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5 Anwendung von Kerbspannungskonzepten zur Berechnung 

der Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen 

5.1 Konzept der Mikrostützwirkung 

Gemäß der Mikrostützwirkungshypothese nach Neuber und Radaj kann der Kerbfaktor K N direkt 

aus der gegebenen Formzahl K t eines Bauteils (Gl. 2.19), bzw. durch Einsetzen des fiktiven 

Krümmungsradius f in die für den betrachteten Fall gültige Formzahlgleichung (oder FE-Modell), 

berechnet werden. Der fiktive Krümmungsradius f hängt dabei vom realen Krümmungsradius r, 

dem Mikrostützwirkungsfaktor s und der Ersatzstrukturlänge ab. Der reale Krümmungsradius 

r ergibt sich aus der Nahtgeometrie. 

Die an den vorliegenden Schweißproben ermittelten realen Kerbradien sind in Tabelle 3.3 

aufgeführt. Der Faktor s der Mikrostützwirkung ergibt sich aus der jeweils gültigen 

Festigkeitshypothese. Für die hier verwendeten Schweißprobengeometrien und Belastungsarten 

wird die Gestaltänderungsenergiehypothese (GEH; nach v. Mises) angewendet. Damit berechnet 

sich der Mikrostützwirkungsfaktor s zu 2,5, Tabelle 2.2. 

Der fiktive Krümmungsradius f berechnet sich nach Gl. 2.15 (Abschnitt 2.3.4), wobei für die 

nach Radaj berechneten Werte verwendeten werden (Gl. 2.20). Die für die Schweißproben 

ermittelten fiktiven Kerbradien sowie die damit berechneten Radaj´schen Kerbfaktoren sind in 

Tabelle 5.1 angegeben. 

89

Werkstoff 

AlMgSi1 T6 

AlMg4,5Mn 

Verbindungstyp 

Stumpfstoß 

ohne 

Wurzelspalt 

Quersteife 

Stumpfstoß mit 

Wurzelspalt 

Stumpfstoß 

ohne 

Wurzelspalt 

Stumpfstoß mit 

Wurzelspalt 

R-Wert 

-1 

0 

-1 

0 

-1 

0 

-1 

0 

-1 

0 

Realer Kerbradius 

r 

[mm] 

Fiktiver Kerbradius (Radaj) 

f 

[mm] 

rechnerische 

Kerbwirkung 

K N 

90 

Werkstoffzustand 

N = 2*10 6 

experimentelle 

Spannungsamplitude 

Basiswöhlerlinie 

Kex 

[MPa] 

rechnerische Spannungsamplitude 

Krech 

[MPa] 

experimentelle 


Kex 

[MPa] 

Neigungsexponent 

Basiswöhlerlinie 

Abweichung von 

rechnerischer und 

experimenteller 


k [%] 

1,50 2,08 1,55 Wärmeeinflusszone 78 50 49 6,0 2,04 

0,00 0,58 2,19 Wärmeeinflusszone 78 36 49 6,0 -26,53 

1,50 2,18 1,53 Wärmeeinflusszone 58 38 36 7,0 5,56 

0,00 0,68 2,10 Wärmeeinflusszone 58 28 36 7,0 -22,22 

1,20 1,78 1,21 Wärmeeinflusszone 78 64 58,0 6,0 10,34 

0,00 0,58 1,71 Wärmeeinflusszone 78 46 58,0 6,0 -20,69 

1,20 1,88 1,19 Wärmeeinflusszone 58 49 44,0 7,0 11,36 

0,00 0,68 1,63 Wärmeeinflusszone 58 36 44,0 7,0 -18,18 

0,08 1,08 2,97 Schweißgut 90 30 29 7,0 3,45 

0,00 1,00 3,05 Schweißgut 90 30 29 7,0 3,45 

0,08 1,08 2,97 Schweißgut 65 22 21 8,0 4,76 

0,00 1,00 3,05 Schweißgut 65 21 21 8,0 0,00 

2,00 3,35 1,23 Schweißgut 90 73 49 7,0 48,98 

0,00 1,35 1,58 Schweißgut 90 57 49 7,0 16,33 

2,00 - - Schweißgut - - - - - 

0,00 - - Schweißgut - - - - - 

0,10 1,45 2,92 Schweißgut 90 31 29 7,0 6,90 

0,00 1,35 2,98 Schweißgut 90 31 29 7,0 6,90 

0,10 - - Schweißgut - - - - - 

0,00 - - Schweißgut - - - - - 

Tabelle 5.1: Rechnerische Wöhlerlinien – Mikrostützwirkungskonzept, t = 5 mm 

Durch die Auswertung der Bruch- und Schliffbilder können die Bruchausgangsorte den dort 

vorliegenden Werkstoffzuständen zugeordnet werden. Bei den Stumpfstoßverbindungen ohne 

Wurzelspalt liegt demnach der Bruchausgangsort im Bereich des WEZ-Gefüges. Bei den 

Schweißverbindungen mit Quersteife ist er eher dem Schweißgut zuzuordnen. Der 

Bruchausgangsort der Stumpfstoßverbindungen mit Wurzelspalt ist aufgrund der eindeutigen 

Bruchlage dem Schweißgut zuzuordnen, Bild 5.1. Die Bruchlagen bei den Verbindungen mit t = 

25 mm lassen sich analog zuordnen.

a. Stumpfstoß ohne Wurzelspalt, 

Bruchausgang am 

Nahtübergang in die 

Wärmeeinflußzone 

b. Stumpfstoß mit Wurzelspalt, 

Bruchausgang im Wurzelspalt 

in das Schweißgut 

Bild 5.1: Bruchlagen der Schweißverbindungen; t = 5 mm 

91 

c. Quersteife, Bruchausgang am Nahtübergang 

in die Wärmeeinflußzone 

Probendicke t = 5 mm 

Die Darstellung der rechnerischen Wöhlerlinien erfolgte jeweils für den Fall = real und für = 0, 

wobei dies einer Worst-Case Betrachtung entspricht. Die Neigungen im Zeitfestigkeitsgebiet 

. 6 

unterhalb von N = 2 10 wurde gleich der Wöhlerlinienneigung der Basisproben 

(Grundwerkstoff, Schweißgut und Wärmeeinflusszone) gesetzt. Gegenübergestellt werden die 

beiden rechnerischen Wöhlerlinien den experimentellen Wöhlerlinien mit einer 

Überlebenswahrscheinlichkeit von Pü = 50%. 

Die Wöhlerlinie für die Schweißverbindungen ist auf der Basis des Versagenskriteriums „Bruch“ 

ermittelt worden. Da die Probendicke bei diesen Untersuchungen t = 5 mm beträgt, ist der Anteil 

der Rissfortschrittslebensdauer an der Gesamtlebensdauer klein. Insofern kann die 

Bruchwöhlerlinie auch gleichzeitig als Anrißwöhlerlinie gesetzt werden. Der geringe Anteil des 

Rissfortschrittes an der Lebensdauer zeigt sich auch an der gleichen Neigung der Wöhlerlinien für 

mild und scharf gekerbte Schweißverbindungen. Bei langem Rissfortschritt, also bei dicken 

Verbindungen, müsste die Wöhlerlinie der scharf gekerbten Schweißverbindung (Stumpfstoß mit 

Wurzelspalt) deutlich steiler verlaufen als die Wöhlerlinie der mild gekerbten Schweißverbindung 

(Stumpfstoß ohne Wurzelspalt). Hierauf wird noch im Abschnitt 6 eingegangen. 

Bei den Schweißverbindungen ohne Wurzelspalt treten starke Differenzen zwischen rechnerischer 

und experimenteller Wöhlerlinie auf, je nachdem, welcher Wert für den realen Kerbradius 

verwendet wird. Bei der Legierung AlMg4,5Mn (AW-5083) ergeben sich in beiden Fällen bei R = - 

1 nichtkonservative Schwingfestigkeiten, jedoch wird in diesem Fall die Schwingfestigkeit mit 

16% Abweichung zum Experiment bei = 0 deutlich treffender abgeschätzt als mit = real , was 

zu Abweichungen von 49% führt, Bild 5.2. Bei der Legierung AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) wird die 

Schwingfestigkeit mit Abweichungen von 2 % (R = -1) und 6% (R = 0) für den Fall = real 

nichtkonservativ abgeschätzt, während sie bei Verwendung von = 0 mit 27% (R = -1) und 22% 

(R = 0) deutlich unterschätzt wird, Bild 5.3.

Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) 

Schweißverfahren: MIG 

Belastung: axial, lastgesteuert, f=25 s-1 Umgebung: Luft 

Spannungsverhältnis: R = -1 

 

Probe: Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 

experimentell 

berechnet, * WEZ , = 2,00 mm, KN,Radaj = 1,23 


Nennspannungsamplitude a,n 

200 

150 

MPa 

100 

90 

80 

70 

60 

50 

40 

30 

20 

5 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 

92 

Schwingspielzahl N B 

Bild 5.2: Rechnerische Wöhlerlinien AlMg4,5Mn – ohne Wurzelspalt; t = 5 mm 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) 



Probe: Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 

Blechdicke: t = 5 mm 

 

R = -1 

experimentell 

berechnet, *, = 1,50 mm, KN,Radaj = 1,55 


R = 0 

experimentell 




200 

150 

MPa 

100 

90 

80 

70 

60 

50 

40 

30 

20 

R = -1 

R = -1 

R = 0 

5 

4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4 

Schwingspielzahl NB Bild 5.3: Rechnerische Wöhlerlinien AlMgSi1 T6 – ohne Wurzelspalt; t = 5 mm




Probe: Stumpfstoß mit Wurzelspalt 

Blechdicke: t = 5 mm 

 

R = -1 

experimentell 



R = 0 

experimentell 

berechnet, *, = 0,08 mm, K N,Radaj = 2,97 

berechnet, *, = 0,00 mm, K N,Radaj = 3,05 


200 

150 

MPa 

100 

90 

80 

70 

60 

50 

40 

30 

20 

5 

4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4 

Schwingspielzahl NB Bild 5.4: Rechnerische Wöhlerlinien AlMgSi1 T6 – mit Wurzelspalt; t = 5 mm 

93 

R = -1 

Bei den Schweißverbindungen mit Wurzelspalt sind die Abweichungen zwischen der berechneten 

und der experimentellen Schwingfestigkeit generell deutlich geringer als bei den 

Schweißverbindungen ohne Wurzelspalt, unabhängig davon, welcher Kerbradius verwendet 

wird, weil der reale Kerbradius ohnehin fast Null ist. 

Bei den hier betrachteten Fällen liegt die Überschätzung maximal bei 7% (AlMg4,5Mn, R = -1), 

Bild 5.4 und Bild 5.5. Bei Anwendung der Worst-Case-Betrachtung mit = 0 ist die 

Treffgenauigkeit der Schwingfestigkeitsabschätzung am größten. 




Spannungsverhältnis: R = -1 

Bechdicke: t = 5 mm 

 

Probe: Stumpfstoß mit Wurzelspalt 

experimentell 



100 

90 

80 

70 

60 

50 

40 

Bild 5.5: Rechnerische Wöhlerlinien AlMg4,5Mn – mit Wurzelspalt; t = 5 mm 


200 

150 

MPa 

30 

20 

5 

R = 0 

R = -1 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 


Die Treffgenauigkeit der Schwingfestigkeitsabschätzung nach dem Konzept der 

Mikrostützwirkung liegt bei den Quersteifen in der Größenordung, die sich auch bei den 

Stumpfstößen ohne Wurzelspalt ergibt. Bei Berücksichtigung des realen Kerbradius wird die 

Schwingfestigkeit überschätzt (ca. 10%), bei einem Kerbradius von = 0 wird sie dagegen 

deutlich unterschätzt (18-20%), Bild 5.6.




Probe: Quersteife 

Bechdicke: t = 5 mm 

 

R = -1 

experimentell 



R = 0 

experimentell 



200 

150 

MPa 

100 

90 

80 

70 

60 

50 

Bild 5.6: Rechnerische Wöhlerlinien AlMgSi1 T6 - Quersteife; t = 5 mm 


40 

30 

20 

5 

4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 4 6 8107 2 4 

Schwingspielzahl NB 94 

R = -1 

Mit dem Konzept der Mikrostützwirkung zur Berechnung der Kerbgrundbeanspruchung an 

Aluminiumschweißverbindungen konnten mehr oder weniger gute Übereinstimmungen mit den 

experimentellen Ergebnissen erzielt werden, wenn die für den jeweiligen Werkstoff bzw. für den 

jeweiligen Werkstoffzustand, an dem im Bereich der Schweißnaht das Versagen auftritt, die 

zutreffende Ersatzstrukturlänge * bekannt ist. Diese muss jedoch aufwändig experimentell mit 

Wöhlerversuchen an ungekerbten und scharf gekerbten Proben für die vorliegenden 

Gefügezustände ermittelt werden. In den untersuchten Fällen trafen die Kennwerte des 

Schweißgutes für die Abschätzung des Schwingfestigkeitsverhaltens am besten zu, was jedoch 

auch damit zusammenhängt, das es sich in diesen Fällen um scharf gekerbte 

Schweißverbindungen handelt. Dort kommt die Mikrostützwirkung zum tragen, auf dessen Basis 

auch die Kennwerte * bzw. f ermittelt wurden. Bei mild gekerbten Schweißverbindungen ist 

das Konzept daher nur noch bedingt anwendbar, was sich in den größeren Abweichung zwischen 

berechneter und experimenteller Schwingfestigkeit zeigt. 

Aus dieser Erkenntnis heraus kann das Konzept der Mikrostützwirkung nicht als allgemeingültig 

für alle Aluminiumschweißverbindungen angesehen werden, da es keine einheitliche, R P0,2abhängige 

Ersatzstrukturlänge und Ersatzstrukturlängenfunktion für alle Legierungen und 

Werkstoffzustände und insbesondere für alle K t- bzw. r-Werte gibt. 

Die Tatsache, dass die Unterschiede in den berechneten Wöhlerlinien nicht sehr groß sind, lässt es 

möglich erscheinen, dass sich ein einheitlicher fiktiver Kerbradius finden lässt, mit dem sich 

Aluminiumschweißverbindungen unterschiedlicher Kerbschärfe und Legierung einfacher als mit 

dem Konzept der Mikrostützwirkung bewerten lassen [Mor04]. Dies soll im nächsten Abschnitt 

mit dem Konzept des fiktiven Ersatzradius geschehen. 

R = 0

5.2 Konzept des fiktiven Ersatzradius 

In Abwandlung des Mikrostützwirkungskonzeptes, bei dem der Ersatzradius zur Berechnung der 

Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen aus Probenversuchen abgeleitet wird, soll bei dem 

Konzept des fiktiven Ersatzradius ein solcher Radius ohne Bezug zum Werkstoff und 

Werkstoffzustand gefunden werden. Dies soll über eine Parameterstudie erfolgen, bei der die 

realen Kerbradien der Schweißverbindungen durch fiktive Radien ersetzt werden. Für jeden dieser 

Radien wird für alle betrachteten Schweißverbindungen die lokalen 

Vergleichsspannungsamplitude nach der Gestaltänderungsenergiehypothese (nach v.Mises) über 

FE-Rechnung (oder auch K t-Formel) ermittelt und die Ergebnisse in einem gemeinsamen 

Wöhlerstreuband zusammengefasst. Für jeden fiktiven Ersatzradius wird das Streumaß über alle 

Versuchspunkte mit einer linearen Regressionsrechnung ermittelt, wobei die Neigung nicht 

vorgegeben wird. Der zutreffende fiktive Ersatzradius überführt die im Nennspannungssystem 

unterschiedlichen Schwingfestigkeiten der unterschiedlich stark gekerbten Schweißverbindungen 

in einen einheitlichen Wert für die lokale ertragbare Spannungsamplitude. 

Der fiktive Ersatzradius wurde zwischen r f,min = 0,05 mm und r f,max = 1,2 mm variiert. Für jeden 

dieser Radien wurden die Kennwerte der Wöhlerlinien, insbesondere das Streumaß T bestimmt, 

Tabelle 5.2. Für die Werte r f = 0,05 mm, r f = 0,6 mm und r f = 1,0 mm sind die Ergebnisse getrennt 

für R = -1 und R = 0 als Wöhlerdiagramme in den Bildern Bild 5.7 bis Bild 5.12 dargestellt. Dabei 

wurden zunächst nur die Versuchsergebnisse ein- und doppelseitig geschweißten 5 mm dicken 

Stumpfstoßverbindungen mit und ohne Wurzelspalt, sowie Quersteifen in der 

Regressionsrechnung berücksichtigt. Weitere Versuchsergebnisse mit 25 mm dicken 

Verbindungen sind jedoch in den Diagrammen bereits eingetragen. 


Belastung: axial, lastgesteuert, f=25-30 s-1 Umgebung: Luft 

 


Stumpfstoß ohne Wurzelspalt (Kt = 3,85) 

Stumpfstoß mit Wurzelspalt (Kt = 8,35) 

 




Quersteife (Kt = 3,70) 

 

Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), Charge B 


Einseitige Schweißung 

 

Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A) 



 


Dicke t: 25 mm 



 

Bruch (volles Symbol) 

Durchläufer (offenes Symbol) 

hochgesetzter Durchläufer (Symbol mit Kreuz) 

örtliche Vergleichspannungsamplitude a,ö,v.Mises 

2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

k = 5,5 

T = 1:1,91 

Bild 5.7: Wöhlerdiagramm für r f = 0,05 mm und R = -1 

a,lok,2*10 6 = 229 MPa 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 

95 


P Ü [%] 

10 

50 

90 

R = -1 

4000 

MPa 

2000 

1600 

1200 

800 

400 

200 

160 

120 

80 

40 

20 

örtliche Vergleichspannungsschwingbreite ö,v.Mises



 




 





 




 




 





 




2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

k = 5,5 

T = 1:1,60 

Bild 5.8: Wöhlerdiagramm für r f = 0,05 mm und R = 0 



 




 





 




 




 





 




örtliche Vergleichsspannungsamplitude a,ö,v.Mises 


2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 

k = 5,5 

T = 1:1,58 


96 

a,lok,2*10 6 = 158 MPa 


a,lok,2*10 6 = 106 MPa 

R = 0 

P Ü [%] 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 


10 

50 

90 

f 

P Ü [%] 

10 

50 

90 

R = -1 

4000 

MPa 

2000 

1600 

1200 

800 

400 

200 

160 

120 

80 

40 

20 

4000 

MPa 

2000 

1600 

1200 

800 

400 

200 

160 

120 

80 

40 

20 

örtliche Vergleichsspannungsschwingbreite ö,v.Mises 




 




 





 




 




 





 




2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

k = 5,5 

T = 1:1,34 




Dicke T: 5 mm 

 




 





 

Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), 2. Charge 

Stumpfstoß ohne Wurzelspalt,(Kt = 1,89) 


 


Stumpfstoß ohne Wurzelspalt,(Kt = 1,84) 


 





 






2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 

k = 5,5 

T = 1:1,58 


97 

a,lok,2*10 6 = 72 MPa 


a,lok,2*10 6 = 91 MPa 

R = 0 

P Ü [%] 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 


10 

50 

90 

f 

P Ü [%] 

10 

50 

90 

R = -1 

4000 

MPa 

2000 

1600 

1200 

800 

400 

200 

160 

120 

80 

40 

20 

4000 

MPa 

2000 

1600 

1200 

800 

400 

200 

160 

120 

80 

40 

20 

örtliche Vergleichsspannungsschwingbreite ö,v.Mises 




 




 





 




 




 





 




2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

k = 5,5 

T = 1:1,34 


Fiktiver Ersatzradius r f [mm] 

örtliche Vergleichspannungsamplitude a,ö,v.Mises [MPa] für N =2*106 Neigungsexponent N < N K 


4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 

98 

a,lok,2*10 6 = 62 MPa 


R = -1 R = 0 

Neigungsexponent N > N K 

Schwingspielzahl am Abknickpunkt N K = 2*10 6 

Streumaß T 

R = 0 

0,05 229,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,91 158,0 5,5 21,85 2*10 6 1,60 

0,10 194,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,75 132,0 5,5 21,85 2*10 6 1,47 

0,20 155,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,66 105,0 5,5 21,85 2*10 6 1,39 

0,40 123,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,61 83,0 5,5 21,85 2*10 6 1,37 

0,50 114,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,59 78,0 5,5 21,85 2*10 6 1,35 

0,60 106,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,58 72,0 5,5 21,85 2*10 6 1,34 

0,65 102,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,58 70,0 5,5 21,85 2*10 6 1,34 

0,70 101,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,58 69,0 5,5 21,85 2*10 6 1,34 

0,75 99,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,58 67,0 5,5 21,85 2*10 6 1,34 

0,80 97,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,58 65,0 5,5 21,85 2*10 6 1,34 

0,90 93,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,58 64,0 5,5 21,85 2*10 6 1,34 

1,00 91,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,58 62,0 5,5 21,85 2*10 6 1,34 

1,10 86,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,59 60,0 5,5 21,85 2*10 6 1,35 

1,20 84,0 5,5 21,85 2*10 6 1: 1,61 58,0 5,5 21,85 2*10 6 1,36 

örtliche Vergleichspannungsamplitude a,ö,v.Mises [MPa] für N =2*106 Tabelle 5.2: Kennwerte der Wöhlerlinien für verschiedenen r f-Werte 

Neigungsexponent N < N K 

Neigungsexponent N > N K 

P Ü [%] 

10 

50 

90 

Schwingspielzahl am Abknickpunkt N K = 2*10 6 

4000 

MPa 

2000 

1600 

1200 

800 

400 

200 

160 

120 

80 

40 

20 

Streumaß T 

örtliche Vergleichsspannungsschwingbreite ö,v.Mises

Aus der Parameterstudie konnte über eine statistische Auswertung der Zusammenhang zwischen 

fiktivem Ersatzradius r f und dem Streumaß T* = 1 : T in Form zweier Kurven für R = -1 und R = 

0 abgeleitet werden, Bild 5.13. Für beide Spannungsverhältnisse R = -1 und R = 0 tritt im Bereich 

zwischen r f = 0,6 mm und r f = 1,0 eine minimale Streuung auf, wobei das absolute Minimum bei 

r f = 0,6 mm zu finden ist. Außerhalb dieses Bereiches steigt die Streuung deutlich an. Dies kann 

damit erklärt werden, dass die tatsächlichen Kerbwirkungsfaktoren der Schweißverbindungen in 

diesem r f- Bereich mit den dort geltenden Formzahlen – berechnet mit dem fiktiven Ersatzradius r f 

- näherungsweise übereinstimmen. Je kleiner der fiktive Ersatzradius wird, desto schlechter wird 

die Stützwirkung in scharf gekerbten Verbindungen mit der errechneten Formzahl abgebildet und 

die Streuung wird durch diese Verbindungen vergrößert. Im Bereich sehr großer r f-Werte findet 

durch die Modellierung eine deutliche Querschnittsschwächung statt, die die realen Verhältnisse 

in der scharfen Schweißnahtkerbe nicht wiedergibt. 

Hinzu kommt noch der rein geometrische Zusammenhang, dass die Kerbformzahl bei scharf 

gekerbten Verbindungen bei sinkendem Radius schneller steigt als bei mild gekerbten 

Verbindungen, siehe Tabelle 3.3. Zusammen wird dadurch der gezeigte Verlauf der Streuung 

bewirkt. 

Bild 5.13: Einfluss des fiktiven Ersatzradius r f auf die Streuung T 

Während die Form der Kurven für R = -1 und R = 0 gleich sind, ist in der absoluten Höhe der 

Streuung zwischen diesen ein größerer Unterschied festzustellen. 

Der Grund für die stärkere Streuung der Ergebnisse in den Spannungen für wechselnde (R = -1) 

Beanspruchung im Vergleich zu schwellender Beanspruchung (R = 0) kann folgendermaßen 

erklärt werden: 

Aufgrund der Verformungen der Schweißverbindungen durch den Schweißprozess werden unter 

axialer Belastung zusätzliche Biegespannungen den Lastspannungen überlagert. Unter 

Berücksichtigung dieser Biegespannungen, die nach Messungen im Bereich zwischen = -50 und 

+50 MPa liegen können, kann es lokal zu Spannungsverhältnissen zwischen R = -2 und 0 

kommen, die zu der stärkeren Streuung bei R = -1 aufgrund der hohen 

Mittelspannungsempfindlichkeit in diesem Bereich führen, siehe Bild 5.14 und Haigh-Diagramm in 

Bild 6.2, Abschnitt 6. 

99

Bild 5.14: Schematisches Haigh-Diagramm – Unterschiedlicher Einfluss von Mittellastschwankungen m auf 

die Amplitude a 

Obwohl auch unter schwellender Belastung das lokale Spannungsverhältnis zwischen R = -1 und 

R = 0,5 liegen kann, ist dieser Effekt nicht so deutlich ausgeprägt wie unter wechselnder 

Belastung, was das kleinere Streuband erklärt. Hinzu kommt noch die Tatsache, dass auch die 

Breite des Wurzelspaltes bei den nicht durchgeschweißten Verbindungen Streuungen 

unterworfen ist und zwischen s = 1,7 und 2,2 mm schwankt. 

Es kann erwartet werden, dass bei Verwendung von Schweißverbindungen mit noch deutlich 

geringerem Winkelverzug und konstanterem Wurzelspaltmaß das Streuband schmaler ausfällt. 

Bild 5.15: Geometrie H-Proben 

100

Zur Überprüfung der Anwendbarkeit des Konzeptes des fiktiven Ersatzradius wurden 

Versuchsergebnisse mit t = 25 mm dicken Stumpfstoßverbindungen mit und ohne Wurzelspalt 

aus AlMg4,5Mn (AW-5083), sowie 8 mm dicke H-Proben mit verschiedenen 

Durchschweißungsgraden aus AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A T6) zusätzlich einbezogen. Die 

Ergebnisse der 25 mm starken Stumpfstoßverbindungen wurden aus [Wer01] übernommen. Für 

die verschiedenen H-Proben, Bild 5.15, lagen nur vollständige Ergebnisse für das 

Spannungsverhältnis R = -1 vor [Grz03]. 

Durch die tiefen Wurzelspalte bei den H-Proben, insbesondere bei HY 6,5, HY5 und Kehlnaht, 

sowie durch den langen Wurzelspalt bei den 25 mm starken Stumpfstoßverbindungen ergeben 

sich große Kerbzahlen. Im lokalen Spannungssystem liegen diese Ergebnisse sowohl für r f = 0,05 

mm, Bild 5.16, als auch für r f = 1,0 mm, Bild 5.17, oberhalb der Wöhlerlinie, die mit den anderen 

Proben ermittelt wurde. Lediglich die HV8 Naht der H-Proben weist im Schwingspielzahlenbereich 

oberhalb von N = 2 . 10 6 eine geringere Schwingfestigkeit auf. Der Grund für diese Abweichung 

ließ sich aus der Untersuchung nicht klären [Grz03]. 

Die hier ermittelte Neigung von k = 5,5 im örtlichen Spannungssystem wurde auch bei weiteren 

Forschungsarbeiten mit einseitig geschweißten Stumpfstoßverbindungen (Legierung AW-6060 

und AW-7020) in der Materialstärke t = 5 und 12 mm bestätigt [Stö05]. 



 

Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), LBF 



 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), LBF 




 

Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), Charge B, einseitige SV, LBF 


 

Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A), einseitige SV, LBF 


 

Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), t = 25 mm, LBF 



 

Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A), t = 8 mm, IMAB 

HV8 Naht, (Kt = 4,64) 

HY6,5 Naht, (Kt = 6,94) 

HY5 Naht, (Kt = 9,33) 

einseitige Kehlnaht, (Kt = 18,80) 

 





2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

k = 5,5 

T = 1:1,91 

a,lok,2*10 6 = 229 MPa 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 

101 


Bild 5.16: Wöhlerdiagramm für r f = 0,05 mm und R = -1 mit Ergebnissen H-Proben 

R = -1 

Für die Erarbeitung einer Empfehlung für das IIW-Regelwerk zur Anwendung des Konzeptes des 

fiktiven Ersatzradius für Aluminiumschweißverbindungen im nächsten Abschnitt kann deshalb von 

der Wöhlerlinie mit 5 mm dicken Verbindungen ausgegangen werden. Für größere 

Werkstoffdicken und kerbschärfere Verbindungen ist diese dann konservativ, wenn auch die 

Neigung k = 5,5 erhalten bleibt; der erwartete Größeneinfluss ist demzufolge hier nicht 

festzustellen. 

P Ü [%] 

10 

50 

90 

4000 

MPa 

2000 

1600 

1200 

800 

400 

200 

160 

120 

80 

40 

20 




Dicke T: 5 mm 

 

Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), LBF 



 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), LBF 




 

Werkstoff: AlMg4,5Mn0,7 (AW-5083), 2. Charge, Einseitige SV, LBF 

Stumpfstoß ohne Wurzelspalt,(K t = 1,89) 

 

Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A), Einseitige SV, LBF 

Stumpfstoß ohne Wurzelspalt,(K t = 1,84) 

 

Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), t = 25 mm, LBF 



 

Werkstoff: AlMgSi0,7 T6 (AW-6005A), t = 8 mm, IMAB 

HV8 Naht, (Kt = 1,61) 

HY6,5 Naht, (Kt = 2,31) 

HY5 Naht, (Kt = 3,11) 

einseitige Kehlnaht, (Kt = 6,20) 

 





2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

k = 5,5 

T = 1:1,58 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 

102 

a,lok,2*10 6 = 91 MPa 


Bild 5.17: Wöhlerdiagramm für r f = 1,0 mm und R = -1 mit Ergebnissen H-Proben 

R = -1 

In den Bilder 5.16 bis 5.19 sind die Wöhlerlinien für jeweils einen R-Wert von -1, 0, und 0,5 für 

den gesamten betrachteten Bereich des fiktiven Ersatzradius r f = 0,05 bis 1,20 mm dargestellt. Für 

das Spannungsverhältnis R = 0,5 wurden die Werte mit einer Mittelspannungsempfindlichkeit von 

M´´ = 0,18 aus den Ergebnissen mit R = 0 abgeleitet. Die Herleitung dieser 

Mittelspannungsempfindlichkeit wird in Abschnitt 6, Bild 6.2, erläutert. Mit den dargestellten 

Ergebnissen ist eine Bemessung der Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen auch mit 

beliebigen anderen fiktiven Ersatzradien r f im dargestellten Bereich möglich. 


600 

MPa 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

r f = 0,05 mm 

r f = 0,10 mm 

r f = 0,20 mm 

r f = 0,40 mm 

rf = 0,60 mm 

rf = 0,80 mm 

rf = 1,00 mm 

rf = 1,20 mm 

R = -1 

P Ü = 50% 

a,rf=0,05 / a,rf = 1,00 = 2,52 

k = 5,5 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 


Bild 5.18: Wöhlerliniendiagramm für r f = 0,05 bis 1,20 mm und R = -1 

N = N k = 2*10 6 

a = 229 MPa 

194 MPa 

155 MPa 

123 MPa 

106 MPa 

97 MPa 

91 MPa 

84 MPa 

k* = 22 

P Ü [%] 

10 

50 

90 

600 

MPa 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

4000 

MPa 

2000 

1600 

1200 

800 

400 

200 

160 

120 

80 

40 

20 

örtliche Vergleichspannungsschwingbreite a,ö,v.Mises 



600 

MPa 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

r f = 0,05 mm 

r f = 0,10 mm 

r f = 0,20 mm 

r f = 0,40 mm 

rf = 0,60 mm 

rf = 0,80 mm 

rf = 1,00 mm 

rf = 1,20 mm 

R = 0 

P Ü = 50% 

a,rf=0,05 / a,rf = 1,00 = 2,55 

k = 5,5 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 


Bild 5.19: Wöhlerliniendiagramm für r f = 0,05 bis 1,20 mm und R = 0 


600 

MPa 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

R = 0,5 

PÜ = 50% 

aus R = 0 mit M´´ = 0,18 abgeleitet 

r f = 0,05 mm 

r f = 0,10 mm 

r f = 0,20 mm 

rf = 0,40 mm 

rf = 0,60 mm 

rf = 0,80 mm 

rf = 1,00 mm 

rf = 1,20 mm 

a,rf=0,05 / a,rf = 1,00 = 2,54 

k = 5,5 

103 

N = N k = 2*10 6 

a = 158 MPa 

132 MPa 

105 MPa 

83 MPa 

72 MPa 

65 MPa 

62 MPa 

58 MPa 

k* = 22 

4 6 8 10 4 2 4 6 8 10 5 2 4 6 8 10 6 2 4 6 8 10 7 2 4 


N = N k = 2*10 6 

Bild 5.20: Wöhlerliniendiagramm für r f = 0,05 bis 1,20 mm und R = 0,5 

a = 122 MPa 

102 MPa 

81 MPa 

64 MPa 

55 MPa 

50 MPa 

48 MPa 

45 MPa 

k* = 22 

600 

MPa 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

600 

MPa 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

örtliche Vergleichspannungsschwingbreite a,ö,v.Mises 

örtliche Vergleichspannungsschwingbreite a,ö,v.Mises

6 Vorschlag für die IIW-Richtlinie 

Der vermehrte Einsatz der Methode der finiten Elemente in den vergangenen Jahren bei der 

Auslegung von geschweißten Strukturen führte zu einer stärkeren Verwendung lokaler 

Berechnungskonzepte [Rad98-2, Son05-2], insbesondere des Hot-Spot-Konzeptes, Abschnitt 

2.2.5. Allerdings sind der Anwendung dieses Konzeptes insofern Grenzen gesetzt, als es nur 

anwendbar ist, wenn die versagenskritische Stelle des Bauteils mit der Stelle der extrapolierten 

Strukturspannung zusammenfällt. Schweißnahtwurzelspalte und andere versteckte 

Konstruktionsdetails fallen in diese Kategorie, für die das Hot-Spot-Konzept nicht anwendbar ist, 

Bild 2.15. Für diese Fälle wurden in den letzten Jahren verschiedene lokale Konzepte entwickelt, 

z.B. das Konzept der Mikrostützwirkung nach [Neu68-1, Rad90, Son99-1, Wer01], Abschnitt 

2.3.2.1, und das Konzept des fiktiven Ersatzradius [See96, Oli89, Zha02], Abschnitt 2.3.5. 

Wie in Abschnitt 2.3.2.1 bereits dargestellt, erfordert das Konzept der Mikrostützwirkung die 

Kenntnis der lokalen Materialkonstante *, die jeweils für den Grundwerkstoff, die 

Wärmeeinflusszone und das Schweißgut unterschiedliche Werte annehmen kann [Wer01, 

Mor04]. In Abhängigkeit vom Ort des Rissausganges muss für die Berechnung der zutreffende 

Wert gewählt werden. Die Tatsache, dass diese Werte nur in wenigen Ausnahmefällen verfügbar 

sind, begrenzt die Anwendbarkeit dieses lokalen Berechnungskonzeptes. 

Eine universellere Anwendbarkeit verspricht das Konzept des fiktiven Ersatzradius, welches keine 

materialspezifischen Konstanten benötigt und sowohl für offene, als auch für verdeckte 

anrisskritische Konstruktionsdetails anwendbar ist, siehe Abschnitt 2.3.5. 

Für Konstruktionen aus Stahl mit Wandstärken t 5 mm ergibt der fiktive Ersatzradius r f = 1,0 

mm gute Berechnungsergebnisse und wird in verschiedenen Regelwerken empfohlen [FKM03, 

Hob03]. Auch für Wandstärken t 5 mm, insbesondere dünnwandige Bauteile sowohl aus Stahl 

als auch aus Aluminium, hat sich als fiktiver Ersatzradius r f =0,05 mm für die Anwendung des 

lokalen Spannungskonzeptes als erfolgreich erwiesen [Eib01, Eib03, Schl03]. 

Für die rechnerische Auslegung von Aluminiumschweißverbindungen mit Wandstärken von t 5 

mm und starken Spannungskonzentrationen gab es bisher noch keine Erkenntnisse, ob auch hier 

ein fiktiver Ersatzradius von r f = 1,0 mm, wie bereits in [Hob03] empfohlen, erfolgreich 

angewendet werden kann. 

Die zuvor dargestellten Untersuchungsergebnisse mit geschweißten Aluminiumverbindungen aus 

den Legierungen AlMg4,5Mn (AW-5083) und AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) erlauben hierauf eine 

Antwort [Wer99-2, Wer01, Mor03]. 

Das Berechnungskonzept beruht auf der Mikrostützwirkungstheorie 2 von Neuber, nach der 

folgender Ansatz verwendet wird: 

* 

s 

Gl. 6.1 

f 

r 

2 Bei der Mikrostützwirkungstheorie erfolgt die Bezeichnung der Radien mit bzw. * und f; im 

Gegensatz dazu erfolgt beim Konzept des fiktiven Ersatzradius die Bezeichnung mit r bzw. r f. 

104

wobei f der fiktive Kerbradius, r der reale Kerbradius, * die Ersatzstrukturlänge und s eine 

Konstante zur Berücksichtigung der Mehrachsigkeit ist. Für Baustahl wird * = 0,4 mm and s = 

2,5 in Übereinstimmung mit der Festigkeitshypothese der Gestaltänderungsenergie (nach von 

Mises) angesetzt [Rad98-2, Neu68-1], Tabelle 2.2. 

Im ungünstigsten Fall, bei dem der reale Kerbradius zu r = 0 wird, ergibt sich ein f = 1,0 mm. 

Die Modellierung verschiedener Schweißnahtgeometrien mit diesem Radius überführt die 

verschiedenen Schwingfestigkeitskennwerte des Nennspannungssystems bei einer 

. 6 

Schwingspielzahl von N = 2 10 in einen mehr oder weniger einheitlichen lokalen 

Spannungswert [Oli89, Oli94, See96]. Aus dieser Untersuchung wurde eine zulässige FAT-Klasse 

der lokalen Spannungsschwingbreite von loc = 225 MPa mit einer Überlebenswahrscheinlichkeit 

von Pü = 97,7% bei N = 2 . 10 6 Schwingspielen abgeleitet und für Schweißverbindungen aus 

Baustahl vorgeschlagen, Bild 2.19. 

Die untersuchten Werkstoffe und die Probengeometrien, die in dieser Untersuchung mit 

einbezogen wurden, sind bereits im Abschnitt 3.1 beschrieben. Makroschliffe, die die 

Bruchausgangsstellen der Schweißverbindungen zeigen, finden sich in Bild 5.1 in Abschnitt 5.1. 

Das Ziel der Anwendung des lokalen Spannungskonzeptes ist es, einen fiktiven Ersatzradius zu 

finden, der zu einer gemeinsamen Masterwöhlerlinie aller Schweißverbindungen und 

verschiedener Legierungen mit minimaler Streuung führt. Diese Wöhlerlinie könnte dann als Basis 

für die rechnerische Bauteilauslegung verwendet werden. 

Die Ableitung einer gemeinsamen Wöhlerlinien aller Schweißverbindungen im lokalen 

Spannungssystem (Vergleichsspannungen nach der Gestaltänderungsenergiehypothese (nach von 

Mises)) für verschiedene fiktive Ersatzradien zwischen r f = 0,05 mm und 1,2 mm, Bilder 5.7 bis 

5.12, und die Ermittelung eines optimalen Bereiches für den fiktiven Ersatzradius aus der 

Betrachtung der Streubandmaße T* = [ (P s = 10%) / (P s = 90%) ] = 1 : T, Bild 5.13, wurde 

bereits in Abschnitt 5.2 gezeigt. 

Der Verlauf der Kurven, Bild 5.13, für beide R-Verhältnisse von R = 0 und R = -1 erreicht ab 

einem fiktiven Radius von rf = 0,6 mm ein Minimum, welches bis rf = 1,0 mm auf nahezu 

konstantem Niveau verbleibt. Von daher könnte geschlossen werden, dass der zutreffende fiktive 

Radius r f 

= 0,6 mm beträgt. Jedoch empfehlen Regelwerke [Hob03, See96, FKM03] für 

Schweißverbindungen aus Stahl einen fiktiven Radius von r f = 1,0 mm. Dieser sollte auch vom 

Standpunkt der Einheitlichkeit in Regelwerken auch für Aluminiumschweißverbindungen mit 

Wandstärken t 5 mm bis 25 mm übernommen werden, zumal die Streuung der Ergebnisse 

gegenüber r f = 0,6 mm nicht größer wird. 

Für die rechnerische Auslegung von schwingbeanspruchten Schweißverbindungen aus Aluminium 

unter Verwendung des örtlichen Spannungskonzeptes, sollen die zulässigen Kennwerte aus den 

Ergebnissen dieser Untersuchung, Abschnitt 5.2, abgeleitet werden. Dazu sind folgende 

Bedingungen zu beachten: 

Die zulässigen Werte müssen für eine Überlebenswahrscheinlichkeit von P Ü = 97,7% 

abgeleitet werden; dies entspricht einer Vertrauenswahrscheinlichkeit von P c = 95 %. 

Die Auswirkungen von hohen Zugmittelspannungen auf die Schwingfestigkeit müssen 

betrachtet werden, indem auch höhere Spannungsverhältnisse als in der Untersuchung 

berücksichtigt, einbezogen werden, insbesondere für R = 0,5. 

105

Für eine unterstellte Streuung von T = 1 : 1,50 für alle Schweißverbindungen und eine Gaußsche 

Log-Normal-Verteilung erhält man die Werte für P ü = 97,7 durch eine Verringerung der 

experimentellen Werte mit P ü = 50% um den Sicherheitsfaktor j = 1,36, Bild 6.1. 

Bild 6.1: P-Netz mit Ableitung von j 

Der Reduktionsfaktor zur Berücksichtigung des Mittelspannungseinflusses zwischen R = 0 und R = 

0,5 wird aus dem Mittelwert der Kurven des Haigh-Diagramms, Bild 6.2, ermittelt. Der mittlere 

Verlauf der Mittelspannungsempfindlichkeiten M´, M und M´´ in den Bereichen der 

Spannungsverhältnisse –3 < R

Normierte Spannungsamplitude 

* = / (R=0) 

a a a 

AlMg5, Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 

AlMg5, Quersteife 

AlMg4.5, Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 

AlMg4.5, Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 

mit hoher Spannungskonzentration 

AlMg4,5, Stumpfstoß mit Wurzelspalt 

AlMg4,5Mn and AlMgSi1 T6, 

Stumpfstoß mit und ohne Wurzelspalt, 

Quersteife 

2,0 

1,5 

1,0 

0,5 

M´ = 0,15 

R =-3 

R = -1 

AlMgSi1 T6, Grundwerkstoff 

AlMgSi1 T6, MIG-Schweißung 

Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 

AlMgSi1 T6, WIG-Schweißung 

Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 


Quersteife 


Längssteife 

Empfohlene durchschnittliche Mittelspannungsempfindlichkeit 

für das IIW-Regelwerk 

M = 0,40 

0,0 

-1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 

107 

R = 0,50 

R = 0 

R = 0,2 

M´´ = 0,18 

R = 0,75 

normierte Mittelspannung m * = m / m (R=0) 

Bild 6.2: Haigh-Diagramm mit gemitteltem Verlauf von M, M´und M´´ 

Bild 6.3 zeigt die sich ergebenden Masterwöhlerlinien für die Spannungsverhältnisse R = -1, 0 und 

0,5. Dies erlaubt eine rechnerische Auslegung anhand der Kurve mit R = 0,5 bei hohen 

Eigenspannungen, anhand der Kurve mit R = 0 bei normalen Eigenspannungen und anhand der 

Kurve mit R = -1 bei vernachlässigbaren Eigenspannungen, wenn keine zusätzlichen 

Mittelspannungen vorhanden sind. Andernfalls müssen diese durch den dargestellten Einfluss des 

R-Wertes berücksichtigt werden.

Örtliche Vergleichsspannungsschwingbreite loc, v.Mises 

400 

MPa 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

10 

R = -1 

0 

0,5 

Legierungen: AlMg4,5Mn (AW-5083) 

AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) 

P Ü = 97,7 % 

k = 5,5 

104 105 106 107 108 Bruchschwingspielzahl NB Bild 6.3: Masterwöhlerlinie für den fiktiven Ersatzradius r f = 1,0 mm 

108 

127 

91 

70 

k* = 22 

In der folgenden Tabelle 6.1 sind die zulässigen lokalen Spannungsschwingbreiten für eine 

Schwingspielzahl von N = 2 . 10 6 und einer Überlebenswahrscheinlichkeit von P ü = 97,7 % 

zusammengefasst: 

R loc, al [MPa] (N = 2*10 6 ) 

-1 127 

0 91 

0,5 70 

Tabelle 6.1: Zulässige lokale Spannungsschwingbreiten für unterschiedliche R-Werte 

Diese Kurven sind jedoch noch nicht im Einklang mit dem IIW-Regelwerk im Hinblick auf die 

Neigungen und Abknickpunkte. Da die IIW-Empfehlungen immer eine Worst-Case-Betrachtung 

mit hohen Zugeigenspannungen darstellen, können die dargestellten Ergebnisse in folgender 

Weise übertragen werden: 

Die lokal zulässige Spannungsschwingweite loc,al = 70 MPa für R = 0,5 bei einer 

Schwingspielzahl von N = 2 . 10 6 mit einer Überlebenswahrscheinlichkeit von P ü = 97,7 % 

kann als FAT-Klasse für die IIW-Empfehlung angenommen werden. 

Die Wöhlerlinie kann durch diesen Punkt mit einer Neigung von k = 3,0 im 

Zeitfestigkeitsbereich bis N = 10 7 gelegt werden [Son04-1]. 

Nach N = 1 . 10 7 Schwingspielen wird die Wöhlerlinie mit k* = 22,0 (10% Festigkeitsabfall pro 

Dekade) für Beanspruchungsfälle mit konstanten Amplituden fortgesetzt [Son05].

Für eine Schadensakkumulationsrechnung sollte die Neigung k´= 5,0 der Wöhlerlinie und eine 

tatsächliche Schadenssumme von D = 0,5 verwendet werden, Bild 6.4, [Son04-1]. 

normierte Spannungsschwingbreite * 

6 

5 

4 

3 

2 

1 

0.8 

0.6 

k = 3 

104 105 106 107 108 109 0.4 

k´ = 5 

(für variablen Amplituden) 

0.2 

Bild 6.4: Normierte Wöhlerlinie für IIW-Empfehlung 

109 

FAT-Klasse 


k* = 22 (für konstante Amplituden) 

Die Schwingfestigkeitsversuche aus der hier vorgestellten Untersuchung, die dieser Empfehlung 

zugrunde liegen, können in Wöhlerstreubänder zusammengefasst werden, die Neigungen von k 

= 5,5 aufweisen. Bei diesen Ergebnissen handelt es sich vorwiegend um Schweißverbindungen 

mit Dicken um t = 5 mm und Verbindungen mit geringer Steifigkeit. Bei diesen Dicken ist der 

Unterschied zwischen Anriss- und Bruchlebensdauer gering und die Neigungen von Anriss- und 

Bruchwöhlerlinie unterscheiden sich kaum (Anrisskriterium: erster technischer Anriss mit a = 0,5 

mm). Bei dicken Schweißverbindungen ergibt sich jedoch durch den langen Rissfortschritt ein 

großer Unterschied zwischen der Anriss- und Bruchschwingspielzahl, der dann deutlich 

unterschiedlichen Neigungen von Anriss- und Bruchwöhlerlinie aufweißt, Bild 6.7 [Son01].

örtliche Vergleichsspannungsamplitude 

a,lok,v.Mises 2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

P ü = 50% 

k = 3 


Dicke: t = 8 mm 

Lastverhältnis: R = -1 

HV8-Naht 

HY6,5-Naht 

HY5-Naht 

Kehlnaht 

10 

10 

4 6 8104 2 4 6 8105 2 4 6 8106 2 

Schwingspielzahl NB 4 6 8107 2 4 

Quelle: Grzesiuk, Zenner 

Bild 6.5: Wöhlerdiagramm H-Proben für r f = 1,0 mm und R = -1 

110 

R = -1 

2000 

MPa 

1000 

800 

600 

400 

Einen wichtigen Einfluss auf die Neigung hat auch die Steifigkeit der betrachteten Verbindungen. 

Am Beispiel der gemeinsamen Auswertung von dünnwandige (t = 8 mm) H-Proben, , Bild 5.15 

und Bild 6.5, die im Gegensatz zu den Stumpfstoßverbindungen steife 

Aluminiumschweißverbindungen darstellen, zeigt sich die steile Neigung von k = 3 bei der 

gemeinsamen örtlichen Wöhlerlinie [Grz03]. Auch Versuche an geschweißten Großträgern 

verschiedener Aluminiumlegierungen mit Blechdicken von t = 15 mm und Steghöhen von 300 

mm, Bild 6.6, weisen bei den Wöhlerlinien steile Neigungen zwischen k = 2,8 und k = 3,7 auf. Bei 

manchen Kerbdetails ergaben sich sogar Neigungen bis zu k = 1,6 [Ond92, Neu93]. 

Weil in den IIW-Empfehlungen vorwiegend von dickwandigen und gleichzeitig steifen 

Schweißkonstruktionen ausgegangen wird, die in der Regel steile Neigungen aufweisen, wird im 

Regelwerk bei Axial- oder Biegebelastung generell eine Neigung von k = 3 für die 

Bruchwöhlerlinie angenommen (Für Schubbelastung wird k = 5 vorgeschlagen). Vor diesem 

Hintergrund können die hier experimentell ermittelten Neigungen als Anrisswöhlerlinien 

betrachtet werden und die Neigung k = 3 des IIW-Regelwerkes als Bruchwöhlerlinie für 

dickwandige und steife Bauteile übernommen werden. 

Für dünnwandige, nicht steife Strukturen kann jedoch die im IIW-Regelwerk vorgesehene 

Neigung von k = 3 im Bereich N < 2*10 6 zu nichtkonservativen Ergebnissen führen, wenn die 

tatsächliche Wöhlerlinienneigung der Verbindungen flacher verlaufen. Es ist noch nicht geklärt, 

ob weitere Beschränkungen der Anwendbarkeit des IIW-Regelwerkes im Hinblick auf den 

genannten Zusammenhang nötig sind. 

f 

200 

100 

80 

60 

40 

20 

örtliche Vergleichsspannungsschwingbreite 

a,lok,v.Mises

Quelle: Neumann/ Hobbacher 

Bild 6.6: Ergebnisse für Schwingfestigkeitsversuche an geschweißten Gurtplatten aus Aluminium 

DIA 6738d 

Bild 6.7: Unterschiede zwischen k Anriß und k bruch bei dicken Schweißverbindungen 

In den Fällen, in denen eine gute Fertigungsqualität oder geringe Zugeigenspannungen erwartet 

werden können, kann ein besseres Schwingfestigkeitsverhalten, wie z.B. in Bild 6.3, unterstellt 

werden. 

Die hier dargestellten Vorschläge, die während der Entstehung dieser Arbeit in den 

entsprechenden Gremien zur Diskussion gestellt wurden, sind bereits in das IIW-Regelwerk 

übernommen worden [Hob05]. 

111

7 Schlussfolgerungen und Ausblick 

Ausgangspunkt für die Untersuchung war die Frage, ob das Konzept der Mikrostützwirkung nach 

Radaj, als Beispiel für ein örtliches Spannungskonzept, zur Lebensdauerabschätzung von 

Aluminiumschweißverbindungen verschiedener Legierungstypen unter konstanten Amplituden 

allgemein anwendbar ist. Für AlMg4,5Mn als Beispiel für eine naturharte Legierung und AlMgSi1 

T6 als Beispiel für eine warmausgehärtete Legierung konnte die Anwendbarkeit bei 

unterschiedlich scharf gekerbten Schweißverbindungen und unterschiedlichen Legierungstypen 

gezeigt werden. Durch die Einbeziehung der Neigung der Wöhlerlinie des Grundwerkstoffes ist es 

möglich, das Konzept der Mikrostützwirkung, welches ursprünglich nur für den 

Schwingspielzahlenbereich nach dem Abknickpunkt (sog. „Dauerfestigkeitsbereich“) vorgesehen 

war, auf den Zeitfestigkeitsbereich auszudehnen. Grundsätzlich zeichnet sich das 

Mikrostützwirkungskonzept dadurch aus, das es einen Zusammenhang zwischen werkstoff- und 

gefügespezifischen Kennwerten, der örtlichen Geometrie und der Schwingfestigkeit von 

Schweißverbindungen herstellt. 

Der Anwender muss deshalb immer über diese Kennwerte verfügen oder sie durch Versuche 

ableiten und er muss für den versagenskritischen Bereich der auszulegenden Schweißverbindung 

das dort vorliegende Gefüge – grobkörniges Schweißgut, Wärmeeinflusszone oder 

Grundwerkstoff - kennen. Für die Praxis ist dies ein großer Nachteil, weil die Anwendung des 

Mikrostützwirkungskonzeptes von dieser Seite einen hohen Aufwand erfordert. 

Die Betrachtung der sich nach dem Mikrostützwirkungskonzept ergebenden Ersatzstrukturlängen 

* bzw. der fiktiven Ersatzradien f für verschiedene Legierungen und Werkstoffzustände hat 

gezeigt, daß diese alle im Bereich zwischen f = 0,55 und 1,35 liegen. Es lag deshalb nahe, einen 

fiktiven Ersatzradius bestimmen zu können, der für das örtliche Spannungskonzept zugrunde 

gelegt werden kann, aber nicht den Nachteil hat, daß die jeweiligen *-Werte bekannt sein 

müssen. Aus diesem Grund wurde nach einem werkstoffunabhängigen Ausweg mittels des 

Konzeptes des fiktiven Ersatzradius gesucht. 

Es wurden die Ergebnisse von Schwingfestigkeitsversuchen an insgesamt 17 verschiedenen 

Aluminiumschweißverbindungen, welche Formzahlen zwischen 1,3 und 18,5 aufweisen, in diese 

Untersuchung mit einbezogen. Die Werkstoffdicken lagen dabei zwischen 5 und 25 mm. Bei den 

betrachteten Aluminiumlegierungen handelt es sich sowohl um die oben genannte naturharte, als 

auch um warmausgehärtete. Für diese breite Vielfalt wurde gezeigt, dass das örtliche 

Spannungskonzept mit einem fiktivem Ersatzradius von r f = 1,0 mm die Lebensdauer unter 

konstanten Amplituden zutreffend abschätzen kann. Die breite Basis an Versuchsergebnissen 

ermöglicht es, dieses Konzept, welches bisher nur für Stahlschweißverbindungen in technischen 

Regelwerken (z.B. IIW und FKM) eingeführt war, auch auf den Bereich der 

Aluminiumschweißverbindungen mit Werkstoffdicken t 5 mm auszuweiten. Vorteilhaft ist dabei 

insbesondere die Anwendbarkeit eines einheitlichen fiktiven Ersatzradius von r f = 1,0 mm, sowohl 

für Stahl- als auch für Aluminiumschweißverbindungen. Der unterschiedliche Werkstoffeinfluss 

wird durch die Zugrundelegung unterschiedlicher Master-Wöhlerlinien für Stahl (FAT 225) und 

Aluminium (FAT 70) berücksichtigt. 

In vielen Branchen des Maschinenbaues, die im Gegensatz zum Automobilbau keine 

umfangreiche Bauteilerprobung durchführen, wird bei der Auslegung auf Regelwerke 

zurückgegriffen. Dort hatte bisher das Nennspannungskonzept und verstärkt auch das 

Strukturspannungskonzept eine breite Akzeptanz gefunden. Für diese Branchen ist die Einführung 

112

einer neuen Auslegungsmethode in Regelwerken von großer Bedeutung. Mit dem hier 

gemachten Vorschlag für eine IIW-Empfehlung wird der Forderung aus der industriellen Praxis 

entsprochen, die eine neue Methode nur aufnimmt, wenn eine regelwerksfähige Formulierung 

vorliegt. Bei der Formulierung des Vorschlages für eine IIW-Empfehlung wurde besonders auf die 

Bedeutung der Mittelspannungsunabhängigkeit der Masterwöhlerlinie im allgemeinen Fall von 

Aluminiumschweißverbindungen eingegangen. Für den Fall, dass weitergehende Informationen 

über den Eigenspannungszustand oder lastinduzierte Mittelspannungen vorliegen, wurden auch 

dafür Kennwerte in Form eines normierten Haigh-Diagrammes angegeben. 

Die Anwendung des örtlichen Spannungskonzeptes mit einem fiktiven Ersatzradius von r f = 1,0 

mm kann in der Praxis besonders dann rasche Verbreitung finden, wenn neben der Verankerung 

in Regelwerken die Finite-Element-Software die Möglichkeit einer vereinfachten Modellierung 

bietet. Mit der Entwicklung von Spezialelementen, die die Abbildung der Schweißnahtgeometrie 

mit dem genannten fiktiven Ersatzradius vereinfachen, kann erwartet werden, das sich die 

gesamte Auslegungskette in einem Softwaresystem implementieren lässt. 

113

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Recommendations Concerning Stress Determination for Fatigue Analysis of Welded 

Components 

Abbington Publ., Cambrigde, 1995 

[Nie04] Niemi, E.; Fricke, W.; Maddox, S. J.: 

Structural Stress Approach to Fatigue Analysis of Welded Components - Designer’s 

Guide 

IIW-Doc. XIII-1819-00/XV-1090-01 (Final Draft), International Institute of Welding, 

2004 

[New84] Newman, J. C.: 

A Crack Opening Stress equation for Fatigue Crack Growth 

Inter. J. Fract. Vol. 24 (1984), S.131-135 

121

[Oli89] Olivier, R.; Köttgen, V.B.; Seeger, T.: 

Schwingfestigkeitsnachweis für Schweißverbindungen auf der Grundlage örtlicher 

Beanspruchungen - Schweißverbindungen I 

Final Report, Forschungskuratorium Maschinenbau (FKM), Frankfurt, 

Forschungsheft 143 (1989) 

[Oli94] Olivier, R.; Köttgen, V.B.; Seeger, T.: 

Untersuchung zur Einbindung eines neuartigen Zeit- und 

Dauerfestigkeitsnachweises von Schweißverbindungen in Regelwerken - 

Schweißverbindungen II 

Forschungskuratorium Maschinenbau (FKM), Frankfurt Forschungsheft 180 (1994) 

[Ond92] Ondra, J.; Kosteas, D.: 

Fatigue Behaviour of Welded Aluminium Beams 

5th INALCO 92, Aluminium-Zentrale e.V., Düsseldorf (1992) 

[Par61] Paris, P. C.; Gomez, M. P.; Anderson, W. E.: 

A Rational Analytical Theory of Fatigue 

Trend in Engineering 13 (1961) 

[Pet59] Peterson, R. E.: 

Notch Sensitivity 

Metal Fatigue, Chap. 13, Ed. Sines and Waisman, Mc Graw-Hill, New York (1959) 

[Pet74] Peterson, R.E.: 

Stress Concentration Factors 

John Wiley & Sons, New York (1974) 

[Rad84] Radaj, D.: 

Kerbwirkung von Schweißstößen hinsichtlich Ermüdung 


[Rad85-1] Radaj, D.: 

Gestaltung und Berechnung von Schweißkonstruktionen – Ermüdungsfestigkeit 

DVS-Verlag, Düsseldorf (1985) 


Kerbspannungsnachweis für die dauerschwingfeste Schweißverbindung 

Konstruktion 37 (1985) H.2, S. 53-59 

[Rad88-1] Radaj,D.: 

Berechnung der Dauerfestigkeit von Schweißverbindungen ausgehend von 

Kerbspannungen 

VDI-Berichte Nr. 661 (1988) 


Wärmewirkungen des Schweißens – Temperaturfeld, Eigenspannungen, Verzug 

Springer-Verlag, Berlin (1988) 

122

[Rad90] Radaj,D.: 

Design and Analysis of Fatigue Resistant Welded Structures 

Abbington Publishing, Cambridge 1990 


Lokale Konzepte des Betriebsfestigkeitsnachweises für Schweißkonstruktionen – 

Grundlagen und Anwendungen 

20. Vortragsveranstaltung des DVM-Arbeitskreises Betriebsfestigkeit am 12.-13- 

10.1995 in Stuttgart, DVM-Berichtsband (1994) 

[Rad95] Radaj,D.: 

Ermüdungsfestigkeit – Grundlagen für Leichtbau, Maschinen- und Stahlbau 


[Rad95-2] Radaj,D.: 

Lokale Konzepte des Betriebsfestigkeitsnachweises für Schweißkonstruktionen 

Konstruktion 47 (1995), S.168-176 


Review of Fatigue Strength Assessment of Nonwelded and Welded Structures 

Based on Local Approaches 

Int. J. Fatigue Vol. 18, No. 3, S. 153 - 170 (1996) 

[Rad98-1] Radaj, D.; Sonsino, C.M.; Flade, D.: 

Prediction of Service Fatigue Strength of Welded Tubular Joint on the Basis of the 

Notch Strain Approach 

International Journal of Fatigue, Vol. 20, No. 6, S. 471-480 (1998) 

[Rad98-2] Radaj, D.; Sonsino, C.M.: 

Fatigue Assessment of Welded Joints by Local Approaches 

Woodhead Publishing, Cambridge (1998) 

[Rad00] Radaj, D.; Sonsino, C.M.: 

Ermüdungsfestigkeit von Schweißverbindungen nach lokalen Konzepten. 

Fachbuchreihe Bd. 142, DVS-Verlag, Düsseldorf (2000) 


Notch Stress Intensity Approach – Fundamentals and Application to Welded Joints 

Rep. 1/2005, Univ. Padua, Ingenieursfakultät, S.1-36 

[Ram43] Ramberg, W.; Osgood, W.R.: 

Description of Stress-Strain Curves by three Parameters 

Technical Report No. 902, NaCa (1943) 

[Rup92] Rupp, A.: 

Beanspruchung und Beanspruchbarkeit von Punktschweissver- bindungen unter 

Schwingbelastung - ein Auslegungsverfahren 

Forschungsbericht Nr. FB-198 (1992), Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit LBF, 

Darmstadt 

123

[Sav94] Savaidis, G.; Seeger, T.: 

An Experimental Study on Opening an Closure Behaviour of Fatigue Surface, 

Corner and Through Cracks at Notches 

Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct. Vol 17 (1994), No. 11, S. 1343-1356 

[Sch81] Schijve, J.: 

Some Formulas for Crack Opening Stress Level 

Engng. Fract. Mech. Vol 14 (1981), S. 461-465 

[Schl03] Schlemmer, J.; Bacher-Höchst, M.; Sonsino, C. M.: 

Schwingfeste Auslegung von dünnwandigen Laserstrahlschweißverbindungen für 

Einspritzsysteme 

DVM-Report 802 (2003), pp. 25 – 36 

[Schü65] Schütz, W.: 

Über eine Beziehung zwischen der Lebensdauer bei konstanter und veränderlicher 

Beanspruchungsamplitude und ihre Anwendbarkeit auf die Bemessung von 

Flugzeugbauteilen 

Diss., TH München (1965) 

[Schü68] Schütz, W.: 

Zeit- und Betriebsfestigkeit gekerbter und ungekerbter Flachstäbe aus 3.1354.5 

Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit (LBF), Darmstadt, TM42/68 

[Schü73] Schütz, W.; Zenner, H.: 

Schadensakkumulationshypothese zur Lebensdauervorhersage bei schwingender 

Beanspruchung – Ein kritischer Überblick 

Zeitschrift für Werkstoffkunde 4 (1973) 1, S. 25 - 32 

[See77] Seeger, T.; Beste, A.; Nowack, H.; Hanschmann, D.; Trautmann, K.-H.: 

Kerben und Bruch 

VDI Fortschritt-Bericht Reihe 18, Heft 2 (1977) 

[See84] Seeger, T.; Heuler, P.: 

Ermittlung und Bewertung örtlicher Beanspruchungen zur Lebensdauerabschätzung 

schwingbelasteter Bauteile 

Ermüdungsverhalten metallischer Werkstoffe, Vortragstexte eines Symposiums der 

Deutschen Gesellschaft für Metallkunde (1984), S. 213-235 

[See96] Seeger, T.: 

Grundlagen für Betriebsfestigkeitsnachweise 

In: Stahlbauhandbuch. Für Studium und Praxis. Band1 Teil B, Abschnitt 12. 

Stahlbauverlagsgesellschaft, Köln (1996) 

[See05] Seeger, T.; Greuling, S.;Brüning, J.; Leis, P.; Sonsino, C.M.; Radaj, D.: 

Bewertung lokaler Berechnungskonzepte zur Ermüdungsfestigkeit von 

Punktschweißverbindungen 

Forschungsvereinigung Automobiltechnik e. V., FAT Schriftenreihe Nr. 196 (2005) 

124

[Sie55] Siebel, E.; Stieler M.: 

Ungleichförmige Spannungsverteilung bei schwingender Beanspruchung 

VDI-Z 97 (1955) Nr. 5, S. 121-126 

[Soc77] Socie, D.F.: 

Fatigue-Life Prediction Using Local Stress-Strain Concepts 

Experimental Mechanics 17 (1977) 2, S. 50-56 

[Smi70] Smith, K.N.; Watson, P.; Topper, T.H.: 

A Stress-Strain Function for Fatigue of Metals 

Journal of Materials 5 (1970) 4, S. 767-778 

[Son84] Sonsino, C.M.: 

Methods to Determine Relevant Material Properties for the Fatigue Design of 

Powder Metallurgy Parts 

Powder Metallurgy International 16 (1984) No. 1, S.34-38, No. 2 S.73-77 

[Son85] Sonsino, C.M.; Grubisic, V.: 

Mechanik von Schwingbrüchen an gegossenen und gesinterten 

Konstruktionswerkstoffen unter mehrachsiger Beanspruchung 

Konstruktion 37 (1985) Nr. 7, S.261-269 

[Son89] Sonsino, C. M.: 

Limitations in the Use of RMS-Values and Equivalent Stresses in Variable Amplitude 

Loading. 

International Journal of Fatigue 11 (1989) Nr. 3, S. 142 – 152 

[Son93] Sonsino, C.M.: 

Zur Bewertung des Schwingfestigkeitsverhaltens von Bauteilen mit Hilfe örtlicher 

Beanspruchungen 


[Son95] Sonsino, C. M.; Grubisic, V.: 

Hochwertige Gußbauteile - Forderungen zur Betriebsfestigkeit 

In: VDI-Berichte 1173 (1995), S. 159-189; Konstruieren und Gießen 20 (1995) Nr. 

3, S. 27-42 

[Son97-1] Sonsino, C.M.; Kaufmann, H.; Foth, J.; Jauch, F.: 

Fatigue Strength of Driving Shafts of Automatic Transmission Gearboxes Under 

Operational Torques 

SAE Paper 970706 (1997) 

[Son97-2] Sonsino, C.M.; Kaufmann, H.; Grubisic, V.: 

Transferability of Material Data for the Example of Randomly Forged Truck Stub 

Axle 

SAE Paper 970708 (1997) 

[Son99-1] Sonsino, C. M.; Radaj, D.; Brandt, U.; Lehrke, H.P.: 

Fatigue Assessment of Welded Joints in AlMg4.5Mn Aluminium Alloy (AA 5083) by 

Local Approaches 

International Journal of Fatigue 21 (1999) Nr. 9, S. 985 – 999 

125

[Son99-2] Sonsino, C. M.; Brandt, U.: 

Einfluss der Schweißnahtgeometrie auf die Schwingfestigkeit von 

Aluminiumschweißverbindungen am Beispiel der Knetlegierung AlMg4.5Mn 

(AA5083) 

Technische Mitteilung TM Nr. 114 (1999), Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit 

LBF, Darmstadt 

[Son01] Sonsino, C. M.; Blauel, J. G.; Baur, M.; Ostermann, F.: 

Festigkeitsverhalten von Aluminiumschweißverbindungen aus 

AlMg4,5Mn (AA 5083) 

DVS-Bericht 216 (2001), S. 25 –32 

[Son02] Sonsino, C.M; Morgenstern, C.; Herbert, A; Küppers, M.; Wohlfahrt, H.; 

Krull, P.; Nitschke-Pagel, T.; Dilthey, U.; Kessel, M.; Krüger, U.; Gebur, J.; 

Lehmann, K.: 

Grundlagen für den Leichtbau energiesparender Nutzfahrzeuge auf Basis neuartiger 

Schweiß- und Auslegungsverfahren für Aluminiumkonstruktionen 

BMBF (MATECH)-Projekt, Förderkennzeichen 03N30479 

Fraunhofer-Institut für Betriebsfestigkeit (LBF), Darmstadt 

LBF-Bericht Nr. 8723 (2002), unveröffentlicht 

[Son04] Sonsino, C. M.; Berg-Pollack, A.; Grubisic, V.: 

Stand der Technik zum Betriebsfestigkeitsnachweis von 

Aluminiumsicherheitsbauteilen 

DVM-Bericht Nr.131, Berlin (2004), S. 221 - 234 

[Son04-1] Sonsino, C. M.; Maddox, S.J.;Hobbacher, A.: 

Fatigue Life Assessment of Welded Joints under Variable Amplitude Loading - State 

of the Present Knowledge and Recommendations for Fatigue Design Regulations 

Proceedings of the IIW International Conference on Technical Trends and Future 

Prospectives of Welding Technology for Transportation, Land, Sea, Air and Space, 

Osaka, Japan, 2004 

[Son05] Sonsino, C. M.; Maddox, S.J.;Haagensen, P.: 

A short Study on the form of The SN-curves for weld details in the high-cyclefatigue 

regime 

IIW-Doc. No. XIII – 2045-05 – 2005, Prag, Czech Republic (2005) 

[Son05-1] Sonsino, C.M.: 

“Dauerfestigkeit“ – Eine Fiktion 

Konstruktion 4 (2005), S. 87-92 

[Son05-2] Sonsino, C.M.; Radaj, D.; Fricke, W.: 

Lokale Konzepte zur betriebsfesten Auslegung von Naht- und 

Punktschweißverbindungen 

DVM-Bericht Nr.132, Berlin (2005) 

[Son05-3] Sonsino, C.M.; Kaßner, M.: 

Übersicht über Konzepte zur schwingfesten Bemessung von Schweißverbindungen 

DVS-Berichte Bd. 236, Düsseldorf (2005) 

126

[Stö05] Stötzel, J.: 

Ermittlung von Materialermüdungsfestigkeitskurven im Kurz-, Zeit- und 

Dauerfestigkeitsbereich von einseitigen Schweißverbindungen zweier 

Aluminiumlegierungen 

Dissertation am Lehrstuhl für Stahlbau der Rheinisch Westfälische Technischen 

Hochschule Aachen, 2005 

[Tad85] Tada, H: 

The Stress Analysis of Cracks Handbook Hellertown, Pennsylvanina, Del Research 

Corporation Edition (1985) 

[Vor89] Vormwald, M.: 

Anrisslebensdauervorhersage auf der Basis der Schwingbruchmechanik für kurze 

Risse 

Dissertation am Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik, Technische 

Universität Darmstadt (1989) 

[Vor91] Vormwald, M.; Seeger, T.: 

The Consequences of Short Crack Closure on Fatigue Crack Growth under Variable 

Amplitude Loading 

Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct. Vol 14 (1991), Nr. 2/3, S. 205-225 

[Wal03] Wallmichrath, M.; Eibl, M.: 

Ingenieurmäßige Berechnungsverfahren zur Lebensdauerabschätzung von 

geschweißten Dünnblechverbindungen 

Forschungsvereinigung Automobiltechnik e. V., FAT Schriftenreihe Nr. 179 (2003) 

[Wel76] Wellinger, K.; Dietmann, H.: 

Festigkeitsberechnung, 3. Aufl. 

Alfred Körner Verlag, Stuttgart (1976) 

[Wer99-1] Werner, S.; Radaj, D.; Sonsino, C.M.: 

Schwingfestigkeit von Schweißverbindungen aus der Aluminiumlegierung 

AlMg4,5Mn (AA5083) nach dem Konzept der Mikrostützwirkung 

Materialwissenschaft und Werkstofftechnik 30 (1999) Nr. 3, S.125-135 

[Wer99-2] Werner, S.: 

Zur betriebsfestenAuslegung von Bauteilen aus AlMgSi1 (AA 6082) unter 

Berücksichtigung von hohen Mitteldehnungen und Spannungskonzentrationen 



[Wer01] Werner, U.: 

Anwendung lokaler bruchmechanischer Konzepte für eine 

Lebensdauerabschätzung von Aluminiumschweißverbindungen 



127

[Xia04] Xiao, Z.-G.; Yamada, K.: 

A Method of Determining Geometric Stress for Fatigue Strength Evaluation of Steel 

Welded Joints 

Int. J. Fatigue, 26 (2004), S. 1277 – 1293 

[Yun85] Yung, J.-Y.; Lawrence, F. V.: 

Analytical and Graphical Aids for the Fatigue Design of Weldments 

Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct. Vol. 8, No. 3, S. 223-241 (1985) 

[Zen92] Zenner, H.;Liu, J.: 

Vorschlag zur Verbesserung der Lebensdauerabschätzung nach dem 

Nennspannungskonzept 

Konstruktion 44 (1992), S. 9-17 

[Zha02] Zhang, G.; Eibl, M.; Singh, S.; Hahn, O.; Kurzok, J.P.: 

Methods of Predicting the Fatigue Lives of Laser Beam Welded Lap Welds under 

Shear Stresses 

Welding and Cutting 53 (2002) Nr. 2, S. 96 – 103 

128

9 Abkürzungen und Formelzeichen 

Formelzeichen 

a Anrisslänge 

A Bruchdehnung 

b Probenbreite, Schweißnahtbreite 

c Zyklischer Dehnungsexponent 

C Bruchmechnische Konstante 

E Elastizitätsmodul 

f Versuchsfrequenz 

F Korrekturfaktor der Rissgeometrie 

Fa Lastamplitude 

GW Grundwerkstoff 

h Schweißnahtüberhöhung 

k Neigung der Wöhlerlinie; Neigungsexponent der Basquin-Gleichung 

K, K´ Zügiger, zyklischer Spannungskoeffizient 

Käq äquivalenter Spannungsintensitätsfaktor 

Kf Kerbwirkungszahl 

Kt Kerbformzahl 

m bruchmechanische Konstante; Exponent der Formzahlgleichung 

M Mittelspannungsempfindlichkeit 

n, n´ Zügiger, zyklischer Verfestigungsexponent 

N Schwingspielzahl 

NA Anrissschwingspielzahl 

NB Bruchschwingspielzahl 

NK Schwingspielzahl am Abknickpunkt der Wöhlerlinie 

P Schädigungsparameter 

PÜ Überlebenswahrscheinlichkeit 

PSWT Schadensparameter nach Smith, Watson und Topper 

rf fiktiver Ersatzradius (Konzept des fiktiven Ersatzradius nach Seeger) 

rr Realer Kerbkrümmungsradius (Konzept des fiktiven Ersatzradius nach Seeger) 

R Last-, Dehungs- bzw. Spannungsverhältnis 

Zugfestigkeit 

R m 

129

R p0,2 

0,2% Dehngrenze 

SG Schweißgut 

s Spaltweite des Wurzelspaltes, Faktor der Mikrostützwirkung 

t Blechdicke, Probendicke 

T , TN Streuspannen in Spannungs- bzw. Schwingspielzahlrichtung 

T* , T* N Bezogenes Streumaß in Spannungs- bzw. Schwingspielzahlrichtung 

w Probendicke einschließlich Schweißnahtüberhöhung 

WEZ Wärmeeinflusszone 

griechische Buchstaben 

Gesamtschwingbreite 

Dehnung 

Spannung 

Hot-Spot-Spannung 

hs 

k 

S 

V 

f 

0 

f 

Kerbspannung, Spannung am Abknickpunkt 

Strukturspannung 

Vergleichsspannung 

Zyklischer Dehnungskoeffizient 

Geometriefaktor für einen halbelliptischen Oberflächenriss 

Zyklischer Spannungskoeffizient 

Kerbkrümmungsradius (Mikrostützwirkungskonzept nach Neuber/ Radaj) 

fiktiver Kerbradius (Mikrostützwirkungskonzept nach Neuber/ Radaj) 

f 

r 

realer Kerbkrümmungsradius (Mikrostützwirkungskonzept nach Neuber/ Radaj) 

* Ersatzstrukturlänge (Mikrostützwirkungskonzept nach Neuber/ Radaj) 

Nahtanstiegswinkel 

130

Indizes 

a Amplitude 

k Kennwert für Pü = 50% am Knickpunkt der Wöhlerlinie 

0 Anfangs- 

A Anriss, axial 

B Bruch, Biegung 

exp experimentell 

ö,v.Mises Örtliche Spannung nach der Gestaltänderungsenergiehypothese nach v. Mises 

f fiktiv 

r real 

ges Gesamt 

max maximal 

tech technisch 

131

Anhang A 

Schweißprotokolle 

Tabelle A1 – A7 

132

Schweißprotokoll – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMgSi1 T6 

Schweißdaten, Schweißanweisung MIG / MAG 

Versuchskennzeichnung Kotowski Datum 22. 05. 2001 

Schweißer Gillner Verfahren MIG 

Schweißanlage VarioMig 400 Dalex Vorrichtung Längsfahrwerk m. Spanner 

Grundwerkstoff AlMgSi 1 Blechdicke s mm 5 

Zusatzwerkstoff AlSi 5 Abmessung mm 1,2 

Gaszusammensetzung 100 % Argon 4.8 Fügeteilabmessungen mm L = 500 B = 410 

Nahtgeometrie 

Nahtform Doppel V-Naht Öffnungswinkel 75° 

Spaltbreite b ----- Schweiß - Position Wannenlage PA, beidseitig 

Steghöhe c 1.5 mm Anzahl der Lagen 2 

Nahtvorbereitung 

Mechanisch Chemisch Schematische Darstellung 

Hobeln Beizen sauer 

Fräsen x Beizen basisch 

Schleifen Entfetten x 

Feilen 

Bürsten x 

Sonstige 

Vorwärmen 

BEMERKUNGEN WURZELSCHUTZ 

Die beiden Lagen müssen so tief eingebracht werden, daß sie ineinander Greifen 

und die Decklagen nicht höher als 2 mm sind. 

Badstütze 

Badstützenform 

Badstützenwerkstoff 

Formiergas 

Sonstige 

Programmadressierung Schweißnahtprüfung 

Dual Puls an, Dual Frequenz = 5 Hz Dual PS 2 = 67,4 % 

Röntgen 

Schallen 

Bruch 

Farbeindringverfahren 

Sonstige 

Schweißprozess - Parameter Puls o. Normal Puls 

Lage 1 Lage 2 Lage 3 Lage 4 Lage 5 Lage 6 

Programmnummer oder Potistellung Nr. / % 53 % 53 % 

Potistellung Lichtbogenkorrektur V D + 34 + 34 

Schweißgeschwindigkeit m/min 0,67 0,67 

Drahtvorschubgeschwindigkeit m/min 6,11 6,11 

Drosselstellung Potiwert o. Stufe 

Pulsspannung V 36,5 36,5 

Pulsstromstärke A 

Pulszeit ms 2,0 2,0 

Pulsfrequenz Hz 272 272 

Grundstrom A 88 88 

Grundzeit ms 

Flankenzeit Anstieg u. Abstieg ms 1,5-1,5 1,5-1,5 

Kennlinien-Neigung V/100 A 3,5 3,5 

Schweißspannung ist Wert V 21 21 

Schweißstrom ist Wert A 140 140 

Brennerstellung längs Schweißnaht st/sl Grad st 25 st 25 

Brennerstellung quer Schweißnaht Grad 90 90 

Brennerabstand gemessen Stromdüse mm 10-11 10-11 

Brennerführung Pendeln mm 

Schutzgas l/min 17 17 

Gasdüsendurchmesser innen 16 16 

TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle A1

Schweißprotokoll – Stumpfstoß mit Wurzelspalt AlMgSi1 T6 








Nahtgeometrie 

Nahtform I - Naht Öffnungswinkel ----- 


Steghöhe c ----- Anzahl der Lagen 2 






Feilen 

Bürsten 

Sonstige 

Vorwärmen 


Die beiden Lagen müssen so eingebracht werden, daß ein Wurzelspalt von 2,5 

mm entsteht und die Decklagen nicht höher als 2 mm sind. 

Badstütze 



Formiergas 

Sonstige 


Röntgen 

Schallen 

Bruch 


Sonstige 













Grundzeit ms 

Flankenzeit Anstieg u. Abstieg ms 1,5-1,5 1,5-1,5 


Schweißspannung ist Wert V 21,5 21,5 









Schweißprotokoll – Quersteife AlMgSi1 T6 








Nahtgeometrie 

Nahtform Kehlnaht Öffnungswinkel ------ 








Feilen 

Bürsten x 

Sonstige 

Vorwärmen 


Badstütze 



Formiergas 

Sonstige 


Röntgen 

Schallen 

Bruch 


Sonstige 













Grundzeit ms 

Flankenzeit Anstieg u. Abstieg ms 2,5 – 2,0 2,5 – 2,0 


Schweißspannung ist Wert V 24,7 24,7 









Schweißprotokoll – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMg4,5Mn 


Versuchskennzeichnung LBF Datum 2.-3. 12. 1993 

Schweißer Hoppe Verfahren MIG 

Schweißanlage MG-Pulsomat 450 Vorrichtung Längsfahrwerk m. Spanner 

Grundwerkstoff AlMg4,5Mn W28 Blechdicke s mm 5 

Zusatzwerkstoff SG-AlMg4,5Mn Abmessung mm 1,0 

Gaszusammensetzung 100 % Argon Fügeteilabmessungen mm L = 500 B = 410 

Nahtgeometrie 

Nahtform Doppel V-Naht Öffnungswinkel ----- 








Feilen 

Bürsten 

Sonstige 

Vorwärmen 


Die beiden Lagen müssen so tief eingebracht werden, daß sie ineinander Greifen 

und die Decklagen nicht höher als 2 mm sind. 

Badstütze 



Formiergas 

Sonstige 


Röntgen 

Schallen 

Bruch 


Sonstige 

Schweißprozess - Parameter Puls o. Normal Puls Puls 


Programmnummer oder Potistellung Nr. / % 4 3 

Potistellung Lichtbogenkorrektur V D 




Pulsspannung V 


Pulszeit ms 


Grundstrom A 

Grundzeit ms 

Flankenzeit Anstieg u. Abstieg ms 

Kennlinien-Neigung V/100 A 

Schweißspannung ist Wert V 


Brennerstellung längs Schweißnaht st/sl Grad 

Brennerstellung quer Schweißnaht Grad 

Brennerabstand gemessen Stromdüse mm 



Gasdüsendurchmesser innen 


Schweißprotokoll – Stumpfstoß mit Wurzelspalt AlMg4,5Mn 


Versuchskennzeichnung LBF Datum 2.-3.12.93 

Schweißer Hoppe Verfahren MIG 

Schweißanlage MG-Pulsomat 450 Vorrichtung Längsfahrwerk m. Spanner 

Grundwerkstoff AlMg4,5Mn Blechdicke s mm 5 

Zusatzwerkstoff SG-AlMg4,5Mn Abmessung mm 1,0 

Gaszusammensetzung 100 % Argon Fügeteilabmessungen mm L = 500 B = 410 

Nahtgeometrie 

Nahtform I - Naht Öffnungswinkel ----- 








Feilen 

Bürsten 

Sonstige 

Vorwärmen 


Die beiden Lagen müssen so eingebracht werden, daß ein Wurzelspalt von 2,5 

mm entsteht und die Decklagen nicht höher als 2 mm sind. 

Badstütze 



Formiergas 

Sonstige 


Röntgen 

Schallen 

Bruch 


Sonstige 



Programmnummer oder Potistellung Nr. / % 4 3 

Potistellung Lichtbogenkorrektur V D 




Pulsspannung V 


Pulszeit ms 


Grundstrom A 

Grundzeit ms 

Flankenzeit Anstieg u. Abstieg ms 

Kennlinien-Neigung V/100 A 

Schweißspannung ist Wert V 


Brennerstellung längs Schweißnaht st/sl Grad 

Brennerstellung quer Schweißnaht Grad 

Brennerabstand gemessen Stromdüse mm 



Gasdüsendurchmesser innen 


Schweißprotokoll – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMg4,5Mn0,7 

Schweißprotokoll zu AlMg4,5Mn (AA5083) / AlMg4,5Mn (AA5083) 

Versuchkennzeichnung: Parameter Schwingproben – MIG-Tandem 

Schweißer: Thomé 

Schweißanlage: Closs Quinto (2x) / Duo Drive 

Datum 

26.4.99 

Werkstoffe 

Werkstoff: AlMg4,5Mn (AA5083) / AlMg4,5Mn Fügeteilabmessungen: ca. 300 mm / 140 mm / 5mm 

Zusatzwerkstoff SG-AlMg4,5Mn DIN 1732 K 300 

Abmessungen: 1,6 mm 

Hersteller: Elisental chg 003498-378 61.032.09 

Nahtgeometrie Badstütze 

Nahtform: Y - Naht Schematische Darstellung des 

Nahtaufbaus 

Spaltbreite: Ohne Spalt 

Steghöhe: 2,0 mm 

Öffnungswinkel: 60 ° 

Anzahl der Lagen: 1 

Y 


Nahtvorbereitung Ausführung 

Mechanisch Datum / Uhrzeit Schweißgeschwindigkei 

t [m/min] 

Schlagen: - Zeit zwischen letzter Vorbereitung Seite a: 1,7 1 

Bürsten: Ca. 3 Minuten vor 

Schweißbeginn 

und Schweißzeit ca. 3 Min. Seite b:- - 

Ohne 

Anzahl der Lagen 

Verfahrensspezifische Parameter 

Lage 1 Slave Master 

Schutzgas [l/min] Ar / He 70 / 30 15 15 

Drahtvorschubgeschwindigkeit [m/min] 11 6,5 

Impulsfrequenz [Hz] 200 200 

Impulsstromstärke [A] 430 370 

Pulszeit [ms] 2,3 2,3 

Grundstrom [A] 90 90 

Pulsflanke 1 1 

Lichtbogenlänge [%] 20 20 

Regelung IG IP Kontaktrohabstand [mm] (10-12) (8-10) 

Brennanstellwinkel [°] 7,5 stechend 

Endkraterfüllen: Zeit [s] / Rampe [s] 0,0 / 0,0 0,2 / 0,2 

Frequenz [Hz] 20 20 


Startprogramm: Einschleich [m/min] 2,0 2,0 




Schweißprotokoll – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt AlMgSi0,7 T6 

Schweißprotokoll zu AlMgSi0.7 T6 (AA 6005) / AlMgSi0.7 T6 (AA 6005) 

Versuchkennzeichnung: Parameter Schwingproben – MIG-Tandem 

Schweißer: Rück 

Schweißanlage: Closs Quinto (2x) / Duo Drive 

Datum 

Werkstoffe 

Werkstoff: AlMgSi0.7 T6 (AA 6005) / AlMgSi0.7 T6 (AA 6005) Fügeteilabmessungen: ca. 300 mm / 120 mm / 5mm 

Zusatzwerkstoff SG-AlMg4,5Mn DIN 1732 K 300 

Abmessungen: 1,6 mm 

Hersteller: Elisental chg 003498-378 61.032.09 

Nahtgeometrie Badstütze 

Nahtform: Y - Naht Schematische Darstellung des 

Nahtaufbaus 

Spaltbreite: Ohne Spalt 

Steghöhe: 2,0 mm 

Öffnungswinkel: 60 ° 

Anzahl der Lagen: 1 

Y 


Nahtvorbereitung Ausführung 

Mechanisch Datum / Uhrzeit Schweißgeschwindigkei 

t [m/min] 

Schlagen: - Zeit zwischen letzter Vorbereitung Seite a: 1,45 1 

Bürsten: Ca. 3 Minuten vor 

Schweißbeginn 

und Schweißzeit ca. 3 Min. Seite b:- - 

Ohne 

Anzahl der Lagen 

Verfahrensspezifische Parameter 

Lage 1 Slave Master 

Schutzgas [l/min] Ar / He 70 / 30 14 18 

Drahtvorschubgeschwindigkeit [m/min] 9,0 6,0 

Impulsfrequenz [Hz] 150 150 

Impulsstromstärke [A] 390 350 

Pulszeit [ms] 2,3 2,3 


Pulsflanke 1 1 

Lichtbogenlänge [%] 35 15 

Regelung IG IP Kontaktrohabstand [mm] (12 – 10) (8 – 10) 

Brennanstellwinkel [°] 7,5 stechend 

Endkraterfüllen: Zeit [s] / Rampe [s] 0,0 / 0,0 0,2 / 0,2 

Frequenz [Hz] 

Grundstrom [A] 

20 20 

Startprogramm: Einschleich [m/min] 2,0 2,0 




Anhang B 

Schwingfestigkeits- 

ergebnisse 

Tabelle B1 – B19 

133

Ergebnisse der dehnungsgesteuerten Versuche - Grundwerkstoffe 


Proben-Nr. 

a,ges 

[%] 

a,pl 

[%] 

a,el 

[%] 

a 

[MPa] 

n = N A / 2 

max 

[MPa] 

a/ max 

[MPa] 

 

R 

min 

 

max 

P SWT 

[MPa] 

E-Modul 

[GPa] 

N A N B Frequenz 

f [s -1 ] 

G1 0,400 0,010 0,390 281 278 1,011 -1,02 279 70 2.920 2.940 2,0 A 

G2 0,400 0,011 0,389 281 264 1,064 -1,13 272 70 3.100 3.100 2,0 U 

G3 0,200 0,000 0,200 142 207 0,686 -0,38 170 70 93.040 93.040 12,0 A 

G4 0,200 0,000 0,200 140 184 0,761 -0,51 160 70 96.800 99.300 2,0 Z 

G5 0,600 0,170 0,430 304 313 0,971 -1,06 363 70 645 645 1,0 U 

G6 0,700 0,257 0,443 322 313 1,029 -1,06 392 70 454 454 1,0 U 

G7 0,700 0,263 0,437 320 310 1,032 -1,06 390 70 612 615 1,0 Z 

G8 0,800 0,347 0,453 324 317 1,022 -1,05 421 70 382 383 1,0 Z 

G9 0,170 0,000 0,170 122 111 1,099 -1,20 115 70 244.100 259.500 10,0 Z 

G10 0,150 0,000 0,150 107 136 0,787 -0,56 119 70 562.000 581.700 10,0 Z 

G11 0,300 0,000 0,300 216 156 1,385 -1,77 181 70 35.300 35.760 2,0 A 

G12 0,400 0,010 0,390 276 252 1,095 -1,20 266 70 3.950 3.950 2,0 A 

G13 0,800 0,342 0,458 326 318 1,025 -1,05 422 70 310 310 1,0 A 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Grundwerkstoff 

Proben: Flachprobe; t = 5 mm, Kt,a = 1,0 

Versuchsbedingungen: Axial, R = -1 

AlMg4,5Mn (AW-5083) 

Proben-Nr. 

a,ges 

[%] 

a,pl 

[%] 

a,el 

[%] 

a 

[MPa] 

n = N A / 2 

max 

[MPa] 

a/ max 

[MPa] 

 

R 

min 

 

max 

P SWT 

[MPa] 

E-Modul 

[GPa] 

A: Bruch außerhalb der Schneiden 

Z: Bruch zwischen den Schneiden 

U: Bruch unter den Schneiden 


f [s -1 ] 

3 0,250 0,000 0,250 180 164 1,098 -1,19 173 73 78.358 78.358 1,0 Z 

6 0,500 0,120 0,380 270 263 1,027 -1,05 310 73 1.368 1.369 1,0 Z 

16 0,500 0,150 0,350 271 265 1,023 -1,04 311 75 490 514 1,0 Z 

11 0,500 0,130 0,370 267 262 1,019 -1,04 315 76 1.061 1.172 1,0 Z 

8 0,350 0,020 0,330 245 236 1,038 -1,08 246 73 4.371 4.317 1,0 Z 

22 0,350 0,010 0,340 246 237 1,038 -1,08 248 74 5.908 6.907 1,0 Z 

19 0,350 0,030 0,320 252 243 1,037 -1,07 253 75 3.262 3.262 1,0 Z 

2 0,250 0,000 0,250 185 172 1,076 -1,15 180 75 9.365 9.365 1,0 Z 

13 0,250 0,000 0,250 178 164 1,085 -1,17 173 73 61.000 67.239 1,0 Z 

21 0,250 0,000 0,250 180 166 1,084 -1,16 174 73 40.583 40.583 1,0 Z 

7 0,250 0,000 0,250 181 163 1,110 -1,22 174 74 49.164 49.164 1,0 Z 

Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), Grundwerkstoff 

Proben: Rundprobe; = 5 mm, Kt,a = 1,0 





Bemerkung 

Bemerkung 

TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B1

Ergebnisse der dehnungsgesteuerten Versuche - Schweißgut 


Proben-Nr. 

a,ges 

[%] 

a,pl 

[%] 

a,el 

[%] 

a 

[MPa] 

n = N A / 2 

max 

[MPa] 

a/ max 

[MPa] 

 

R 

min 

 

max 

P SWT 

[MPa] 

E-Modul 

[GPa] 


f [s -1 ] 

H1 0,600 0,295 0,305 226 220 1,027 -10,5 304 70 74 76 1,0 A 

H2 0,400 0,118 0,282 212 206 1,029 -1,06 240 70 355 355 2,0 Z 

H3 0,200 0,000 0,200 145 123 1,179 -1,18 131 70 59.360 59.360 10,0 Z 

H4 0,160 0,000 0,160 115 102 1,127 -1,25 107 70 339.300 339.330 10,0 Z 

H5 0,600 0,294 0,306 227 222 1,023 -1,05 305 70 112 114 1,0 A 

H6 0,400 0,106 0,294 217 212 1,024 -1,04 244 70 448 448 1,0 A 

H7 0,150 0,000 0,150 105 117 0,897 -0,79 111 70 167.100 244.300 10,0 Z 

H8 0,300 0,016 0,284 192 188 1,021 -1,05 199 70 2.130 2.290 10,0 A 

H9 0,150 0,000 0,150 113 102 1,108 -1,21 103 70 183.300 186.200 1,0 Z 

H10 0,300 0,032 0,268 202 196 1,031 -1,07 203 70 1.930 2.510 2,0 Z 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Schweißgut 



AlMg4,5Mn (AW-5083) 

Proben-Nr. 

a,ges 

[%] 

a,pl 

[%] 

a,el 

[%] 

a 

[MPa] 

n = N A / 2 

max 

[MPa] 

a/ max 

[MPa] 

 

R 

min 

 

max 

P SWT 

[MPa] 

E-Modul 

[GPa] 





f [s -1 ] 

2 0,200 0,003 0,197 151 135 1,119 -1,24 127 60 59.678 62.976 1,0 Z 

9 0,350 0,022 0,328 241 232 1,039 -1,07 242 72 3.749 4.301 1,0 Z 

12 0,350 0,034 0,316 229 221 1,036 -1,07 241 75 862 958 1,0 Z 

1 0,350 0,016 0,334 230 219 1,050 -1,1 235 72 8.476 9.384 1,0 Z 

23 0,250 0,003 0,247 169 158 1,070 -1,14 164 68 46.544 64.080 1,0 Z 

21 0,250 0,003 0,247 175 169 1,036 -1,07 174 72 30.651 50.023 1,0 Z 

6 0,350 0,014 0,336 237 227 1,044 -1,09 239 72 4.694 5.844 1,0 Z 

17 0,350 0,019 0,331 234 226 1,035 -1,07 232 68 2.012 2.012 1,0 Z 

4 0,250 0,003 0,247 172 165 1,042 -1,08 172 72 32.745 35.224 1,0 Z 

19 0,250 0,004 0,246 179 173 1,035 -1,07 177 72 18.786 19.866 1,0 Z 

26 0,450 0,092 0,358 265 259 1,023 -1,05 290 72 1.173 1.243 1,0 Z 

13 0,450 0,079 0,371 246 239 1,029 -1,06 270 68 865 2.077 1,0 Z 

15 0,450 0,142 0,308 208 203 1,025 -1,04 253 70 92 130 1,0 Z 

Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083), Schweißgut 

Proben: Rundprobe; = 5 mm, Kt,a = 1,0 





Bemerkung 

Bemerkung 


Ergebnisse der dehnungsgesteuerten Versuche - Wärmeeinflusszone 


Proben-Nr. 

a,ges 

[%] 

a,pl 

[%] 

a,el 

[%] 

a 

[MPa] 

n = N A / 2 

max 

[MPa] 

a/ max 

[MPa] 

 

R 

min 

 

max 

P SWT 

[MPa] 

E-Modul 

[GPa] 


f [s -1 ] 

I 01 0,400 0,056 0,344 239 236 1,013 -1,03 257 70 2.050 2.050 2,0 G 

I 02 0,400 0,090 0,307 220 215 1,025 -1,05 245 70 694 718 2,0 G 

I 03 0,200 0,000 0,200 141 136 1,039 -1,08 138 70 95.100 96.200 10,0 G 

I 04 0,170 0,000 0,170 120 114 1,056 -1,10 116 70 324.800 328.100 10,0 G 

I 05 0,150 0,000 0,150 105 104 1,010 -1,03 104 70 140.800 145.500 10,0 G 

I 06 0,600 0,252 0,348 241 246 0,979 -1,05 321 70 278 279 1,0 G 

I 07 0,150 0,000 0,150 106 108 0,981 -0,95 106 70 570.500 601.600 10,0 G 

I 08 0,700 0,350 0,350 251 242 1,030 -1,05 344 70 208 208 1,0 G 

I 09 0,300 0,013 0,287 205 200 1,026 -1,06 205 70 2760 2780 2,0 G 

I 10 0,300 0,016 0,284 203 200 1,021 -1,04 205 70 2310 2325 2,0 G 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Wärmeeinflusszone 






G: Bruch im Grenzbereich der WEZ 

Bemerkung 


Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Grundwerkstoff - R = -1 


Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt), 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) 

Belastung: axial, f = 20 s -1 , 

Versuchsreihe 

Versuchsnummer 

Proben Nr. 

Kerbformzahl 

Kt Spannungsverhältnis 

R 

Nennspannungsamplitude 

a [MPa] 

Schwingspielzahl Anriß 

NA Schwingspielzahl Bruch 

NB R21 21.01 A 15 1,0 -1 140,0 348.100 375.904 

R21 21.02 A 16 1,0 -1 160,0 153.000 161.524 

R21 21.03 A 17 1,0 -1 160,0 97.600 114.762 

R21 21.04 A 18 1,0 -1 120,0 905.100 1.003.524 

R21 21.05 A 19 1,0 -1 100,0 2.335.000 2.459.028 

R21 21.06 A 20 1,0 -1 80,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R21 21.07 A 21 1,0 -1 140,0 252.800 297.273 

R21 21.08 A 22 1,0 -1 90,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R21 21.09 A 23 1,0 -1 120,0 692.000 727.726 

R21 21.10 A 24 1,0 -1 100,0 1.500.900 1.675.156 

R21 21.11 A 20 1,0 -1 160,0 90.500 190.359 Hochgesetzt 

R22 22.01 D 1 11,2 -1 100,0 0 28.720 

R22 22.02 D 2 11,2 -1 70,0 0 71.556 

R22 22.03 D 3 11,2 -1 40,0 153.000 574.897 

R22 22.04 D 4 11,2 -1 35,0 279.500 916.413 

R22 22.05 D 5 11,2 -1 30,0 892.000 1.496.860 

R22 22.06 D 6 11,2 -1 25,0 2.548.900 3.559.460 

R22 22.07 D 7 11,2 -1 20,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R22 22.08 D 8 11,2 -1 70,0 11.300 67.452 

R22 22.09 D 9 11,2 -1 30,0 984.300 1.352.880 

R22 22.10 DB 17 11,2 -1 50,0 75.600 222.180 Rissfortschritt 



TABELLEN DISSERTAION 27-11-2003.DOC Tabelle B4 

Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Grundwerkstoff - R = 0 




Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 


R 

Nennspannungs-amplitude 

a [MPa] 



NB R23 23.01 A 01 1,0 0 75,0 510.600 567.396 DMS-Appliziert 

R23 23.02 A 02 1,0 0 110,0 210.400 231.197 

R23 23.03 A 03 1,0 0 75,0 934.300 1.049.843 

R23 23.04 A 04 1,0 0 65,0 - 10.000.000 Durchläufer 


R23 23.06 A 06 1,0 0 75,0 565.800 665.512 DMS-Appliziert 

R23 23.07 A 07 1,0 0 90,0 353.100 371.720 DMS-Appliziert 

R23 23.08 A 09 1,0 0 100,0 355.800 395.322 

R23 23.09 A 10 1,0 0 90,0 455.200 523.151 


R23 23.11 A 4.1 1,0 0 120,0 91.400 99.408 Hochgesetzt 



R24 24.01 D 10 11,2 0 30,0 131.700 186.580 

R24 24.02 D 11 11,2 0 20,0 501.000 700.790 

R24 24.03 D 12 11,2 0 45,0 20.200 57.962 

R24 24.04 D 13 11,2 0 15,0 3.001.500 4.053.000 

R24 24.05 D 14 11,2 0 30,0 80.600 179.903 

R24 24.06 D 15 11,2 0 15,0 1.993.000 11.944.700 

R24 24.07 D16 11,2 0 25,0 280.200 497.149 

R24 24.08 D 17 11,2 0 17,5 1.063.060 2.466.960 

R24 24.09 DB 1 11,2 0 40,0 1.890 42.520 Rissfortschritt 


R24 24.11 DB 5 11,2 0 20,0 294.000 1.083.300 Rissfortschritt 



Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Grundwerkstoff 


Probe: Flachprobe 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 



a [MPa] 



NB R25 25.01 08 10,2 -1 22,5 558.380 Durchläufer 

R25 25.02 08' 10,2 -1 45,0 54.400 hochgesetzt 

R25 25.03 04 10,2 -1 45,0 80.770 

R25 25.04 09 10,2 -1 45,0 93.750 

R25 25.05 06 10,2 -1 35,0 206.500 

R25 25.06 19 10,2 -1 35,0 208.830 

R25 25.07 15 10,2 -1 35,0 261.340 

R25 25.08 20 10,2 -1 35,0 262.353 

R25 25.09 18 10,2 -1 35,0 236.840 

R25 25.10 10 10,2 -1 45,0 87.304 

R25 25.11 07 10,2 -1 45,0 87.625 

R25 25.12 11 10,2 -1 25,0 1.396.966 

R25 25.13 16 10,2 -1 20,0 2.923.382 

R25 25.14 17 10,2 -1 10,0 10.000.000 Durchläufer 

R25 25.15 17' 10,2 -1 25,0 1 133 242 hochgesetzt 

R25 25.16 01 10,2 -1 15,0 10.000.000 Durchläufer 

R25 25.17 01' 10,2 -1 45,0 54.037 hochgesetzt 

R25 25.18 03 10,2 -1 15,0 10.000.000 Durchläufer 

R25 25.19 03' 10,2 -1 35,0 145.646 hochgesetzt 

R25 25.20 12 10,2 -1 18,0 3.707.320 

R25 25.21 14 10,2 -1 18,0 3.479.794 

R25 25.22 02 10,2 0 25,0 116.401 Rissfortschritt 

R25 25.23 05 10,2 0 25,0 120.191 Rissfortschritt 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Grundwerkstoff 


Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt) 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 

Spannungsverhältnis 


a [MPa] 



NB R26 26.01 17 1,0 -1 170,0 - 95.006 

R26 26.02 02 1,0 -1 170,0 70.000 76.797 

R26 26.03 09 1,0 -1 170,0 84.300 84.300 

R26 26.04 19 1,0 -1 170,0 58.360 118.541 

R26 26.05 13 1,0 -1 170,0 71.825 74.575 

R26 26.06 01 1,0 -1 140,0 396.790 401.050 

R26 26.07 05 1,0 -1 140,0 775.873 781.298 

R26 26.08 18 1,0 -1 140,0 452.400 459.812 

R26 26.09 10 1,0 -1 140,0 956.321 956.321 

R26 26.10 20 1,0 -1 140,0 345.904 347.111 

R26 26.11 08 1,0 -1 120,0 - 5.000.000 Durchläufer 

R26 26.12 08' 1,0 -1 170,0 87.250 87.684 hochgesetzt 

R26 26.13 03 1,0 -1 130,0 676.592 680.110 

R26 26.14 14 1,0 -1 120,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R26 26.15 14' 1,0 -1 140,0 244.800 248.422 hochgesetzt 

R26 26.16 07 1,0 -1 120,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R26 26.17 70' 1,0 -1 140,0 402.501 404.378 hochgesetzt 

R26 26.18 17 1,0 -1 170,0 95.006 

R26 26.19 5 1,0 -1 130,0 - 293.884 

R26 26.20 9 1,0 -1 130,0 - 353.473 

R26 26.21 01 1,0 -1 90,0 - 5.000.000 Durchläufer 

R26 26.22 01' 1,0 -1 130,0 - 277.784 hochgesetzt 

R26 26.23 10 1,0 -1 90,0 - 5.000.000 Durchläufer 

R26 26.24 10' 1,0 -1 130,0 - 527.513 hochgesetzt 

R26 26.25 7 1,0 -1 110,0 - 1.649.521 

R26 26.26 17.19 1,0 -1 110,0 - 5.000.000 Durchläufer 

R26 26.27 17' 1,0 -1 150,0 - 209.665 hochgesetzt 

R26 26.28 18 1,0 -1 110,0 - 5.000.000 Durchläufer 

R26 26.29 18´ 1,0 -1 150,0 - 156.854 hochgesetzt 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Schweißgut - R = -1 




Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 


R 


a [MPa] 



NB R27 27.01 B11 1,0 -1 100,0 1.008.700 1.120.980 

R27 27.02 B12 1,0 -1 90,0 944.000 1.097.760 

R27 27.03 B13 1,0 -1 100,0 578.300 723.300 

R27 27.04 B14 1,0 -1 90,0 1.268.300 1.335.100 

R27 27.05 B15 1,0 -1 80,0 - 5.000.000 Durchläufer 

R27 27.06 B16 1,0 -1 120,0 167.200 187.707 

R27 27.07 B17 1,0 -1 130,0 121.500 128.059 

R27 27.08 B18 1,0 -1 130,0 126.100 148.350 

R27 27.09 B19 1,0 -1 110,0 406.500 446.711 

R27 27.10 B20 1,0 -1 85,0 1.125.400 1.180.980 

R27 27.11 B11 1,0 -1 100,0 1.008.700 1.120.980 

R28 28.01 E10 11,2 -1 35,0 150.602 814.458 

R28 28.02 E11 11,2 -1 25,0 3.950.200 8.687.310 

R28 28.03 E12 11,2 -1 50,0 100.900 338.329 

R28 28.04 E13 11,2 -1 30,0 996.200 2.228.840 

R28 28.05 E14 11,2 -1 60,0 41.300 129.444 

R28 28.06 E15 11,2 -1 25,0 1.530.800 3.130.680 




Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Schweißgut - R = 0 




Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 



a [MPa] 



NB R02 2.01 B 1 1,0 0 80,0 205.500 225.898 

R02 2.02 B 2 1,0 0 100,0 10.100 14.531 

R02 2.03 B 3 1,0 0 70,0 775.100 861.322 

R02 2.04 B 4 1,0 0 60,0 - 5.000.000 Durchläufer 

R02 2.05 B 5 1,0 0 100,0 50.400 56.024 

R02 2.06 B 6 1,0 0 90,0 101.000 111.087 

R02 2.07 B 7 1,0 0 70,0 366.400 394.012 

R02 2.08 B 8 1,0 0 65,0 320.600 364.251 

R02 2.09 B 9 1,0 0 100,0 49.600 66.180 

R02 2.10 B10 1,0 0 60,0 1.791.400 1.885.620 

R01 1.01 E 1 11,2 0 25,0 150.000 1.301.530 

R01 1.02 E 2 11,2 0 17,5 529.411 2.672.910 

R01 1.03 E 3 11,2 0 30,0 28.100 310.295 

R01 1.04 E 4 11,2 0 40,0 9.493 85.944 

R01 1.05 E 5 11,2 0 25,0 92.592 630.833 

R01 1.06 E 7 11,2 0 20,0 569.105 2.222.500 

R01 1.07 E 8 11,2 0 50,0 600 27.933 

R01 1.08 E 9 11,2 0 16,0 3.095.240 6.468.620 





Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Schweißgut - R = -1 


Probe: Flachprobe 20 x 5 mm² (ungekerbt) 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 



a [MPa] 



NB R03 3.01 15.4 1,0 -1 140,0 - 101.763 

R03 3.02 15.4A 1,0 -1 140,0 - 73.816 

R03 3.03 15.5A 1,0 -1 140,0 - 92.765 

R03 3.04 15.7 1,0 -1 120,0 235.871 236.438 

R03 3.05 15.5 1,0 -1 100,0 516.827 520.892 

R03 3.06 15.2A 1,0 -1 100,0 914.510 917.448 

R03 3.07 15.1 1,0 -1 100,0 234.039 255.999 

R03 3.08 15.9A 1,0 -1 100,0 870.882 872.830 

R03 3.09 15.3A 1,0 -1 100,0 778.448 783.684 

R03 3.10 15.8 1,0 -1 70,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R03 3.11 15.8' 1,0 -1 140,0 - 92.554 hochgesetzt 

R04 4.01 15.6A 1,0 -1 70,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R04 4.02 15.6A' 1,0 -1 140,0 - 114.256 hochgesetzt 

R04 4.03 15.2 1,0 -1 80,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R04 4.04 15.2' 1,0 -1 140,0 60.000 66.753 hochgesetzt 

R04 4.05 15.1A 1,0 -1 80,0 2.430.000 2.452.897 

R04 4.06 15.6 1,0 -1 80,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R04 4.07 15.6' 1,0 -1 140,0 51.463 52.620 hochgesetzt 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Schweißgut – R = -1 


Probe: Flachprobe 40 x 5 mm² (scharf gekerbt) 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 



a [MPa] 



NB R06 6.01 17.1 10,2 -1 35,0 - 270.286 

R06 6.02 17.5 10,2 -1 35,0 - 270.186 

R06 6.03 17.2A 10,2 -1 35,0 - 336.460 

R06 6.04 17.6A 10,2 -1 20,0 - 2.176.273 

R06 6.05 17.3 10,2 -1 20,0 - 3.475.619 

R06 6.06 17.4A 10,2 -1 45,0 - 112.993 

R06 6.07 17.2 10,2 -1 45,0 - 106.528 

R06 6.08 17.9A 10,2 -1 45,0 - 68.792 

R06 6.09 17.8 10,2 -1 15,0 - 3.451.210 

R06 6.10 17.1A 10,2 -1 15,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R06 6.11 17.1A' 10,2 -1 45,0 - 84.852 hochgesetzt 

R05 5.01 17.10 10,2 -1 15,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R05 5.02 17.10' 10,2 -1 45,0 - 51.763 hochgesetzt 

R05 5.03 17.5A 10,2 -1 15,0 - 2.333.941 

R05 5.04 17.8A 10,2 -1 15,0 - 3.022.810 

R05 5.05 17.7 10,2 -1 12,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R05 5.06 17.7' 10,2 -1 35,0 - 482.087 hochgesetzt 

R05 5.07 17.4 10,2 0 25,0 - 103.913 Rißfortschritt 

R05 5.08 17.9 10,2 0 25,0 - 90.424 Rißfortschritt 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Wärmeeinflußzone - R = -1 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Wärmeeinflußzone 



Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 



a [MPa] 



NB R08 8.01 C 11 1,0 -1 120,0 310.500 344.800 

R08 8.02 C 12 1,0 -1 100,0 1.200.500 1.255.500 

R08 8.03 C 13 1,0 -1 90,0 587.500 652.660 

R08 8.04 C 14 1,0 -1 120,0 259.600 288.885 

R08 8.05 C 15 1,0 -1 140,0 55.400 61.306 

R08 8.06 C 16 1,0 -1 100,0 535.600 594.869 

R08 8.07 C 17 1,0 -1 80,0 370.200 405.233 

R08 8.08 C 18 1,0 -1 140,0 87.200 96.748 

R08 8.09 C 19 1,0 -1 80,0 129.300 1.391.070 

R08 8.10 C 20 1,0 -1 90,0 638.700 706.142 

R08 8.11 C 21 1,0 -1 85,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R07 7.01 F 1 11,2 -1 35,0 16.831 134.128 

R07 7.02 F 2 11,2 -1 25,0 90.164 369.676 

R07 7.03 F 3 11,2 -1 20,0 508.064 1.101.270 

R07 7.04 F 4 11,2 -1 17,5 596.385 1.631.020 

R07 7.05 F 5 11,2 -1 20,0 224.719 761.847 

R07 7.06 F 6 11,2 -1 40,0 9.200 95.972 

R07 7.07 F 7 11,2 -1 40,0 11.300 109.393 

R07 7.08 F 8 11,2 -1 15,0 8.455.880 9.980.810 




Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Wärmeeinflußzone - R = 0 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6), Wärmeeinflußzone 



Versuchsreihe 


Proben Nr. 

Kerbformzahl 


R 


a [MPa] 



NB R09 9.01 C 01 1,0 0 100,0 76.800 82.011 

R09 9.02 C 02 1,0 0 90,0 67.700 72.017 

R09 9.03 C 03 1,0 0 80,0 330.100 354.557 

R09 9.04 C 04 1,0 0 70,0 436.000 474.623 

R09 9.05 C 05 1,0 0 60,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R09 9.06 C 06 1,0 0 65,0 - 10.000.000 Durchläufer 

R09 9.07 C 07 1,0 0 100,0 102.500 113.780 

R09 9.08 C 08 1,0 0 80,0 232.900 252.934 

R09 9.09 C 09 1,0 0 70,0 526.400 572.023 

R09 9.10 C 10 1,0 0 67,5 859.000 934.022 

R10 10.01 F 9 11,2 0 40,0 4.200 46.788 

R10 10.02 F 10 11,2 0 20,0 106.870 521.625 

R10 10.03 F 11 11,2 0 30,0 19.892 146.986 

R10 10.04 F 12 11,2 0 15,0 451.339 1.828.450 

R10 10.05 F 13 11,2 0 13,0 - 10.000.000 Durchläufer 



DISSERTATION TABELLEN ANHANG EINZELERGEBNISSE V1.DOC Tabelle B13 

Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 


Probe: Stumpfstoß ohne Wurzelspalt, MIG-Schweißung 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 


R 


a [MPa] 

Schwingspielzahl 

Anriß 

N A 


Bruch 

R11 11.1 1 -1 40,0 n.a. 2.280.300 

R11 11.2 2 -1 40,0 n.a. 3.251.530 

R11 11.3 3 -1 40,0 n.a. 5.252.240 

R11 11.4 4 -1 40,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer 



R11 11.7 7 -1 45,0 n.a. 1.544.470 

R11 11.8 8 -1 45,0 n.a. 2.302.170 

R11 11.9 9 -1 50,0 n.a. 9.000.000 


R11 11.11 11 -1 50,0 n.a. 1.310.330 

R11 11.12 12 -1 50,0 n.a. 1.873.930 

R11 11.13 13 -1 50,0 n.a. 2.059.290 

R11 11.14 14 -1 50,0 n.a. 3.180.100 

R11 11.15 15 -1 60,0 n.a. 524.932 

R11 11.16 16 -1 80,0 n.a. 196.064 

R11 11.17 17 -1 80,0 n.a. 203.440 

R11 11.18 18 -1 80,0 n.a. 213.580 

R11 11.19 19 -1 80,0 n.a. 381.544 

R11 11.20 20 -1 80,0 n.a. 411.709 

R11 11.21 21 -1 80,0 n.a. 411.710 

R11 11.22 22 -1 100,0 n.a. 45.917 

R11 11.23 23 -1 100,0 n.a. 54.626 

R11 11.24 24 -1 100,0 n.a. 80.684 

R11 11.25 25 -1 100,0 n.a. 85.667 

R11 11.26 26 -1 100,0 n.a. 131.394 

R11 11.27 27 -1 100,0 n.a. 158.880 

N B 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Stumpfstoß ohne Wurzelspalt 

Probe: Stumpfstoß ohne Wurzelspalt, MIG-Schweißung 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 


R 


a [MPa] 


Anriß 

N A 


Bruch 

R12 12.1 28 0 40,0 n.a. 1.815.380 

R12 12.2 29 0 40,0 n.a. 1.004.960 

R12 12.3 30 0 40,0 n.a. 1.841.060 

R12 12.4 31 0 40,0 n.a. 850.918 

R12 12.5 32 0 40,0 n.a. 419.279 

R12 12.6 33 0 40,0 n.a. 468.503 

R12 12.7 34 0 45,0 n.a. 374.818 

R12 12.8 35 0 45,0 n.a. 757.700 

R12 12.9 36 0 45,0 n.a. 616.681 

R12 12.10 37 0 45,0 n.a. 755.149 

R12 12.11 38 0 45,0 n.a. 367.023 

R12 12.12 39 0 45,0 n.a. 370.448 

R12 12.13 40 0 50,0 n.a. 270.536 

R12 12.14 41 0 50,0 n.a. 409932 

R12 12.15 42 0 50,0 n.a. 485.994 

R12 12.16 43 0 50,0 n.a. 212.448 

R12 12.17 44 0 50,0 n.a. 503.284 

R12 12.18 45 0 60,0 n.a. 129.561 

R12 12.19 46 0 60,0 n.a. 136.295 

R12 12.20 47 0 60,0 n.a. 67.919 

R12 12.21 48 0 60,0 n.a. 109.164 

R12 12.22 49 0 60,0 n.a. 77.632 

N B 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Stumpfstoß mit Wurzelspalt 


Probe: Stumpfstoß mit Wurzelspalt, MIG-Schweißung 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 


R 


a [MPa] 


Anriß 

N A 


Bruch 

R13 13.1 1 -1 50,0 n.a. 465.033 

R13 13.2 2 -1 50,0 n.a. 282.132 

R13 13.3 3 -1 50,0 n.a. 370.869 

R13 13.4 4 -1 50,0 n.a. 349.840 

R13 13.5 5 -1 40,0 n.a. 1.418.670 

R13 13.6 6 -1 40,0 n.a. 1.666.000 

R13 13.7 7 -1 40,0 n.a. 598.715 

R13 13.8 8 -1 40,0 n.a. 940.779 

R13 13.9 9 -1 40,0 n.a. 1.049.740 

R13 13.10 10 -1 35,0 n.a. 1.187.42 

R13 13.11 11 -1 35,0 n.a. 1.987.260 

R13 13.12 12 -1 35,0 n.a. 2.389.800 

R13 13.13 13 -1 35,0 n.a. 2.587.700 

R13 13.14 14 -1 30,0 n.a. 2.678.980 

R13 13.15 15 -1 30,0 n.a. 2.880.390 

R13 13.16 16 -1 30,0 n.a. 3.263.000 

R13 13.17 17 -1 30,0 n.a. 1.548.330 



R18 18.1 WS7 -1 50,0 n.a. 226.280 Vergleichsversuch LBF 


R18 18.3 WS9 -1 25,0 n.a. 7.246.180 Vergleichsversuch LBF 







N B 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Stumpfstoß mit Wurzelspalt 


Probe: Stumpfstoß mit Wurzelspalt, MIG-Schweißung 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 


R 


a [MPa] 


Anriß 

N A 


Bruch 

R14 14.1 20 0 20,0 n.a. 2.444.020 

R14 14.2 21 0 20,0 n.a. 1.650.890 

R14 14.3 22 0 20,0 n.a. 3.213.480 

R14 14.4 23 0 20,0 n.a. 1.346.890 

R14 14.5 24 0 30,0 n.a. 237.497 

R14 14.6 25 0 30,0 n.a. 147.997 

R14 14.7 26 0 30,0 n.a. 308.865 

R14 14.8 27 0 30,0 n.a. 343.409 

R14 14.9 28 0 40,0 n.a. 30.207 

R14 14.10 29 0 40,0 n.a. 59.366 

R14 14.11 30 0 40,0 n.a. 42.301 

R14 14.12 31 0 40,0 n.a. 68.958 

R14 14.13 32 0 25,0 n.a. 450.769 

R14 14.14 33 0 25,0 n.a. 662.219 

R14 14.15 34 0 25,0 n.a. 733.051 

R14 14.16 35 0 25,0 n.a. 444.466 

R14 14.17 36 0 25,0 n.a. 559.176 

R14 14.18 37 0 18,0 n.a. 2.557.640 

R14 14.19 38 0 18,0 n.a. 6.180.950 

R14 14.20 39 0 18,0 n.a. 2.434.330 

R14 14.21 40 0 18,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer 


R17 17.1 WS1 0 30,0 n.a. 456.140 Vergleichsversuch LBF 

R17 17.2 WS2 0 15,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer Vergleichsversuch LBF 

R17 17.3 WS2´ 0 30,0 n.a. 215.556 hochgesetzt Vergleichsversuch LBF 

R17 17.4 WS3 0 20,0 n.a. 1.289.100 Vergleichsversuch LBF 

R17 17.5 WS4 0 20,0 n.a. 2.806.820 Vergleichsversuch LBF 



N B 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Quersteife 


Probe: Quersteife, MIG-Schweißung 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 


R 


a [MPa] 


Anriß 

N A 


Bruch 

R15 15.1 1 -1 50,0 n.a. 1.140.660 

R15 15.2 2 -1 50,0 n.a. 2.178.340 

R15 15.3 3 -1 50,0 n.a. 3.770.060 

R15 15.4 4 -1 50,0 n.a. 4.,619.850 




R15 15.8 8 -1 60,0 n.a. 568.387 

R15 15.9 9 -1 60,0 n.a. 675.032 

R15 15.10 10 -1 60,0 n.a. 1.331.690 

R15 15.11 11 -1 60,0 n.a. 1.346.070 

R15 15.12 12 -1 60,0 n.a. 3.681.320 

R15 15.13 13 -1 80,0 n.a. 189.530 

R15 15.14 14 -1 80,0 n.a. 398.548 

R15 15.15 15 -1 80,0 n.a. 507.718 

R15 15.16 16 -1 80,0 n.a. 545.128 

R15 15.17 17 -1 80,0 n.a. 763.732 

R15 15.18 18 -1 80,0 n.a. 968.991 

R15 15.19 19 -1 90,0 n.a. 164.296 

R15 15.20 20 -1 90,0 n.a. 197.593 

R15 15.21 21 -1 90,0 n.a. 328.507 

R15 15.22 22 -1 90,0 n.a. 354.906 

R15 15.23 23 -1 90,0 n.a. 400.398 

R15 15.24 24 -1 90,0 n.a. 430.761 




R20 20.1 QS5 -1 80,0 n.a. 315978 Vergleichsversuch LBF 


R20 20.3 QS7 -1 60,0 n.a. 10.000.000 Durchläufer Vergleichsversuch LBF 


N B 


Bemerkungen

Ergebnisse der kraftgeregelten Versuche – Quersteife 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6)0 

Probe: Quersteife, MIG-Schweißung 


Versuchsreihe 


Proben Nr. 


R 


a [MPa] 


Anriß 

N A 


Bruch 

R16 16.1 28 0 50,0 n.a. 677.531 

R16 16.2 29 0 50,0 n.a. 770.090 

R16 16.3 30 0 50,0 n.a. 817.830 

R16 16.4 31 0 50,0 n.a. 848.157 



R16 16.7 34 0 60,0 n.a. 189.851 

R16 16.8 35 0 60,0 n.a. 278.966 

R16 16.9 36 0 60,0 n.a. 321.306 

R16 16.10 37 0 60,0 n.a. 418.231 

R16 16.11 38 0 60,0 n.a. 764.298 

R16 16.12 39 0 60,0 n.a. 1.026.390 

R16 16.13 40 0 70,0 n.a. 97.342 

R16 16.14 41 0 70,0 n.a. 112.580 

R16 16.15 42 0 70,0 n.a. 113.122 

R16 16.16 43 0 70,0 n.a. 114.535 

R16 16.17 44 0 70,0 n.a. 124.415 

R16 16.18 45 0 70,0 n.a. 169.030 

R19 19.1 QS1 0 70,0 n.a. 42.109 Vergleichsversuch LBF 

R19 19.2 QS2 0 50,0 n.a. 5.000.000 Durchläufer Vergleichsversuch LBF 



N B 


Bemerkungen

Anhang C 

Rissfortschrittkurven 

Bild C1 – C6 

134

Rißfortschrittuntersuchung der Grundwerkstoffe AlMgSi1 T6 und AlMg4,5Mn - R = -1 

Werkstoff: Blech, Grundwerkstoff 

Probe: Mittenrißzugprobe 

39 x 5 mm2 , 2a0 = 10 mm 

Belastung: axial, lastgesteuert, R = -1 

 


Probe DB5, a,n = 40 MPa 



Probe 6 , a,n = 35 MPa 

Probe 19, a,n = 35 MPa 




Anhang C- Rißfortschritt GW.OPJ 

Rißlänge a 

40 

mm 

38 

36 

34 

32 

30 

28 

26 

24 

22 

20 

18 

16 

14 

12 

10 

R = -1 

0 200000 

Schwingspielzahl N 

400000 

Bild C1 

k

Rißfortschrittuntersuchung der Grundwerkstoffe AlMgSi1 T6 und AlMg4,5Mn - R = 0 



39 x 5 mm2 , 2a0 = 10 mm 

Belastung: axial, lastgesteuert, R = 0 

 







Anhang C- Rißfortschritt GW.OPJ 

Rißlänge a 

40 

mm 

38 

36 

34 

32 

30 

28 

26 

24 

22 

20 

18 

16 

14 

12 

10 

R = 0 

0 200000 400000 


600000 800000 

Bild C2

Rißfortschrittuntersuchung der Schweißgute AlMgSi1 T6 und AlMg4,5Mn - R = -1 

Werkstoff: Blech, Schweißgut 


39 x 5 mm2 , 2a0 = 10 mm 


 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) + AlSi5 



Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) + AlMgSi1 T6 

Probe 17.1, a,n = 35 MPa 


Probe 17.2A, a,n = 35 MPa 

Anhang C - Rißfortschritt SG.OPJ 

Rißlänge a 

40 

mm 

38 

36 

34 

32 

30 

28 

26 

24 

22 

20 

18 

16 

14 

12 

10 

R = -1 

0 200000 


400000 

Bild C3

Rißfortschrittuntersuchung der Schweißgute AlMgSi1 T6 und AlMg4,5Mn - R = 0 

Werkstoff: Blech, Schweißgut 


39 x 5 mm2 , 2a0 = 10 mm 


 

Werkstoff: AlMgSi1 T6 (AW-6082 T6) + AlSi5 



Werkstoff: AlMg4,5Mn (AW-5083) + AlMg4,5Mn 



Anhang C - Rißfortschritt SG.OPJ 

Rißlänge a 

40 

mm 

38 

36 

34 

32 

30 

28 

26 

24 

22 

20 

18 

16 

14 

12 

10 

R = 0 

0 50000 100000 


150000 200000 

Bild C4

Rißfortschrittuntersuchung der Wärmeeinflußzone AlMgSi1 T6 - R = -1 



39 x 5 mm2 , 2a0 = 10 mm 


 




Anhang C - Rißfortschritt WEZ.OPJ 

Rißlänge a 

40 

mm 

38 

36 

34 

32 

30 

28 

26 

24 

22 

20 

18 

16 

14 

12 

10 

R = -1 

0 50000 100000 


150000 200000 

Bild C5

Rißfortschrittuntersuchung der Wärmeeinflußzone AlMgSi1 T6 - R = 0 



39 x 5 mm2 , 2a0 = 10 mm 


 




Anhang C - Rißfortschritt WEZ.OPJ 

Rißlänge a 

40 

mm 

38 

36 

34 

32 

30 

28 

26 

24 

22 

20 

18 

16 

14 

12 

10 

R = 0 

0 50000 100000 


150000 200000 

Bild C6

Lebenslauf 

Christoph Morgenstern 

geb. am 30. September 1973 

in Darmstadt 

1979 - 1982 Erich-Kästner-Schule, Grundschule in Darmstadt-Kranichstein 

1982 - 1983 Frankensteinschule, Grundschule in Darmstadt-Eberstadt 

1983 - 1992 Ludwig-Georgs Gymnasium, altsprachliches Gymnasium in Darmstadt 

Juni 1992 Abitur 

1992 - 1993 Zivildienst 

1993 - 1999 Studium des allgemeinen Maschinenbaus 

Technische Universität Darmstadt 

Februar 1999 Diplom 

seit 1999 Mitarbeiter des Fraunhofer Instituts für Betriebsfestigkeit und 

Systemzuverlässigkeit LBF, Darmstadt

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