 O/H111; R = 0,5; Quer zur Walzrichtung Tabelle 16-4: Versuchsergebnisse EN AW-5083 O/H111; R = 0,5

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 356518 122 m = 3,46 slog(N) = 0,128 184727 130 log(a) = 12,747 slog(Δσ) = 0,022 273094 130 slog(a) = 4,419 321029 140 sm = 2,079 186755 142 145054 142 Statische Zugversuche 288100 130 fp;0,2 = 112,3 MPa fu = 295,6 MPa

DIN EN 1999-1-1 (2014)

fp;0,2 = 125 MPa fu = 275 MPa

DIN EN 1999-1-3 (2011) Δσc = 100 MPa m0 = 7

f(R) = 1,0 m1 = 7


Grundmaterial

118

16.5 EN AW-6063 T66; R = -0,25, extrudiert Tabelle 16-5: Versuchsergebnisse EN AW-6063 T66; R = -0,25

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 50407 230 m = 9,995 slog(N) = 0,211 71829 230 log(a) = 28,55 slog(Δσ) = 0,020 62624 230 --- slog(a) = 2,766 41307 265 --- sm = 1,138 37461 265 38597 265 Statische Zugversuche 24151 265 fp;0,2 = 209,1 MPa fu = 260,6 MPa 2149 325 1716 325 DIN EN 1999-1-1 (2014) 2727 325 fp;0,2 = 200 MPa fu = 245 MPa

DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 80 MPa m0 = 7 f(R) = 1,3 m1 = 6,5

Abbildung 16-6: Auswertung EN AW-6063 T66; R = -0,25

Grundmaterial

119

16.6 EN AW-6063 T66; R = 0,1 Tabelle 16-6: Versuchsergebnisse EN AW-6063 T66; R = 0,1

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 30530 215 m = 10,81 slog(N) = 0,173 33476 215 log(a) = 29,61 slog(Δσ) = 0,015 49498 215 --- slog(a) = 2,244

111641 190 --- sm = 0,964 3586 235 8579 235 Statische Zugversuche

12387 235 fp;0,2 = 209,6 MPa fu = 260,6 MPa 7553 235

24098 225 DIN EN 1999-1-1 (2014) 18129 225 fp;0,2 = 200 MPa fu = 245 MPa 18968 225

115430 190 DIN EN 1999-1-3 (2011) 91092 190 Δσc = 80 MPa m0 = 7

125834 175 f(R) = 1,16 m1 = 7 9373 235

80521 190

121928 190 7485 235

Abbildung 16-7: Auswertung EN AW-6063 T66; R = 0,1

Grundmaterial

120


Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 97843 119 m = 20,19 slog(N) = 0,256

184064 119 log(a) = 47,27 slog(Δσ) = 0,011 128747 119 --- slog(a) = 7,519 222240 119 --- sm = 3,590 313979 119 204666 119 Statische Zugversuche 182062 119 fp;0,2 = 209,1 MPa fu = 260,1 MPa 135862 125 91160 125 DIN EN 1999-1-1 (2014)

110693 125 fp;0,2 = 200 MPa fu = 245 MPa 67396 130 68727 130 DIN EN 1999-1-3 (2011) 26868 130 Δσc = 80 MPa m0 = 7 42209 130 f(R) = 1,0 m1 = 7 7242 131

15896 131


Grundmaterial

121

16.8 EN AW-7020 T6; R = -0,25; Quer zur Walzrichtung Tabelle 16-8: Versuchsergebnisse EN AW-7020 T6; R = -0,25

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 4924 510 m = 4,62 slog(N) = 0,043 4271 510 log(a) = 16,162 slog(Δσ) = 0,009 4779 510 --- slog(a) = 0,315 4409 510 --- sm = 0,121 9012 440 8435 440 Statische Zugversuche 8550 440 fp;0,2 = 326,1 MPa fu = 409,6 MPa

32112 350 73698 280 DIN EN 1999-1-1 (2014) 63164 280 fp;0,2 = 290 MPa fu = 350 MPa 74963 280

DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 140 MPa m0 = 7 f(R) = 1,3 m1 = 6,5

Abbildung 16-9: Auswertung EN AW-7020 T6; R = -0,25

Grundmaterial

122

16.9 EN AW-7020 T6; R = 0,1; Quer zur Walzrichtung Tabelle 16-9: Versuchsergebnisse EN AW-7020 T6; R = 0,1

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 29506 305 m = 4,361 slog(N) = 0,086 33939 285 log(a) = 15,223 slog(Δσ) = 0,0192 21940 315 --- slog(a) = 0,618 31698 207 --- sm = 0,248 41984 260 48553 260 Statische Zugversuche 49554 260 fp;0,2 = 326,1 MPa fu = 409,6 MPa 52576 260 27327 305 DIN EN 1999-1-1 (2014) 6181 365 fp;0,2 = 290 MPa fu = 350 MPa

11232 365 11690 345 DIN EN 1999-1-3 (2011) 26859 315 Δσc = 140 MPa m0 = 7 10077 368 f(R) = 1,16 m1 = 7 13514 368

11181 368 24640 315 19732 315 23527 315

279987 170

Grundmaterial

123


Grundmaterial

124

16.10 EN AW-7020 T6; R = 0,1; Längs zur Walzrichtung Tabelle 16-10: Versuchsergebnisse EN AW-7020 T6; R = 0,1

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 10311 365 m = 4,298 slog(N) = 0,133 8223 365 log(a) = 15,076 slog(Δσ) = 0,030

12007 365 --- slog(a) = 1,145 8445 365 --- sm = 0,463

33957 315 33826 315 Statische Zugversuche 27154 315 fp;0,2 = 327,8 MPa fu = 407,8 MPa 91090 230 83165 230 DIN EN 1999-1-1 (2014) 85576 230 fp;0,2 = 290 MPa fu = 350 MPa 55264 230

DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 140 MPa m0 = 7 f(R) = 1,16 m1 = 7


Grundmaterial

125

16.11 EN AW-7020 T6; R = 0,5; Quer zur Walzrichtung Tabelle 16-11: Versuchsergebnisse EN AW-7020 T6; R = 0,1

Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 91589 175 m = 5,82 slog(N) = 0,083

300000 145 log(a) = 18,073 slog(Δσ) = 0,014 284699 155 --- slog(a) = 1,090 250264 155 --- sm = 0,483 74448 175 91347 175 Statische Zugversuche

120195 175 fp;0,2 = 326,1 MPa fu = 409,6 MPa 46268 205 42933 205 DIN EN 1999-1-1 (2014) 54433 205 fp;0,2 = 290 MPa fu = 350 MPa 53408 190 71243 190 DIN EN 1999-1-3 (2011) 72852 190 Δσc = 140 MPa m0 = 7 57655 190 f(R) = 1,0 m1 = 7


Stumpfnaht

126

Stumpfnaht

Abbildung 17-1: Geometrie „Stumpfstoß“

Stumpfnaht

127

17.1 EN AW-5083 O/H111; R = -0,25 Tabelle 17-1: Versuchsergebnisse EN AW-5083 O/H111; R = -0,25

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 5X_20 70281 160 m = 4,23 slog(N) = 0,153 5X_16 92790 160 log(a) = 16,32 slog(Δσ) =0,029 5X_17 37162 160 --- slog(a) = 0,971 5X_21 1005 345 --- sm = 0,413 5X_12 1193 345 5X_26 7420 250 Statische Zugversuche

fp;0,2=102 MPa fu = 278,8 MPa

DIN EN 1999-1-1 (2014) fp;0,2 =125 MPa fu = 275 MPa

DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 40 MPa m0 = 3,4 f(R) = 1,16 m1 = 3,4

Abbildung 17-2: Auswertung EN AW-5083 O/H111; R = -0,25

Stumpfnaht

128

17.2 EN AW-5083 O/H111; R = 0,1 Tabelle 17-2: Versuchsergebnisse EN AW-5083 O/H111; R = 0,1

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 5X_06 20108 230,8 m = 3,41 slog(N) = 0,303 5X_08 ungültig! 160 log(a) = 11,95 slog(Δσ) =0,0706 5X_25 12446 160 --- slog(a) = 2,348 5X_15 29697 160 --- sm = 1,031 5X_28 100786 120 5X_27 6011 250 Statische Zugversuche 5X_19 3361 250 fp;0,2=102 MPa fu = 278,8 MPa

DIN EN 1999-1-1 (2014)

fp;0,2 =125 MPa fu = 275 MPa

DIN EN 1999-1-3 (2011) Δσc = 40 MPa m0 = 3,4

f(R) = 1,3 m1 = 3,4


Stumpfnaht

129

17.3 EN AW-5083 O/H111; R = 0,5 Tabelle 17-3: Versuchsergebnisse EN AW-5083 O/H111; R = 0,5

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 5X_10 26970 90 m = 5,88 slog(N) = 0,079 5X_01 203907 90 log(a) = 16,85 slog(Δσ) =0,132 5X_04 223495 90 --- slog(a) = 0,709 5X_18 20280 138 --- sm = 0,346 5X_11 14685 138 5X_14 21944 138 Statische Zugversuche

fp;0,2=102 MPa fu = 278,8 MPa

DIN EN 1999-1-1 (2014) fp;0,2 =125 MPa fu = 275 MPa

DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 40 MPa m0 = 3,4 f(R) = 1,0 m1 = 3,4


Stumpfnaht

130


Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 6X_9.3 222.979 110 m = 5,139 slog(N) = 0,1251 6X_7.2 30.506 161 log(a) = 15,812 slog(Δσ) = 0,0231 6X_7.1 63.462 135 slog(a) = 0,9286

6X_10.1 56.533 135 sm = 0,4417 6X_11.3 30.387 161 6X_13.2 45.052 161 Statische Zugversuche 6X_9.2 276.607 110 fp;0,2 =104 MPa fu = 181,3 MPa

6X_10.2 57.804 135 6X_5.3 55.147 135 DIN EN 1999-1-1 (2014) 6X_3.1 30.132 161 fp;0,2 = 75 MPa fu = 130 MPa

6X_10.3 205.525 110 6X_12.2 297.786 110 DIN EN 1999-1-3 (2011) 6X_06.1 115.292 110 Δσc = 50 MPa m0 = 4,3 6X_14.4 271.455 110 f(R) = 1 m1 =4,3 6X_13.3 287.089 110

6X_9.4 150.243 110 6X_5.1 239.717 110


Stumpfnaht

131

17.5 EN AW-6063; R = 0,5 Tabelle 17-5: Versuchsergebnisse EN AW-6063; R = 0,5

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 6X_2.1 1.082.431 61 m = 4,0157 slog(N) = 0,08611 6X_6.4 366.505 75 log(a) = 13,221 slog(Δσ) = 0,02033 6X_9.1 1.231.377 61 slog(a) = 0,73052 6X_6.2 195.096 90 sm = 0,3887

6X_14.2 505.180 75 6X_12.1 273.106 90 Statische Zugversuche 6X_10.4 418.296 75 fp;0,2 = 104 MPa fu = 181,3 MPa 6X_13.1 285.274 90 6X_11.4 249.809 90 DIN EN 1999-1-1 (2014) 6X_1.3 1.277.980 61 fp;0,2 = 75 MPa fu = 130 MPa 6X_7.3 573.403 75

6X_12.3 648.720 75 DIN EN 1999-1-3 (2011) 6X_1.1 340.398 75 Δσc = 50 MPa m0 = 4,3

6X_14.4 471.564 75 f(R) = 1 m1 =4,3


Stumpfnaht

132

17.6 EN AW-7020 T6; R = -0,25 Tabelle 17-6: Versuchsergebnisse EN AW-7020 T6; R = -0,25

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 7X_11.4 25.629 300 m = 5,882 slog(N) = 0,1271 7X_11.5 4.707 400 log(a) = 18,947 slog(Δσ) = 0,0212 7X_15.3 2.024 400 slog(a) = 0,7712 7X_14.1 108.176 220 sm = 0,3139

7X_13.10 24.728 300 7X_11.2 165.467 220 Statische Zugversuche 7X_11.7 117.740 220 fp;0,2 =180 MPa fu = 343,2 MPa 7X_10.3 145.233 220 7X_10.5 163.688 221 DIN EN 1999-1-1 (2014) 7X_10.4 6.308 400 fp;0,2 =205 MPa fu = 280 MPa 7X_12.6 4.554 400 7X_12.2 29.819 300 DIN EN 1999-1-3 (2011) 7X_10.2 151.482 221 Δσc = 50 MPa m0 = 4,3 7X_10.6 30.237 300 f(R) = 1,0 m1 = 4,3

Abbildung 17-7: Auswertung EN AW-7020; R = -0,25

Stumpfnaht

133

17.7 EN AW-7020; R = 0,1 Tabelle 17-7: Versuchsergebnisse EN AW-7020; R = 0,1

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 7X_13.9 172.928 160 m = 4,6146 slog(N) = 0,1217

7X_10.10 140.623 160 log(a) = 15,369 slog(Δσ) = 0,0256 7X_15.9 62.748 190 slog(a) = 0,7418 7X_11.1 30.313 250 sm = 0,3201 7X_15.5 7.124 290 7X_11.6 27.793 250 Statische Zugversuche 7X_13.8 42.589 225 fp;0,2 = 179 MPa fu = 343 MPa 7X_14.4 118.555 290 7X_15.1 6.187 290 DIN EN 1999-1-1 (2014)

7X_12.10 11.598 290 fp;0,2 = 205 MPa fu = 280 MPa 7X_12.8 161.919 160 7X_13.5 94.621 190 DIN EN 1999-1-3 (2011) 7X_14.5 147.715 160 Δσc = 50 MPa m0 = 4,3 7X_14.9 51.223 200 f(R) = 1,0 m1 = 4,3

Abbildung 17-8: Auswertung EN AW-7020 ; R = 0,1

17.8 EN AW-7020; R = 0,5 Tabelle 17-8: Versuchsergebnisse Stumpfstoß EN AW-7020; R = 0,5

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung

Stumpfnaht

134

7X_12.1 2.517.933 90 m = 5,509 slog(N) =0,1332 7X_11.8 134.039 140 log(a) = 16,983 slog(Δσ) =0,0233 7X_12.5 80.945 160 slog(a) =1,0105 7X_13.3 0,5 175 sm =0,4695 7X_10.9 138.752 140 7X_15.7 159.864 120 Statische Zugversuche 7X_12.9 129.520 140 fp;0,2 = 179 MPa fu = 343 MPa 7X_11.9 64.872 160 7X_14.2 57.045 160 DIN EN 1999-1-1 (2014) 7X_13.7 78.956 160 fp;0,2 = 205MPa fu = 280 MPa 7X_14.4 108.169 160 7X_13.2 61.350 170 DIN EN 1999-1-3 (2011) 7X_15.8 0,5 170 Δσc = 50 MPa m0 = 4,3 7X_10.1 42.374 170 f(R) = 1,0 m1 = 4,3 7X_11.3 380.553 120 7X_10.7 304.639 120

Abbildung 17-9: Auswertung Stumpfstoß EN AW-7020 R = 0,5

Kreuzstoß

135

Kreuzstoß

Abbildung 18-1: Probengeometrie Kreuzstoß

Kreuzstoß

136

18.1 EN AW-6063; R = 0,1 Tabelle 18-1: Versuchsergebnisse Kreuzstoß EN AW-6063 ; R = 0,1

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 6K_02 27706 144 m = 4,39 slog(N) = 0,244 6K_06 237806 90 log(a) = 13,828 slog(Δσ) = 0,051 6K_07 21238 148 slog(a) =2,927 6K_10 29697 115 sm =1,402

Statische Zugversuche fp;0,2 = 87,5 MPa fu = 161,7 MPa DIN EN 1999-1-1 (2014) fp;0,2 = 75 MPa fu = 130 MPa DIN EN 1999-1-3 (2011) Δσc = 36 MPa m0 = 3,4 f(R) = 1,0 m1 = 3,4

Abbildung 18-2: Auswertung Kreuzstoß EN AW-6063; R = 0,1

Kreuzstoß

137

18.2 EN AW-7020; R = -0,25 Tabelle 18-2: Versuchsergebnisse Kreuzstoß EN AW-7020 ; R = -0,25

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 7K_20 1524 385 m = 5,01 slog(N) = 0,1075 7K_22 51056 200 log(a) = 16,25 slog(Δσ) = 0,0212 7K_37 59115 200 slog(a) = 0,6445 7K_29 39800 200 sm = 0,2640 7K_28 97303 180 7K_32 3162 325 Statische Zugversuche 7K_18 4399 325 fp;0,2 = 169,2 MPa fu = 312 MPa 7K_12 2967 385 7K_11 1950 385 DIN EN 1999-1-1 (2014) 7K_45 12221 275 fp;0,2 = 205 MPa fu = 280 MPa

DIN EN 1999-1-3 (2011) Δσc = 36 MPa m0 = 3,4 f(R) = 1,0 m1 = 3,4

Abbildung 18-3: Auswertung Kreuzstoß EN AW-7020; R = -0,25

Kreuzstoß

138

18.3 EN AW-7020; R = 0,1 Tabelle 18-3: Versuchsergebnisse Kreuzstoß EN AW-7020; R = 0,1

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 7K_01 28068 180 m = 5,15 slog(N) = 0,1173 7K_04 6185 275 log(a) = 16,28 slog(Δσ) = 0,0224 7K_02 3047 280 slog(a) = 0,7221 7K_19 5397 280 sm = 0,3095 7K_21 79632 160 7K_23 0,5 280 Statische Zugversuche 7K_24 6239 275 fp;0,2 = 169,2 MPa fu = 312 MPa 7K_35 123701 160 7K_33 56477 180 DIN EN 1999-1-1 (2014) 7K_36 196564 135 fp;0,2 = 205 MPa fu = 280 MPa 7K_31 10171 250 7K_07 15503 220 DIN EN 1999-1-3 (2011) 7K_34 8099 250 Δσc = 36 MPa m0 = 3,4 7K_46 21058 220 f(R) = 1,0 m1 = 3,4 7K_48 120


Kreuzstoß

139

18.4 EN AW-7020; R = 0,5 Tabelle 18-4: Versuchsergebnisse Kreuzstoß EN AW-7020; R = 0,5

Nr. Zyklen Δσ [MPa] Statistische Auswertung 7K_10 689157 80 m = 4,40 slog(N) = 0,1098 7K_05 34368 155 log(a) = 14,18 slog(Δσ) = 0,0244 7K_15 111129 110 slog(a) = 0,6886 7K_08 33276 135 sm = 0,3310 7K_13 71458 135 7K_17 243889 110 Statische Zugversuche 7K_16 67582 135 fp;0,2 = 169,2 MPa fu = 312 MPa 7K_09 23501 155 7K_06 73852 135 DIN EN 1999-1-1 (2014) 7K_14 43865 155 fp;0,2 = 205 MPa fu = 208 MPa 7K_03 354879 90 7K_30 346218 90 DIN EN 1999-1-3 (2011)

Δσc = 36 MPa m0 = 3,4 f(R) = 1,0 m1 = 3,4


Datengrundlage bis 1997

140


19.1 Versuchsanstalt für Stahl, Holz und Steine; Germany

A1 Bericht-Nr. 5156 (1967) A2 Bericht-Nr. 1809/1 (1967) (Original vorliegend) A3 Bericht-Nr. 1809/2 (1971) A4 Bericht-Nr. 5886/1 (1972) A5 Bericht-Nr. 5886/2 (1973) A6 Bericht-Nr. 5886/3 (1973) A7 Bericht-Nr. 5889/1 (1972) (Original vorliegend) A8 Bericht-Nr. 5889/2 (xxxx) A9 Bericht-Nr. 3645/1 (1960) A10 Bericht-Nr. 3645/2 A11 Bericht-Nr. 5764 (1971) A12 Bericht-Nr. 5768 (1979) A13 Bericht 6800 (1976) (Original vorliegend) A14 Bericht-Nr. 79010 (1979) (Original vorliegend)

19.2 Centre International de Developpement de I'Aluminium (CIDA)

B1 CIDA-Nr. 6856; Dauerfestigkeitsprüfung von Unidur AlZn4,5Mg1 (1968) B2 CDA-Bericht; Dauerfestigkeit mit AlMgSi1; 1965 B3 CIDA-Bericht; Dauerfestigkeit mit AlMgSi1; 1963 B4 CIDA-Nr. 1285; Dauerfestigkeit mit AlMg5; 1965 B5 CIDA-Nr. 1328; Dauerfestigkeitsuntersuchungen mit AlMg5; 1966 B6 DVL / CIDA Bericht; Dauerschwingversuche mit AlMG5-

Schweißverbindugnen; 1968

19.3 Alcoa Aluminium Company; USA

C1 Nordmark, G. E.; „Fatigue Tests of Simulated Truck Frame Joints C2 Nordmark, G. E.; Eaton, I. D.; Axial – Stress Fatigue Strengths of Plain Sheet

Specimens and Riveted Butt Joints in High Strength Aluminium Alloys. C3 Holt, M.; LeCount, P. L.; Static and Fatigue C4 Tests of Riveted Connections between Aluminium Alloy I-Beams C5 Eaton, I. D.; Holt, M.; Static and Fatigue Tests on Navy Built Riveted and

Welded Butt-Joints in 3/8-Inch Thick 615-T6-Plate C5 Nordmark, G. E.; Fatigue Strength of Bolted 7475-T731- Joints


141

C7 Nordmark, G. E.; Fatigue Tests of Sand-Cast 355-T6 Alloy Plate Specimens and Joints

C8 Nordmark, G. E.; Axial-Stress Fatigue Tests of Sand-Cast 220-T4 Alloy Plate, Plate Specimens and Riveted Joints

C9 Nordmark, G. E.; Improving the Fatigue Strength of Bolted Joints in Aluminium Alloy 6061-T6

C10 Nordmark, G. E.; Effect of Adhesive Bonded Interfaces on the Fatigue Strength of Riveted Joints in 7075-T6 Sheet

C11 Youra, J. A.; Static and Axial-Stress Tests of Riveted Joints for Comparison with Welded Joints 6061-T6 Aluminium Alloy

C12 Nordmark, G. E.: Effect of Polymer Coatings Strength of Aluminium Alloy 2024 Box Beams

C13 Eaton, Ian. D.; The Effect of Sprayed Al Cad Coating on the Fatigue Strength of Riveted Aluminium Alloy Beams

C14 Eaton, I. D.; Static and Direct-Stress Fatigue Tests of Intermittent Transverse Fillet Welds in 3/8-Inch. Thick 6061-T6 Aluminium

C15 Eaton, I. D.; Axial Stress Fatigue Strength of as Welded-Aluminium Alloy Butt Welds

C16 Nordmark, G. E; Axial Stress Fatigue Test Resultsfor Transverse Butt Welds in Aluminium-Magnesium Alloys

C17 Nordmark, G. E.; Fatigue Strength of Sheet Specimens joined with MIG Spot Welds, Huckbolts, MIG Spot Fillet Welds and Fillet. Welds

C18 Eaton; I. D.; Axial-Stress Fatigue Strengths of Butt Welded Joints of Wrought Plate,Sand-Cast Plate,and Cast to Wrought Plate

C19 Eaton, I. D.; Additional Fatigue Tests of Welded Aluminum Alloy 6061- T6 ,T6. Plate: Flux-Coated Metal-Electrode Arc Welding

C20 Eaton, I. D.; Preliminary Axial-Stress Fatigue-Test Results for 6061- T6 T6. Welded Butt Joints at Various Stress Ratios

C21 Eaton, I. D. : Static and Direct-Stress Fatigue Tests of Intermittent Transverse Fillet Welds in 3/8-IN Thick 6061-T6 Aluminum

C22 Kaufman, J.G .; Nordmark, G.E .; Lifka, B.W. ; Fracture Toughness,Fatigue and Corrosion Characteristics of 7075-T6517075-T7351, and 7079-T651 Aluminum Alloys

19.4 Kaiser Aluminium Company; Germany

D1 Pearson, N. L.; Wolfer, G. C.; Tensile and Fatigue Properties of 5456-H321 Plate and MIG Butt Welds at 75F and -300F. and -300F.F

D2 Pearson, DeMoney, F. W.; Axial-Stress Fatigue Properties of Aluminum Alloy Plate ButtPlate ButtWelds.

D3 Person, N. L.; Wolfer, G. C.; Fatigue Properties of Butt Weldments in 6061-T6 Plate


142

19.5 Alusuisse; Switzerland

E1 Leupp, J.; Brueschweiler, H.; Einfluss des R-Wertes auf die Ermüdungseigenschaft von Ac-062/61; Report No. 82/3403 403; 1982

E2 Brueschweiler, H.; Pfeiffer, A; Einfluss des R-Wertes auf die Schwingfestigkeit von Ac-062 AC-062 Profilstumpfstössen, 1984

E3 Brueschweiler, H.; Pfeiffer, A.; Einfluss des R-Wertes auf die Schwingfestigkeit von Ac-062 AC-062. Profil-Lochstäben; 1984

E4 Project No.6553; 1968 E5 Alusuisse Beam Test Data; 1988

19.6 Reynolds Metal Company; USA

F1 Mindlin Harold; Axial Tension Fatigue of Welded 5083 Sheet and Plate. F2 Geisler, Donald R;Fatigue of 5086 and 5456 Sheet, Plate and Weldments

19.7 TNO; Netherland

G1 Soetens, van Straalen, Dijkstra; EUREKA 269 - Fatigue Tests on longitudinal non-load carrying fillet welds

G2 Soetens, van Straalen, Dijkstra; EUREKA 269 - Fatigue Tests on Transverse Butt Welds

G3 Soetens, van Straalen, Dijkstra; EUREKE 269 - Fatigue Tests on Transverse load carrying fillet Welds

G4 Soetens, van Straalen, Dijkstra; EUREKA 269 - Fatigue Tests on Transverse non-load carrying filllet Welds

19.8 TU München; Germany

H1 Kosteas, Poalas; Voraussage des Ermüdungsverhaltens geschweißter Aluminiumbauteile

H2 Kosteas, Ondra; Untersuchungen zum Schwingfestigkeitsverhalten geschweißter Verbindungen in Aluminium Großbauteilen

19.9 Konferenz- / Zeitschriftenbeiträge

I1 Maddox,S.J., Webber,D.; Fatigue Crack Propagation in Aluminum-Zinc- Magnesium Alloy Fillet-Welded Joints; ASTM STP648, Fatigue Behavior of Weldments, pp.159-184

I2 Maddox,S.J., Webber,D.; The Effect of Tensile Residual Stresses on the Fatigue Strength of Transverse Fillet Welded Al-Zn-Mg Alloy; The Welding Institute International Conference on Fatigue

Motivation - WirtschaftsVereinigung Metalle€¦ · Festigkeit des jeweiligen Materials und der...

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