Leseprobe_300337

2017
DVS-BERICHTE
DVS Congress
Große
Schweißtechnische
Tagung
DVS-Studentenkongress

DVS Congress 2017
Große
Schweißtechnische
Tagung
DVS-Studentenkongress
Vorträge der Veranstaltungen in Düsseldorf
vom 26. bis 29. September 2017
Veranstalter:
DVS – Deutscher Verband für Schweißen und verwandte
Verfahren e. V., Düsseldorf

Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek
Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliografie;
detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über http://dnb.dnb.de abrufbar.
DVS-Berichte Band 337
ISBN 978-3-96144-008-5
Die Vorträge wurden als Manuskript gedruckt.
Alle Rechte, einschließlich Übersetzungsrecht, vorbehalten. Nachdruck und Vervielfältigung dieses
Bandes oder von Teilen desselben nur mit Genehmigung der DVS Media GmbH, Düsseldorf.
DVS Media GmbH, Düsseldorf 2017
Herstellung: Griebsch & Rochol Druck GmbH & Co. KG, Hamm

Vorwort
Der DVS CONGRESS 2017 findet vom 26. bis 29. September im Rahmen der 19. Weltleitmesse
SCHWEISSEN & SCHNEIDEN in Düsseldorf statt. Diese internationale Fachveranstaltung bietet einen
umfassenden Überblick zu aktuellen Neuheiten der Füge-, Trenn- und Beschichtungstechnik. Mehr als
1000 Aussteller aus aller Welt präsentieren hier ihre Technologien, Dienstleistungen und Werkstoffe –
einiges davon wird erstmals dem Fachpublikum vorgestellt.
Vieles, was man auf der SCHWEISSEN & SCHNEIDEN sehen kann, wird in über 80 Vorträgen auf dem
DVS CONGRESS thematisiert und diskutiert. Das Vortragsprogramm der Großen Schweißtechnischen
Tagung, welche unter dem Dach des DVS CONGRESS steht, präsentiert Branchenlösungen für
Hersteller und Anwender zu verschiedenen Schwerpunkten, wie „Additive Fertigung“, „Lichtbogenschweißen“,
„Stahlbau“ oder „Fahrzeugbau“.
Zum Vortragsprogramm des DVS CONGRESS 2017 gehört ebenfalls der DVS-Studentenkongress, der
auch in diesem Jahr nicht fehlen darf. Er bietet Studierenden und jungen Ingenieuren der Fügetechnik
eine Plattform, auf der sie ihre wissenschaftlichen Arbeiten vorstellen. Die beiden besten Präsentationen
werden mit dem DVS-Nachwuchs-Award ausgezeichnet.
Der DVS CONGRESS steht für fügetechnische Informationen aus erster Hand, die in Kombination mit
der SCHWEISSEN & SCHNEIDEN einen gelungenen Wissenstransfer ermöglichen. Dies wird praxisnah
durch ein vielfältiges Rahmenprogramm des DVS noch untermauert. Beispielsweise gibt es auf dem
DVS-Gemeinschaftsstand in Halle 15 eine eigene Bühne für Talkrunden, Vorträge und mehr. Damit wird
Wissen in lockerer Atmosphäre, teilweise interaktiv, vermittelt. Zuhören, Informieren und Schauen – so
lautet das Motto!
Nicht zu vergessen sind die unterschiedlichen Schweißwettbewerbe der „Young Welders‘ Competitions“,
die wir als DVS zusammen mit vielen Sponsoren und Partnern veranstalten. Unter diesem Titel stellen
talentierte junge Schweißer in drei Wettbewerben ihre Fähigkeiten unter Beweis: 12. DVS-Bundeswettbewerb
„Jugend schweißt“, WELDCUP und Internationaler Wettbewerb. Damit zeigt der DVS,
worauf es ankommt – auf die Förderung von Nachwuchskräften in der Fügetechnik. Mit dem DVS
CONGRESS und den DVS-Aktivitäten auf der SCHWEISSEN & SCHNEIDEN freuen wir uns, allen
Teilnehmern ein interessantes und abwechslungsreiches Programm bieten zu können.
Düsseldorf, im August 2017
DVS – Deutscher Verband für Schweißen und verwandte Verfahren e. V.
Hauptgeschäftsführer
Dr.-Ing. Roland Boecking

Inhaltsverzeichnis
Vorwort
Große Schweißtechnische Tagung I
Offshore
Wirtschaftlicheres Fertigen von Offshore-Gründungsstrukturen durch streckenenergieneutrales
UP-Schweißen mit Kaltdrahtzufuhr .............................................................................. 1
O. Brätz, K.-M. Henkel und P. Breinlinger, Rostock
Verbessern der Wirtschaftlichkeit des Unterpulverschweißens durch Plasmaunterstützung ....... 8
U. Reisgen, L. Oster, K. Willms, E. Gonzales Olivares und A. Bettge, Aachen
Alternative thermische Fügekonzepte zur Reduktion der Kerbwirkung bei stahlbaulichen
Anwendungen ............................................................................................................................ 16
A. Gericke, R. Glienke, B. Ripsch, K.-M. Henkel, F. Wegener, Rostock, und F. Marten, Hamburg
Öl- und Gasindustrie
Hyper-duplex stainless steel, structural and corrosion properties in high alloyed duplex
stainless steel welds .................................................................................................................. 22
J. Salwén and J. Löthman, Sandviken/SE
Unterwassertechnik
Robustes Laserstrahlschneiden unter Wasser ........................................................................... 32
J. Leschke, V. Hecht-Linowitzki, B. Emde, Hannover, T. Hassel, J. Hermsdorf und S. Kaierle, Garbsen
Einsatz von Tauchrobotern in der Unterwassertechnik .............................................................. 39
J. Heinsius, Erlangen
Herausforderungen bei der numerischen Simulation des nassen Unterwasserschweißens ...... 47
P. Schumacher, Rostock, J. Klett, Garbsen, M. Reich, Rostock, T. Hassel, Garbsen, und O. Keßler, Rostock
Fügetechnik aus der Praxis I
Instandsetzung und Neufertigung eines Kippstuhls ................................................................... 54
J. Porbeck, L. Nguyen und J. Kämmerer, Wachtendonk
Prüfung von Gasanlagen ........................................................................................................... 57
M. Krieg und A. Schmidt, Düsseldorf
Härte abschätzen mit einfachsten Mitteln – praktische Hinweise für Schweißer und
Schweißaufsichten ..................................................................................................................... 59
D. Baunack, Kassel

DVS-Studentenkongress
Praxisnahe Anwendungsfelder in der Schweißtechnik
Zur Verlässlichkeit der mobilen Härtemessung an thermischen Schnittkanten nach dem
UCI-Verfahren ............................................................................................................................ 67
A. Kempf, J. Hensel, P. Diekhoff und K. Dilger, Braunschweig
Optimierungspotentiale beim Kondensatorentladungsschweißen durch maschinendynamische
Auslegung der Nachsetzeinheit ............................................................................. 73
N. Stocks, M. Ketzel, J. Zschetzsche und U. Füssel, Dresden
IIW-Empfehlung der Schweißnahtnachbehandlung durch Hochfrequenzhämmern:
Praxisnahe Kontrolle von Qualitätsmerkmalen .......................................................................... 78
J. Schubnell, C. Ernould und M. Farajian, Freiburg
Moderne Strahltechnologien
Einfluss von Elektronenstrahlschweißprozess und Wärmebehandlung auf filigrane Nitinol-
Strukturen mit superelastischen Eigenschaften ......................................................................... 90
J. Schoft, I. Balz, A. Schiebahn und U. Reisgen, Aachen
Simulation des thermischen Einflusses auf Verzug und Eigenspannungen in Kohlenstoff-
Mangan-Stählen im Elektronenstrahlschweißprozess ................................................................ 96
U. Reisgen, S. Olschok, O. Mokrov, S. Gach und F. Akyel, Aachen
Thermomechanische Analyse der Heißrissentstehung beim Laserstrahlschweißen mit
angepasster Intensitätsverteilung ............................................................................................ 102
M. Schmöller, S. Liebl und M. F. Zäh, Garching b. München
Trends beim Rührreibschweißen
Wärmequellemodell und FE-Temperaturfeldsimulation für das Rührreibschweißen ................ 108
I. Golubev, N. Doynov, C. Hantelmann und V. Michailov, Cottbus
Strategien zur Werkzeugskalierung und Prozesskraftreduzierung beim Rührreibschweißen
von Aluminiumlegierungen ....................................................................................................... 113
M. Hasieber und J.-P. Bergmann, Ilmenau
Entwicklung eines FSW-Spezialwerkzeugs zur Messung der Schweißtemperatur .................. 119
G. Costanzi, A. Bachmann und M. F. Zäh, Garching b. München
Große Schweißtechnische Tagung II
Moderne Schweißverfahren – Kondensatorentladungsschweißen
Erwärmungsverhalten der Kontaktzone beim KE-Schweißen .................................................. 126
M. Ketzel, N. Stocks, M. Hertel, J. Zschetzsche und U.Füssel, Dresden

Methoden- und Systementwicklung zum prozesssicheren KE-Schweißen von
Stahl-Aluminium-Mischverbindungen ....................................................................................... 132
S. Pehle, A. Hälsig, P. Mayr, Chemnitz, R. Hinnenkamp und P. Schütte, Gladbeck
Bedeutung des elektrischen Kontaktwiderstandes beim KE-Einpressschweißen .................... 143
M. Wehle, F. Schmid, Renningen, und G. Schmitz, Stuttgart
Regelwerke und Qualifizierung I
DIN 18800-7 ade – Maschinenbaubetriebe, was nun? ............................................................ 146
J. Mährlein, Duisburg
Ist weniger auch wirklich immer mehr? — Die Revision der DIN EN ISO 14731:2006 zeigt’s .. 156
J. W. Mußmann, Düsseldorf
Der Wert eines geprüften Schweißers oder was kostet eine Schweißerprüfung? .................... 160
M. Huke, Hamburg
Regelwerke und Qualifizierung II
DIN 6701:2015-12 – Der Standard zum Kleben im Schienenfahrzeugbau .............................. 164
T. Richter, Übach-Palenberg
Einsatz von Aluminiumschaumsandwich in Schweißkonstruktionen ........................................ 168
C. Hantelmann, S. Fritzsche, V. Michailov, Cottbus, und R. Boywitt, Berlin
Löter, Bediener und Lötaufsicht – Qualifizierungsmöglichkeiten für löttechnisches
Fachpersonal ........................................................................................................................... 174
T. Wilhelm und H. Seimer, Duisburg
Moderne Schweißverfahren – Lichtbogenschweißen I
Neue Entwicklungen zum Plasma-MIG-Schweißprozess ........................................................ 179
M. Kusch, Chemnitz, J. Morgenschweis, Morsbach, und P. Blechert, Fellbach
Stabilisieren des Lichtbogens durch Metalldampf .................................................................... 184
H. Kügler und F. Vollertsen, Bremen
Einfluss der Nahtkonfiguration und des modifizierten Sprühlichtbogens auf die Bauteilbeanspruchungen
in hochfesten Schweißverbindungen .......................................................... 190
D. Schröpfer und T. Kannengießer, Berlin
Moderne Schweißverfahren – Lichtbogenschweißen II
Neue effiziente Prozesslösungen der Schweißtechnik für Industrie und Handwerk ................. 196
B. Dalmer und B. Jaeschke, Auenwald
Möglichkeiten zur Erhöhung der Abschmelzleistung durch den Einsatz von Heißdraht beim
MAG-Auftragschweißen ........................................................................................................... 204

B. Ivanov und I. Kijatkin, Mündersbach
Die perfekte Schweißnaht verlangt mehr als nur eine perfekte Stromquelle ............................ 209
S. Reich, Uhingen
Forschung und Entwicklung I
Industrie 4.0: Umsetzen von QM-sicheren Abläufen und Integration in bestehende
schweißtechnische Fertigungsprozesse .................................................................................. 214
J. Göppert, Auenwald
Funktionalisierung von Wälzlagern durch thermische Spritztechnik......................................... 219
F. Trenkle, E. Schopp und S. Hartmann, Bad Krozingen
Forschung und Entwicklung II
Drahtbasiertes Laserstrahllegieren zur gezielten Gefügeadaption bei verschleißbeanspruchten
Warmarbeitsstählen ........................................................................................ 222
K. Hofmann, M. Holzer, V. Mann, S. Roth und M. Schmidt, Erlangen
Einfluss der Aufmischung auf das Mischschweißgut hochmanganhaltiger Stähle ................... 229
B. Wittig, M. Zinke, S. Jüttner, Magdeburg, und D. Keil, Wolfsburg
Widerstandspunktschweißen mit metallischen Zwischenschichten von nicht schweißgeeigneten
Werkstoffkombinationen ........................................................................................ 235
S. Lindner, T. Hündgen und J. Skrlec, Krefeld
Schneidtechnik
Plasma- und Autogenschneiden? – Die Automatisierung macht den Unterschied .................. 242
K. Nachbargauer, Baden-Baden
Plasmaschneiden – der nächste Schritt ................................................................................... 250
V. Krink, N. Dönicke, Finsterwalde, M. Schnick, Klipphausen, und T. Hassel, Hannover
Korrosions- und Verschleißschutz
Korrosions- und Verschleißschutz – Trends und Anwendungsbereiche durch den Einsatz
des MSG-Schweißens und seiner Varianten ........................................................................... 257
F. Schreiber, T. Erpel, B. Allebrodt, Willich, J. Wilden, Krefeld, und R. Winkelmann, Senftenberg
Untersuchungen zur Beeinflussung der Produktivität und Schichteigenschaften beim
magnetisch beeinflussten MSG-Auftragschweißen von hartstoffverstärkten
Verschleißschutzlegierungen ................................................................................................... 264
P. Henckell, K. Günther, Y. Ali und J. P. Bergmann, Ilmenau
Partielle Reparatur thermisch gespritzter Korrosionsschutzsysteme – Organischer
Beschichtungsstoff oder thermisches Spritzen? ...................................................................... 272
T. Wilhelm und C. Klesen, Duisburg

Additive Manufacturing – Laserstrahl
Neue Möglichkeiten für die Additive Fertigung durch Laser-Pulver-Auftragschweißen ............ 278
W. Zhang, M. Priefer, R. Ossenbrink und V. Michailov, Cottbus
Einfluss des Pulverwerkstoffs in additiven Fertigungsprozessketten ....................................... 283
S. Jahn, C. Straube, S. Matthes und S. Szemkus, Jena
Einfluss der Wärmebehandlung auf die Werkstoffeigenschaften laserstrahlgeschmolzener
Bauteile aus AlSi10Mg und X5CrNiCuNb16-4 ......................................................................... 289
C. Rowolt, B. Milkereit, Rostock, T. Kamps, C. Seidel, Augsburg, M. Gebauer, B. Müller, Chemnitz, und
O. Keßler, Rostock
Additive Manufacturing – Lichtbogen
Lichtbogenbasierte Additive Fertigung – Vergleich eines draht- und pulverbasierten
Prozesses ................................................................................................................................ 297
K. Höfer, A. Hälsig und P. Mayr, Chemnitz
Potentiale von drahtbasierten Lichtbogenprozessen für die Additive Fertigung ....................... 305
G. Fischer, K. Armatys, A. Riemann, F. John und T. Röhrich, Berlin
MIG-basierte, robotergestützte Additive Fertigung von Aluminiumbauteilen ............................ 311
T. Hassel und J.-W. Neumann, Hannover
Stahlbau – 1090
Statik im bauaufsichtlichen Bereich – Wie ist der Stand im Handwerk, was muss sich noch
ändern? .................................................................................................................................... 320
S. Stickling, Hannover
EN 1090 für Stahl- und Aluminiumtragwerke – Nicht die einzige (schweißtechnische)
europäische Herausforderung im Bereich Bauprodukte ........................................................... 322
M. Kaschner, Hamburg
Stahlbau – Fertigung
Wiederverwendbare Ein- und Auslaufbleche in der Fertigung ................................................. 327
J. Reymers und B. Godow, Cuxhaven
Einsatz einer elektromagnetischen Schmelzbadstütze beim Laserstrahl-(Hybrid)schweißen
dickwandiger Stahlbauteile ...................................................................................................... 331
A. Fritzsche, M. Bachmann, A. Gumenyuk, M. Rethmeier und K. Hilgenberg, Berlin
Beeinflussen der Schwingfestigkeit – Qualitätsmerkmale für thermische Schnittkanten .......... 337
P. Diekhoff, J. Hensel, Th. Nitschke-Pagel und K. Dilger, Braunschweig

Fahrzeugbau – Verfahren
Buckelschweißen mit hybrider Nachsetzeinheit ....................................................................... 344
N. Hammer, B. Rödder und S. Löcherbach, Wissen
Lebensdauererhöhung von Widerstandspunktschweißelektroden durch Einsatz
verschleißabhängiger Fräsintervalle und dispersionsgehärteter Kupferwerkstoffe .................. 350
D. Köberlin, C. Mathiszik, Dresden, O. Sherepenko, Magdeburg, J. Zschetzsche, Dresden,
S. Jüttner, Magdeburg, und U. Füssel, Dresden
Reibschweißverbinder – Stoffschlüssige Verbindungstechnologie für leichtbauoptimierte
Bordnetzlösungen .................................................................................................................... 356
M. Essers, C. Geffers und U. Reisgen, Aachen
Fahrzeugbau – Mischbau
Höchstfeste Rührreibschweißverbindungen zum Fügen von Aluminium- und Stahlblechen ... 362
M. Werz, Stuttgart
Der Einfluss von Laser und WIG-DC-EP-Oberflächenstrukturierung auf das Benetzungsverhalten
und die Verbindungsfestigkeit von lasergefügten Stahl-Kunststoff-Leichtbauverbindungen
für automobile Anwendungen ............................................................................ 369
M. Lohse, M. Hertel, Dresden, K. Schricker, M.-L. Kohl, Ilmenau, U. Füssel, Dresden, und
J. P. Bergmann, Ilmenau
Neueste Entwicklungen zum Laserstrahlschweißen von zyklisch belasteten
Mischverbindungen im PKW-Antriebsstrang ............................................................................ 378
A. Jahn, U. Stamm, J. Bretschneider und J. Standfuß, Dresden
Fahrzeugbau – Qualitätssicherung
Fügeeignung von Feinblechen – Einheitliche Bewertung gemäß Stahl-Eisen-Prüfblatt 1220 .. 386
K. Hesse, J. Heyer, C. Klesen und S. Schreiber, Duisburg
Numerische Untersuchungen des Einflusses von Verzinkung auf die Schweißnahtgeometrie
beim MSG-Schweißen ............................................................................................ 396
M. Simon, O. Mokrov, A. Schiebahn, U. Reisgen, Aachen, und D. Rudolph, Neckarsulm
Automatisches 3D-Prüfen, Klassifizieren und Nacharbeiten von Schweißnähten .................... 404
P. Daniel, Wiesbaden
Moderne Schweißverfahren – Laserstrahlschweißen
Verringerung der Porenbildung beim Laserstrahlschweißen von Aluminium-
Druckgusslegierungen unter reduziertem Druck und durch Doppelfokustechnik ..................... 406
F. Teichmann, S. Müller, H. Pries und K. Dilger, Braunschweig
Zweistrahlverfahren zum Laserschweißen von dünnwandigen Duplex-Halbwerkzeugen ........ 417
S. Ulrich, A. Fey und S. Jahn, Jena

Laserstrahlschweißen von Kupferblechen (> 3 mm) im Vakuum ............................................. 423
U. Reisgen, S. Olschok, S. Jakobs, C. Turner und N. Holtum, Aachen
Stahlbau – Festigkeit und Korrosionsschutz
Erhöhen der Lebensdauer- und Ermüdungsfestigkeit von Schweißkonstruktionen ................. 428
H. C. Schröder, Mannheim, P. Gerster, Ehingen/Donau, und F. Schäfers, Kerpen
Quantitativer Einfluss des Wärmeeintrages auf die Festigkeitseigenschaften von
höherfesten Feinkornbaustählen .............................................................................................. 438
A. Hälsig, A. Nitsche, S. Neyka und P. Mayr, Chemnitz
Prüfverfahren zur praxisgerechten Auslegung von Korrosionsschutzsystemen für
hochfeste mechanische Fügeverbindungen ............................................................................. 446
K. Nowak, Rostock, P. Lebelt, Dresden, N. Fuchs und R. Glienke, Rostock
Stahlbau – Schadensfälle und Reparaturkonzepte
Schäden an Kranen und Kranbahnen ...................................................................................... 454
A. Hachmann, Recklinghausen
Gefüge und Eigenspannungen beim werkstattseitigen Reparaturschweißen im Zuge der
Bauteilherstellung..................................................................................................................... 456
R. Schasse, Magdeburg
Beurteilen der Zähigkeit strahlgeschweißter Verbindungen zum Vermeiden von
Sprödbrüchen .......................................................................................................................... 461
A. Hesse, Th. Nitschke-Pagel und K. Dilger, Braunschweig
Fügetechnik aus der Praxis II
Vorwärmen statt Richten: Eine Frage der richtigen Technologie? ........................................... 468
T. Vauderwange, Offenburg
Moderne Schweißverfahren – Rührreibschweißen
Rührreibschweißanlagen aus Westfalen für den chinesischen Schienenfahrzeugbau –
Beispiel einer erfolgreichen Kooperation .................................................................................. 476
R. Boywitt, Berlin, und B. Liesbrock, Borken
3D-Rührreibschweißanwendungen von klein bis groß ............................................................. 482
S. Schulze, A. Grimm, Dresden, S. Witt, Hartmannsdorf, J. Standfuß und E. Beyer, Dresden
Standzeitverlängerung von Rührreibschweißwerkzeugen mittels Laserimplantation von
Hartstoffen ............................................................................................................................... 488
S. Schüddekopf, G. Mienert und S. Böhm, Kassel

Luft- und Raumfahrzeugbau
Schweißen im Luft- und Raumfahrzeugbau – Qualitätsanforderungen an Betriebe ................ 495
L. Vinke, Arnsberg
Aktuelle Regelungen zur Prüfung von Schweißern und Bedienern im Luft- und Raumfahrzeugbau
nach DIN ISO 24394 ........................................................................................... 498
S.-C. Nowak, Berlin
Vorstellung der DVS-Bildungseinrichtung Bundeswehr ........................................................... 503
D. Brunßen-Gerdes, Wunstorf
Prüftechnik
Werkstoffe, Schweißtechnik und Prüfverfahren im Wandel der Zeit ........................................ 505
H. C. Schröder, Mannheim, und F. Stahl, Schwerte
Thermografisches Erfassen der Schweißnaht als zerstörungsfreies Prüfverfahren ................. 512
V. Schauder, T. Köhler und P. Kammel, Halle/Saale
Fertigungsintegrierte zerstörungsfreie Prüfung von stoffschlüssigen Werkstoffverbunden ...... 516
B. Straß, B. Wolter und H.-G. Herrmann, Saarbrücken
Autorenverzeichnis ................................................................................................................ 522

Wirtschaftlicheres Fertigen von Offshore-Gründungsstrukturen durch streckenenergieneutrales
UP-Schweißen mit Kaltdrahtzufuhr
O. Brätz, K.-M. Henkel und P. Breinlinger, Rostock
Das Unterpulver-Schweißen stellt in der Fertigung von Offshore-Gründungsstrukturen aufgrund der hohen
Abschmelzleistung und reproduzierbaren Schweißnahtqualität eine Schlüsseltechnologie dar. Um große Schweißnahtvolumina
bei dickwandigen Strukturen zu füllen, werden diverse Konzepte zur Erhöhung der Produktivität
verfolgt. Hierzu zählen insbesondere Mehrdrahtvarianten, welche zumeist eine Erhöhung der Streckenenergie
bedingen. Um die Schweißeignung der Grundwerkstoffe zu gewährleisten, sind die zu verwendenden Streckenenergien
jedoch limitiert. Mittels Einsatzes von zusätzlichen Kaltdrähten kann eine Leistungssteigerung entkoppelt
von der Streckenenergie erzielt werden. Des Weiteren wird eine metallurgische Modifikation durch Unterkühlung
der Schmelze und optional eine legierungstechnische Beeinflussung durch andersartige Kaltdrähte ermöglicht.
1 Einleitung und Motivation
Erhöhte Maschinenleistungen von Offshore-Windenergieanlagen (OWEA) zur Effizienzsteigerung von Offshore-
Windparks erfordern größere Dimensionen der Anlagenkomponenten und insbesondere auch entsprechend angepasste
Gründungsstrukturen. Aufgrund der geringeren Bauteilkomplexität gegenüber Fachwerktragstrukturen und
der hochmechanisierten Fertigungsmöglichkeit, stellen Pfahlgründungsstrukturen, sog. Monopiles, den derzeitigen
Standard für OWEA bei Wassertiefen bis ca. 35 m dar (s. Bild 1). Die ansteigenden Bauteildimensionen beim Design
von Monopile-Gründungstrukturen führen zu einem erhöhten schweißtechnischen Fertigungsaufwand. Derzeitige
Monopiles weisen bereits Rohrdurchmesser von bis zu 10 m bei Rohrlängen von über 100 m auf und erreichen
Gesamtgewichte von bis zu 1500 t. Die Wanddicken betragen hierbei bis zu 120 mm. Als Grundwerkstoff kommen
zumeist schweißgeeignete Feinkornbaustähle mit Mindeststreckgrenzen von 355 MPa zum Einsatz, welche hohen
Zähigkeitsanforderungen genügen müssen [1]. Um weiterhin international wettbewerbsfähig zu bleiben, wird bei
den Großrohrproduzenten eine prozesssichere Produktivitätssteigerung angestrebt.
Bild 1: Monopile-Gründungsstruktur in der Fertigung (li. u. mi.) [EEW SPC] für Offshore Windenergieanlage (re.) [Dillinger]
Für die Längs- und Rundnähte wird derzeit das Hochleistungsschweißverfahren UP-Mehrdraht eingesetzt. Übliche
Möglichkeiten zur Abschmelzleistungssteigerung beim UP-Schweißen in der Fertigung dickwandiger Strukturen
bedingen zumeist eine stärkere thermische Belastung der Grundwerkstoffe im Schweißnahtbereich durch höhere
Streckenenergien [2]. Um die Anforderungen an die mechanisch-technologischen Eigenschaften des Grundwerkstoffes
zu gewährleisten, ist die maximal zu verwendende Streckenenergie jedoch limitiert. Beim Überschreiten
sind kostenintensive bruchmechanische Untersuchungen (z.B. CTOD) zum Nachweis der Schweißeignung bzw.
der geforderten Zähigkeit im Schweißgut und in der Wärmeeinflusszone erforderlich [1].
2 Lösungsansatz
Zur Steigerung der Abschmelzleistung entkoppelt von der Streckenenergie können beim UP-Schweißen zusätzlich
nicht bestromte (Kalt-)Drähte (KD) zugeführt werden. Der KD-Werkstoffübergang kann prinzipiell durch Ausnutzung
überschüssiger Lichtbogenleistung erfolgen. Hierzu wird der Kaltdraht möglichst nahe der Schweißelektrode
zugeführt. Weiterhin besteht aufgrund der relativ großen Schweißbäder (insbes. bei UP-Mehrdrahtvarianten) die
Möglichkeit den Kaltdraht direkt in die Schmelze einzubringen. Mithilfe dieser Technologie konnte beim UP-
Schweißen mit geringen Stromstärken bereits eine Verdopplung der Abschmelzleistung realisiert werden [3].
Durch die zusätzliche Masse wird die Schmelze unterkühlt und die Primärmetallurgie/ Erstarrung sowie das anschließende
Umwandlungsverhalten/ resultierendes Sekundärgefüge beeinflusst [4] [5]. Dieser Effekt wurde bspw.
bei der Reduzierung der Heißrissanfälligkeit beim Verschweißen von Nickelbasiswerkstoffen genutzt [6]. Die Anwendung
diverser UP-Kaltdraht-Varianten zur Abschmelzleistungssteigerung ist bereits industriell erfolgt [7] [8].
Eine zusätzliche Steuerung der chemischen Zusammensetzung über andersartige Kaltdrähte erweitert die Technologie
und ermöglicht zudem eine entsprechend der jeweiligen Schweißaufgabe angepasste Einstellung des Legierungssystems
bei Verwendung standardisierter, kommerzieller Zusatzwerkstoffe. Durch die gezielte Zufuhr an
Mikrolegierungselementen kann eine legierungstechnisch-metallurgische Modifizierung bzw. Impfung des
Schweißgutes erfolgen. Es wurde eine Zufuhr an feinkornbildenden Mikrolegierungselementen (Titan, Bor) defi-
DVS 337 1

niert. Durch die Einstellung eines geeigneten Ti/B-Verhältnisses und Sauerstoffgehaltes im Schweißgut kann zum
einen die Korngrenzenaktivität während der γ-α-Umwandlung herabgesetzt und somit der Anteil an allotriomorphem
Ferrit reduziert werden (z.B. Proeutektoider Ferrit PF) [9]. Zum anderen können oxydische und silikatische
Einschlüsse als heterogene Keime für die Umwandlung in chaotisch angeordnete, intragranulare Nadelferrite fungieren.
Somit kann die Zähigkeit signifikant gesteigert werden. Bei zu hoher Borkonzentration erfolgen hingegen
vermehrt athermische Umwandlungen und es werden insbes. spröde Gefügebestandteile ausgebildet. Weiterhin
wird eine Zulegierung von Molybdän zur gezielten Unterdrückung von Korngrenzenferrit mit grober, polygonaler
Morphologie festgelegt. Entsprechend dem Stand der Technik wurden geeignete chemische Zusammensetzungen
in Voruntersuchungen ermittelt und bezüglich ihrer prognostizierten Gefügestruktur analysiert [9] [10].
3 Voruntersuchungen
Sämtliche für die grundlegenden Voruntersuchungen durchgeführten Schweißungen erfolgten mit UP-Eindrahttechnologie
(DC+) bei äußerer Regelung über den Elektrodenvorschub (∆U-Regelung). Als einheitliche Schweißparameter
wurden die Schweißstromstäke I = 600 A, Schweißspannung U = 30 V bei einer Schweißgeschwindigkeit
vW = 0,55 m/min definiert. Dementsprechend resultiert eine nominelle Streckenenergie von EI = 1,96 kJ/mm. Es wurde
eine Drahtelektrode mit dEl = 4,0 mm nach DIN EN ISO 14171-A S3Si und als zusätzlicher Kaltdraht entweder
gleichartiger S3Si bzw. andersartiger S2MoTiB mit dKD = 2,4 mm unter fluoridbasischem Pulver geschweißt.
3.1 Geometrische Beeinflussung
Zur grundlegenden Überprüfung der Einsatzmöglichkeit einer zusätzlichen Kaltdrahtzufuhr beim UP-Schweißen
wurde der Einfluss variabler Prozessparameter auf die geometrischen Kennwerte der Schweißraupen mittels statistischer
Versuchsplanung (DoE) ermittelt. Hierzu wurde mittels fraktionellen teilfaktoriellen Versuchen die Positionierung
(vor-/nachlaufend, Abstand zur Elektrode, Zufuhrwinkel) sowie der Drahtvorschub des Kaltdrahtes variiert.
Durch Sensitivitätsanalysen wurde der statistische Einfluss auf die wesentlichen Kennwerte wie Schweißnahtbreite,
Schweißnahtüberhöhung, Einbrandtiefe, Einbrand- und Auftragsfläche sowie die Wärmeeinflusszonen-Fläche
untersucht. Die statistische Auswertung mittels Pareto-Analyse ergab, dass der Einfluss des Zufuhrwinkels für die
resultierende Geometrie nicht wesentlich ist und demnach entsprechend der Anwendung variiert werden kann.
Maßgeblich erfolgt eine Beeinflussung durch die Schweißgutvolumina bestimmenden Parameter Kaltdrahtdurchmesser
und Kaltdrahtvorschubgeschwindigkeit. Weiterhin wurden hochfrequente Prozessanalysen anhand des
Parameterverlaufes U(t) und I(t) durchgeführt. Es wurden keine signifikanten Beeinflussungen festgestellt.
In Versuchsreihen wurde sukzessiv ermittelt, bis zu welchem Anteil Kaltdraht prozesssicher zugeführt werden
kann. Es konnten Abschmelzleistungssteigerungen von bis zu +60 % in Abhängigkeit der Positionierung und des
Durchmessers des KD erreicht werden. Bei zu hohem KD-Vorschub wird der Prozess zunehmend destabilisiert.
Des Weiteren kann eine unzureichende KD-Aufschmelzung zu Unstetigkeitsstellen wie festen Schlackeneinschlüssen,
fehlenden Anbindungen sowie unregelmäßige Raupenkonturen aufgrund erhöhter Schmelzbaddynamik
führen.
3.2 Legierungstechnische Beeinflussung
Die legierungstechnische Modifikation des S3Si-Schweißgutes mit S2MoTiB-Kaltdrahtzufuhr wurde durch chemische
Analysen des reinen Schweißgutes nach ISO 6847 mittels optischer Emissionsspektrometrie (metallische
Elemente) und Trägergasschmelzextraktion (O, N) in der Decklage eines 5-lagigen Auftragschweißgutblocks untersucht.
Die für die legierungstechnische Beeinflussung des Schweißgutes relevanten Elemente Molybdän, Titan
und Bor sind in Abhängigkeit der Kaltdrahtzufuhr (Position und Anteil im Schweißgut) in Bild 2 dargestellt. Der
Werkstofftransfer wird bei einer Positionierung nahe der Elektrode (< 2 mm) im Lichtbogen angenommen, während
bei einer nachlaufenden Positionierung > 5 mm von einem Übergang im Schmelzbad ausgegangen wird.
Bild 2: Auszug aus chemischer Analyse des reinen Schweißgutes in Abhängigkeit der Kaltdrahtparameter und Mikrostruktur
des mittigen Schweißgutes (Basis: S3Si) in Abhängigkeit des zugeführten Kaltdrahtanteils (KD: S2MoTiB), Nital, 200:1
Es konnte eine gezielte Steuerungmöglichkeit über die Kaltdrahtparameter festgestellt werden. Weiterhin ist eine
Abhängigkeit von der Positionierung des zugeführten Kaltdrahtes zu verzeichnen. Bei einem Werkstoffübergang im
2 DVS 337

Lichtbogen tritt ein stärkerer Abbrand der Sauerstoff affinen Elemente Titan und Bor auf, sodass im Schweißgut ein
leicht geringerer Anteil als bei einem im Schmelzbad zugeführten Kaltdraht resultiert. Dennoch ist für eine prozesssichere
Zufuhr des Kaltdrahtes ein Werkstofftransfer im Lichtbogenbereich der Schweißkaverne zu empfehlen,
da nur in diesem Falle gewährleistet werden kann, dass entsprechend hohe Gehalte an Ti (ca. 200 ppm) und B
(ca. 20 ppm) im Schweißgut vorliegen. Die Sauerstoffgehalte wurden nur geringfügig vom KD-Anteil beeinflusst.
Während bei der Referenz ca. 310 ppm Sauerstoff vorliegen, liegen bei den KD-Varianten mit Übergang im Lichtbogen
leicht erhöhte O-Gehalte von 340 ppm und bei direkter Zufuhr in die Schmelze leicht verringerte O-Gehalte
von ca. 270 ppm vor. Die Stickstoffgehalte betragen bei der Referenz ca. 40 ppm und liegen bei sämtlichen KD-
Varianten leicht vermindert im Bereich zwischen 35 und 40 ppm.
Die gezielte Einstellung der chemischen Schweißgutzusammensetzung wurde auch metallographisch bestätigt.
Die Querschliffe des reinen Schweißgutes sind in Abhängigkeit des zugeführten Kaltdrahtanteils in Bild 2 dargestellt.
Es liegen jeweils ferritische Schweißgüter vor. Bei der Referenz ist ein deutlicher Anteil an Hochtemperaturphasen
auf den ehemaligen Austenitkorngrenzen wie allotriomorph proeutektoider Ferrit und Ferrit in Widmannstätten‘scher
Struktur mit gerichteten Sekundärphasen zu verzeichnen. Während intragranular vorwiegend
chaotisch angeordneter acicularer Ferrit bzw. Nadelferrit vorliegt. Die sukzessive Steigerung des Kaltdrahtanteils
bedingt eine Reduzierung der zähigkeitsmindernden Hochtemperaturphasen, welche mit der chemischen Zusammensetzung
korreliert.
3.3 Energetische Beeinflussung
Der Einfluss zusätzlicher Kaltdrahtzufuhr auf die Energiebilanz des UP-Schweißprozesses wurde anhand des effektiven
Wirkungsgrades ηeff kalorimetrisch analysiert. Mittels Flüssigkeitskalorimeter wurde die in das Grundblech
eingebrachte Wärmeenergie bestimmt und mit der umgesetzten elektrischen Arbeit bilanziert (vgl. [11]). Die für die
Bestimmung der gesamten elektrischen Arbeit erforderlichen zeitdiskreten Strom- und Spannungsverläufe wurden
hochfrequent (fs = 12,5 kHz) aufgenommen. Die ermittelten Wirkungsgrade der unterschiedlichen Konfigurationen
sind in Bild 3 aufgeführt. Es wurden jeweils drei Versuche mit redundanten Bedingungen durchgeführt und statistisch
ausgewertet. Bei der UP-Eindraht-Referenzschweißung wurde ein effektiver Wirkungsgrad von ηeff = 94,6 %
ermittelt. Die Schweißungen mit Kaltdrahtzufuhr weisen jeweils einen geringeren Wirkungsgrad in Abhängigkeit
des KD-Anteils auf, welche bei gleichen Schweißstromparametern eine Reduzierung der ins Grundblech eingebrachten
Wärmeenergie bedeutet. Dies kann durch eine effektivere Ausnutzung der Lichtbogenenergie für das
Aufschmelzen des zusätzlichen Drahtes gedeutet werden. Durch die demnach geringere thermische Belastung
des Grundwerkstoffes kann eine verminderte Streckenenergie angenommen und somit höhere Schweißströme zur
Erhöhung der Abschmelzleistung unter Gewährleistung der Schweißeignung des Grundwerkstoffes ermöglicht
werden.
Bild 3: Kalorimetrisch bestimmter effektiver Wirkungsgrad für unterschiedliche UP-Kaltdrahtschweißungen
Bei der Schweißung mit nachlaufend zugeführtem Kaltdraht mit einem Anteil von ca. 31 % wurde der geringste
effektive Wirkungsgrad von ηeff = 85,4 % ermittelt, was einer relativen Veränderung von Δηeff = -9,8 % gegenüber der
Referenzschweißung entspricht. Der aus dem Stand der Technik hervorgehende Heat-Input Reduction Factor C
[7] bzw. die nach [6] erweiterte Form C* (s. Bild 3), welche zudem kaltdrahtbedingt veränderte Strom- und Spannungswerte
berücksichtigt, konnten nicht bestätigt werden. Für die erfolgten Schweißungen ergeben sich rechnerisch
bei zusätzlicher Kaltdrahtzufuhr von +45 % effektive Streckenenergien von E * eff = 1,35 kJ/mm, während die
kalorimetrischen Untersuchungen eine Streckenenergie von E = 1,75 kJ/mm prognostizieren lassen.
4 Versuchsgegenstand
Für die Schweißversuche zur Qualifizierung unter Fertigungsbedingungen wurden genormte Zusatzwerkstoffe
verwendet. Als Ausgangsdrahtpulverkombination wurden Elektroden entsprechend DIN EN ISO 14171-A S3Si der
Fa. Fliess und ein fluoridbasisches Pulver EN 760 SA FB 1 55 AC H5 der Fa. Oerlikon eingesetzt. Dies ergibt ein
ferritisches Schweißgut, welches hauptsächlich aus Nadelferrit (AF) mit Anteilen an typischen Überhitzungsgefügen
wie bspw. Ferrit mit Sekundärphasen (FS) und proeutektoidem Ferrit (PF) besteht (s. Bild 5, Referenz). Als
Grundwerkstoff wurde der normalisierend gewalzte schweißgeeignete Feinkornbaustahl S355NL nach
DIN EN 10025-3 verwendet. Dieser Stahl weist eine Mindestkerbschlagarbeit von 27 J bei einer Prüftemperatur
von -50 °C auf.
DVS 337 3

Geschweißt wurde mittels UP-Tandem-Prozess mit zwei S3Si-Elektroden in Ø 4,0 mm mit DC+ und AC~ Polung.
Bei den mit Kaltdraht angepassten Varianten wurde ein zusätzlicher Draht im Winkel von 8° in das Schweißbad
zwischen den Elektroden eingebracht (s. Bild 4). Dieser wurde entweder gleichartig als S3Si oder artfremd als
S2MoTiB in jeweils Ø 4,0 mm zugeführt. Die einheitliche nominelle Streckenenergie betrug EI = 2,7 kJ/mm.
4
1 Stromkontaktrohr Elektrode 1
2 Kaltdrahtzufuhr
3 Stromkontaktrohr Elektrode 2
2
4 Pulvervorratsbehälter
5 Pulverabsaugung
1
3
5
Bild 4: Versuchskonfiguration und Schweißfolge bei dickwandigen Monopiles (li.) und Parameter der Schweißungen (re.)
Die mechanisch-technologischen Kennwerte wurden an Verbindungsschweißgütern nach DNV GL-OS-401 ermittelt
[1]. Es wurde ein generischer Stumpfstoß mit HV-Nahtvorbereitung (50°, h = 25 mm) an einem Grobblech mit einer
Blechdicke von t = 55 mm definiert. Dies entspricht einer fertigungsrelevanten Teilschweißung (Innen-V-Naht) von
Längs- bzw. Rundnähten an großdimensionalen Monopiles bei der Fa. EEW SPC (s. Bild 4). In der Produktion der
dickwandigen Großrohre wird zunächst einseitig an einer Y-Nahtvorbereitung die Innenschweißnaht gefertigt.
Hierzu werden auf einer MAG-Wurzellage die Fülllagen mittels UP-Mehrdraht-Technologie geschweißt. Anschließend
wird die Außennaht durch Einfräsen einer Tulpenkontur vorbereitet, welche das Entfernen der Wurzelschweißung
miteinschließt. Die Fülllagen der Außen-U-Naht werden ebenfalls mit UP-Mehrdraht geschweißt.
5 Ergebnisse
Es konnten sämtliche Schweißungen prozesssicher angefertigt und anschließend mittels zfP (VT, PT und UT) als
qualitätsgerecht beurteilt werden. Die Charakterisierungen wurden anhand der Qualifizierungsuntersuchungen in
Anlehnung an [1] durchgeführt. Das Festigkeitsverhalten wurde mittels quasi-statischer Zugversuche längs und
quer zur Schweißnaht und das Zähigkeitsverhalten mittels Biege- und Kerbschlagbiegeversuche untersucht.
5.1 Schweißgutmikrostruktur
Die Schweißgutmikrostruktur wurde anhand von Querschliffen metallographisch analysiert. In Bild 5 sind exemplarisch
die relevanten Schweißgutbereiche thermisch unbeeinflusstes Schweißgut (WM AW), Grobkornzone im
Schweißgut (WM GCHAZ), normalgeglühtes Schweißgut (WM GRHAZ) der Mehrlagenverbindungsschweißung von
der Referenz und der Probe B vergleichend dargestellt. Es konnten die aus den Voruntersuchungen abgeleiteten
Parameter für die Optimierung der Gefügestruktur mittels MoTiB-Konzept in den Bereich der fertigungsrelevanten
Mehrlagenverbindungsschweißung transferiert werden. Die infolge der wiederholten Wärmezyklen beeinflussten
Bereiche des Schweißgutes erfahren ebenfalls optimierte energetische Umwandlungsbedingungen, sodass auch
hier eine Kornfeinung zu verzeichnen ist. Die quantitativen Gefügeanalysen erfolgten lichtoptisch anhand von jeweils
drei Mikroschliffen (500:1). Die Matrix wurde mittels Punktanalyse (100-Punkt-Raster) und stereologischer
Interpretation an Nital geätzten Schliffen untersucht. Weiterhin wurden die seigerungsbedingt entstandenen Martensit-Austenit-Mikrophasen
(MA) an mittels Farbniederschlagsätzung nach LePera präparierten Schliffen untersucht
und bildverarbeitungstechnisch (Binarisierung, morphologische Korrekturoperationen, Segmentierung und
Klassifizierung) ausgewertet (s. Bild 6).
Bild 5: Gegenüberstellung der Schweißgutgefügestruktur der UP-Tandem-Verbindungsschweißungen Referenz aus S3Si und
legierungstechnisch modifizierte Probe B mit ca. 30 % KD-Anteil an S2MoTiB, Nital, 100:1
4 DVS 337

Die Phasenanteile der Matrix wurden entsprechend ihrer eigenschaftsbestimmenden Wirkung kategorisch in proeutektoidem
Ferrit intragranular PF bzw. intergranular auf ehemaliger γ-Korngrenze PF(GB), gerichteter Ferrit mit
Sekundärphasen FS bzw. FS(GB) oder Nadelferrit AF klassifiziert (vgl. [12]). Die Ergebnisse des unbeeinflussten
Schweißgutes im Fülllagenbereich sind mit exemplarischen Schliffen in Bild 6 (li.) aufgeführt. Bei gleichartiger Kaltdrahtschweißung
(Probe A) resultieren ähnliche Gefügezusammensetzungen wie bei der Referenz. Der Anteil
intergranularer Hochtemperaturphasen wie PF(GB) und FS(GB) liegt jedoch leicht höher und bedingt einen
ca. 10 % geringeren Nadelferritanteil gegenüber der Referenz. Der AF-Anteil der Schweißung mit MoTiB-
Modifizierung (Probe B) wurde hingegen signifikant auf ca. 83 % gesteigert, während PF- und FS-Anteile stark reduziert
wurden.
Bild 6: Mikroschliffe im Bereich des unbeeinflussten Schweißgutes (WM AW) und Quantitative Matrixauswertung, Nital, 500:1
(li.) und MA-Mikrophasenauswertung, LePera, 500:1 (re.)
In Bild 6 (re.) ist die MA-Auswertung zusammenfassend mit exemplarisch repräsentativen Schliffen dargestellt. Die
Mikroschliffaufnahmen sind mit den bildverarbeitungstechnisch erfassten Segmenten/ Partikeln farblich maskiert.
Partikel mit einer Fläche < 5 µm² sind rot und ≥ 5 µm² grün dargestellt. Es werden jeweils die Flächendichten (FD)
aller erfassten Partikel MAges, der Partikel mit Flächen größer 5 µm² MA>5 und der mit gerichteter Form MAalig (Aspektverhältnis
l/b > 4) verglichen, da diese als lokale Sprödigkeitsbereiche mit dem Werkstoffverhalten korrelieren
[13]. Die MAges-Flächendichten sind bei den Kaltdrahtvarianten gegenüber der Referenz erhöht. Die Probe A weist
eine höhere Dichte an relativ großen und gerichteten MA>5 bzw. MAalig auf, welche insbesondere im Bereich der
ehemaligen γ-Korngrenzen vorliegen und die Ausbreitung instabilen Risswachstums begünstigen. Bei der Probe B
liegen hingegen deutlich weniger großflächige MA>5 und in etwa äquivalent viele MAalig wie bei der Referenz vor.
Die gesteigerte Anzahl und fein disperse Verteilung der MA bei der Probe B kann auf den hohen Nadelferritanteil
zurückgeführt werden und prognostiziert hohe mechanisch-technologische Werkstoffkennwerte. Demzufolge bietet
die KD-Zufuhr die Möglichkeit auch bei perspektivisch höheren Streckenenergien die Ausbildung spröder Phasen
zu kompensieren und somit äquivalente Eigenschaften wie die Referenzschweißung zu erreichen.
5.2 Mechanisch-technologische Kennwerte
Zur Charakterisierung des Schweißgutes bezüglich des Festigkeits- und Duktilitätsverhaltens unter quasistatischer
Zugbeanspruchung wurden Rundzugproben (längs) mit d = 10 mm und l0 = 50 mm geprüft. Es wurden
jeweils ausgeprägte Schreckgrenzen festgestellt. Die ermittelten Kennwerte sind in Bild 7 vergleichend gegenübergestellt.
Bild 7: Festigkeits- und Duktilitätskennwerte des Schweißgutes unter quasi-statischer Zugbeanspruchung (li.) Kerbschlagbiegearbeit
in den relevanten Bereichen der Schweißnaht (re.)
Die Festigkeit und Duktilität der gleichartigen Kaltdrahtschweißung entsprechen denen der Referenzschweißung.
Die obere Streckgrenze im Schweißgut längs beträgt ReH ≈ 520 MPa bei einer Zugfestigkeit von Rm ≈ 590 MPa. Bei
der legierungstechnisch angepassten Probe B wurde eine Erhöhung der Streckgrenze gegenüber der Referenz
DVS 337 5

um ca. 15 % auf ReH ≈ 600 MPa ermittelt. Es liegt für alle Schweißgüter eine hohe Duktilität mit A50 ≥ 28 % vor, welche
die Mindestanforderung entsprechend des Grundwerkstoffes von 22 % erfüllen. Das Schweißgut der Probe A
weist eine leicht höhere Bruchdehnung auf, welche durch den höheren Anteil an PF(GB) begründet werden kann.
Die Untersuchung der Schweißung bezüglich der Kerbschlagbiegearbeit wurde entsprechend des Grundwerkstoffes
bei einer Prüftemperatur von -50 °C durchgeführt. Die Prüfung erfolgte instrumentiert, um über die globale
Energiebetrachtung hinaus detailliertere Informationen zum Versagenshergang zu erlangen. Die umgesetzten
Kerbschlagbiegearbeiten KV2 sind in Bild 7 vergleichend aufgeführt. Es wurde der Mindestwert entsprechend dem
Grundwerkstoff von KVmind. = 27 J jeweils überschritten. In der Schweißgutmitte wurden bei der legierungstechnisch
modifizierten Variante mittlere Kerbschlagarbeiten von 250 J bei -50 °C aufgebracht. Somit wurde eine Steigerung
von 32 % gegenüber der Referenzschweißung erreicht. Bei der Variante mit gleichartigem Kaltdraht sind geringere
Kerbschlagarbeiten im Schweißgut aufgenommen worden, welche mit den Gefügeanalysen korrelieren. In den
Bereichen der Schmelzlinie (SL) und Wärmeeinflusszone (SL+2) wurden hingegen keine eindeutig signifikanten
Veränderungen nachgewiesen. Zumal in diesen Bereichen sehr große Streuungen von über 50 % aufgrund des
inhomogenen Werkstoffzustandes und andersartigen Versagensverhalten vorzufinden sind. Die nach ISO 14556
bewerteten Kraft-Durchbiegung-Kurven im Bereich SG entsprechen alle der Art E (Mischbruch) mit hohem Anteil
an stabilem, einen kleinen Bereich des instabilen und anschließend wieder stabilen Risswachstums. Der jeweils
vorliegende Zähbruch äußert sich ebenso in der lateralen Breitung des Ligaments. Im SL-Bereich treten die Arten
E und F (nur Gleitbruch) und im Bereich SL+2 wiederum D (Spaltbruch nach plastischer Dehnung), E und F auf.
5.3 Wirtschaftlichkeit
Die Wirtschaftlichkeitssteigerung des Einsatzes der Kaltdrahttechnologie beruht auf diversen Faktoren. Von primärer
Bedeutung ist die gesteigerte Abschmelzleistung, wenngleich weitere Sekundäreffekte wie bspw. die Reduzierung
der Nebenzeiten durch eine geringere Raupenanzahl und die Reduzierung der elektrischen Arbeit durch effektivere
Ausnutzung der Lichtbogenenergie zu erwarten sind. Zudem kann eine höhere nominelle Streckenenergie
zur weiteren Abschmelzleistungssteigerung durch legierungstechnische Kompensation zähigkeitsmindernder
Hochtemperaturphasen im Schweißgut erfolgen. Hierzu sind weitere Untersuchungen erforderlich, um den Einsatz
höherlegierter Zusatzwerkstoffe ökonomisch bewerten zu können. Bei der generischen Schweißnaht wurden durch
die erhöhte Abschmelzleistung von ca. +45 % die Raupenanzahl prozesssicher von 9 auf 6 vermindert und bei
äquivalenten Schweißparameter die Schweißzeit und elektrische Arbeit um ca. 31 % reduziert werden.
6 Zusammenfassung und Ausblick
Durch die Applizierung zusätzlicher Kaltdrähte beim UP-Mehrdrahtschweißprozess konnte eine Effizienzsteigerung
prozesssicher erzielt werden. Die Abschmelzleistung wurde bei äquivalenter Streckenenergie um ca. 45 % erhöht.
Die Gesamtschweißdauer wurde um ca. -31 % reduziert. Bei UP-Eindraht + KD wurde eine Reduzierung des
Wärmeeintrags in den Grundwerkstoff von bis zu -10 % ermittelt. Weiterhin wurde mittels andersartiger Drahtzufuhr
eine gezielte chemische Modifizierung zur Einstellung des gewünschten Schweißgutgefüges vorgenommen. Es
konnte ein Gefüge mit höherer Festigkeit und Kerbschlagarbeit bei tiefen Temperaturen ausgebildet werden. Dies
ermöglicht eine gezielte Impfung des Schweißgutes zur Gefügeanpassung an die jeweilige Schweißaufgabe.
Im Folgenden wird eine Hochskalierung der Prozessmodifikation an bis zu UP-4-Draht-Anwendungen mit zusätzlich
bis zu 4 Kaltdrähten erfolgen und für den Einsatz in der Fertigung qualifiziert werden. Weiterhin wird untersucht,
inwieweit die Streckenenergie – aufgrund der Legierungssteuermöglichkeit und verminderten Energieeinbringung
in den Grundwerkstoff – erhöht werden kann, um eine weitere Abschmelzleistungssteigerung zu realisieren.
7 Danksagung und Förderhinweis
Die Untersuchungen wurden über die TBI Technologie-Beratungs-Institut GmbH als Projektträger
des Ministeriums für Wirtschaft, Arbeit und Gesundheit Mecklenburg-Vorpommern ermöglicht
und durch Kofinanzierung aus dem Operationellen Programm des EFRE in der Förderperiode
2014 – 2020 gefördert. Für die Unterstützung sei gedankt.
8 Quellen
[1] DNVGL-OS-C401: Fabrication and testing of offshore structures. Edition July 2015. s. l.: DNV GL Group. 2015
[2] DVS 0948: Unterpulverschweißen mit seinen Verfahrensvarianten. Düsseldorf: DVS Media GmbH, 1995
[3] KOZAK, T.: Submerged arc welding with an increased efficiency. Welding International. 2015, 29(8), 614-618
[4] RAMAKRISHNAN, M., et al.: Studies on fracture toughness of cold wire addition in narrow groove submerged arc
welding process. Int J Adv Manuf Technol. 2013, 68, 293-316
[5] MOHAMMADIJOO, M., et al.: Influence of cold-wire tandem submerged arc welding parameters on weld geometry
and microhardness of microalloyed pipeline steels. Int J Adv Manuf Technol. 2017, 88(5), 2249-2263
[6] ARETOV, I.: Einfluss der Kaltdrahtzufuhr beim Unterpulverschweißen von hochwarmfesten Nickelbasislegierungen.
Dissertation. Aachen. 2009
[7] RIGDAL, S., et al.: Synergic Cold Wire (SCW) Submerged Arc Welding - Application of a new cost efficient
welding technique to stainless steels. Svetsaren. 1997, 2, 26-31
6 DVS 337

[8] DIRKSEN, D., et al.: Schweißen im Windturmbau. DVS-Berichte. 2004, Band 232, S. 63-67
[9] OHKITA, S., HORLL, Y.: Recent Development in Controlling the Microstructure and Properties of Low Alloy Steel
Weld Metals. ISIJ International. 1995, 35(10), 1170-1182
[10] EVANS, G. M., BAILEY, N.: Metallurgy of basic weld metal. Abington (UK): Woodhead Publishing Limited. 1997
[11] HÄLSIG, A.: Energetische Bilanzierung von Lichtbogenschweißverfahren. Dissertation. Chemnitz. 2014
[12] BANASCHIK, R., BRÄTZ, O., HENKEL, K.-M.: Qualitative und quantitative Gefügeauswertung von ferritischen
Schweißgütern unter Berücksichtigung der MA-Mikrophasenverteilungen. Praktische Metallographie Sonderband.
2016, 50. Metallographie-Tagung, S. 211-216
[13] LAN, L. et al.: Analysis of martensite–austenite constituent and its effect on toughness in submerged arc
welded joint of low carbon bainitic steel. Mater Sci. 2012, 47, 4732-4742
DVS 337 7

Verbessern der Wirtschaftlichkeit des Unterpulverschweißens durch Plasmaunterstützung
U. Reisgen, L. Oster, K. Willms, E. Gonzales Olivares und A. Bettge, Aachen
Um die Wirtschaftlichkeit bestehender Unterpulver(UP)-Schweißanlagen zu verbessern, wird im Rahmen des im
Folgenden vorgestellten Projektes untersucht, in wie weit dies durch eine Prozesskopplung des UP-Verfahrens mit
dem Plasmaschweißverfahren möglich ist. Die durchgeführten Anpassungen des Plasmaprozesses ermöglichen
eine serielle Kopplung von Plasma-Stichloch- und UP-Prozess, ohne dass eine Verringerung der Schweißgeschwindigkeit
des UP-Prozesses erforderlich ist. Durch eine gezielte Einstellung der Brennerausrichtungen zueinander
und Einstellung der Polarität des UP-Prozesses, lassen sich zusätzliche Synergieeffekte hinsichtlich Einbrandtiefe
und Prozessstabilität erzielen. Damit ist es möglich, Blechdicken von 15 mm einseitig in einem Durchgang
und ohne Wurzelschutz im seriell kombinierten Plasma-Stichloch-UP-Verfahren mit Geschwindigkeiten von
50 cm/min in einem Durchgang zu schweißen.
Zukünftige Forschungsarbeiten konzentrieren sich auf die hybride Prozesskopplung, um anschließend ein Benchmark
zwischen den beiden kombinierten Prozessen und etablierten UP-Verfahren durchführen zu können.
1 Einleitung
Steigender Kostendruck in der metallverarbeitenden Industrie lässt das Interesse an neuen, effizienteren Schweißverfahren
zur Wirtschaftlichkeitssteigerung von bestehenden Produktionslinien zunehmen [1-3]. Hybride Schweißverfahren
wie das Laser-Metall-Schutzgas(MSG)-Hybridschweißen oder das Laser-UP-Hybridschweißen sind derzeit
Gegenstand intensiver Forschungsarbeiten [4]. Ein weiterer vielversprechender Ansatz ist die Verfahrenskombination
von UP- oder MSG-Schweißverfahren mit dem Plasmaschweißverfahren. Vorteile liegen unter anderem in
einer kostengünstigen und robusten Alternative zur Lasertechnik sowie dem verhältnismäßig einfachen Anlagenaufbau.
Hierdurch könnte eine Anwendung gerade für kleine und mittelständische Unternehmen von besonderem
Interesse sein.
Im Rahmen eines industriellen Forschungsprojektes in Kiel wurden im Jahr 2002 das Plasmaschweißen und
Plasmafugenhobeln auf mögliche sinnvolle Verfahrenskombinationen mit anderen Schweißverfahren untersucht.
Ziel war es, im Werk verwendete Schweißverfahren zu einem hybriden Verfahren zu kombinieren, um die Wirtschaftlichkeit
der bestehenden Fertigungslinien zu erhöhen. Hierbei wurde eine Kombination des UP-Verfahrens
mit Plasmastichloch- und Plasmafugenhobel als vielversprechender Ansatz für eine sinnvolle Verfahrenskombination
identifiziert. Diese Forschungsarbeiten wurden in dem Projekt „Optiweld“ der Leibniz Universität Hannover
aufgegriffen und näher untersucht [5]. Dabei wurde eine Kombination aus Plasmastichloch- und UP-Prozess als
zielführend identifiziert, jedoch wurden beide Prozesse zeitlich entkoppelt voneinander eingesetzt.
Aktuelle Arbeiten am ISF greifen die geleisteten Vorarbeiten auf, um sie im Detail zu untersuchen und die Wirtschaftlichkeit
eines kombinierten Plasma-UP-Prozesses im Vergleich zu herkömmlichen UP-Schweißprozessen zu
ermitteln. Ziel ist es, einen Lösungsansatz zu entwickeln, nach dem bestehende Fertigungslinien durch einen verhältnismäßig
geringen Investitionsaufwand in ihrer Leistungsfähigkeit verbessert werden können. Dadurch liegt der
Fokus auf einer gleichzeitigen Anwendung beider Schweißverfahren an einem Schweißkopf in einem gemeinsamen
Schweißprozess.
2 Problemstellung und Lösungsansätze
Prinzipiell lassen sich gemäß Abbildung 1 zwei Möglichkeiten der Verfahrenskombination unterscheiden. Die serielle
Kopplung der Verfahren sieht einen vorlaufenden Plasmastichlochprozess vor, gefolgt von dem UP-Prozess.
Hierbei liegen getrennte Schmelzbäder vor. Bei der hybriden Kopplung wird, unter Verwendung eines weichen
Plasmalichtbogens, der Prozessabstand soweit verringert, dass ein gemeinsames Schmelzbad vorliegt. Durch die
serielle Kopplung können Einseitenschweißungen durchgeführt werden, indem die Schweißung der Wurzellage
und das Auffüllen der Schweißnaht in einem Arbeitsgang erfolgen. Aufwändige Maßnahmen zur Badsicherung
sollen hierbei entfallen, wodurch der Produktionsprozess bezogen auf die erforderliche Anlagentechnik vereinfacht
wird. Herausforderung ist hierbei die Anpassung der Schweißgeschwindigkeit des Stichlochprozesses an die des
UP-Prozesses, um mögliche Vorteile durch die Verfahrenskombination nicht durch eine Verlangsamung des UP-
Prozesses zu verlieren. Eine hybride Prozesskopplung dient der Verbesserung des herkömmlichen UP-Prozesses
durch Erhöhung der möglichen Schweißgeschwindigkeit beziehungsweise der Einbrandtiefe. Hierbei ist insbesondere
zu untersuchen, in wie weit ein stabiler Schweißprozess realisiert werden kann. Einerseits muss der Plasmagasstrom
soweit reduziert werden, dass die UP-Kaverne stabil bleibt, andererseits muss eine ausreichende Kühlung
der Plasmagasdüse durch das Plasmagas gewährleistet sein, um den Düsenverschleiß gering zu halten.
8 DVS 337

Im Folgenden werden die Ergebnisse aus den Untersuchungen der seriellen Prozesskombination dargestellt.
Kombiniertes Verfahren Plasma+UP
Serielle Kopplung
Hybride Kopplung
Plasma‐
Stichloch
UP
Plasma‐
Stichloch
UP
UP+Plasma
UP
Abbildung 1. Mögliche Ansätze und Anwendungsbeispiele für einen kombinierten Plasma-UP-Prozess.
Begrenzender Faktor für die maximale Schweißgeschwindigkeit des Plasmastichlochprozesses ist nach Z. M. Liu
et al. die Bildung von Poren auf Grund von fehlgeleitetem Plasmagas [6]. Gemäß Abbildung 2 steigt der gemittelte
Winkel ϴ der Aufschmelzungsfront vor dem Keyhole mit zunehmender Schweißgeschwindigkeit an, sodass eine
Umleitung des Plasmagases in das Schmelzbad hinter dem Schweißprozess erfolgt. Gleichzeitig führt eine höhere
Schweißgeschwindigkeit bei gleichbleibender Wärmeeinbringung zu einem schnelleren Erstarren des Schmelzbades,
wodurch die Gefahr, Plasmagas in Form von Poren einzuschließen, zunimmt. Dieses Modell kann am ISF in
Vorversuchen abgebildet werden.
a) b)
Vs 1 Vs 2 > Vs 1
5mm
5mm
Abbildung 2. Konzept der Porenbildung durch überhöhte Schweißgeschwindigkeit nach Liu et al. und Nachbildung des Mechanismus
bei Stegschweißungen einer Y-Nahtvorbereitung [6].
Eine Möglichkeit, diesen Effekt der Plasmagasporenbildung zu mindern, ist das Schweißen mit einem definierten
Fügespalt. Erweitert man das Konzept von Liu et al. um diesen Aspekt, so ist davon auszugehen, dass dem Plasmagas
die Möglichkeit gegeben wird, in Schweißrichtung zu entweichen, wodurch der Druck auf das rückseitige
Schmelzbad reduziert wird. Das Plasmaschweißen mit definiertem Fügespalt wurde bereits von Neyka et al. erfolgreich
eingesetzt [7].
Siewert et al. stellen die Möglichkeit dar, dem Schutzgas des Plasmaprozesses Kohlenstoffdioxid zur Erhöhung
der Schweißgeschwindigkeit beizugeben. Dadurch wird einerseits die Viskosität der Schmelze gesenkt, zum anderen
reagiert der Sauerstoff mit Legierungselementen im Grundwerkstoff und es bilden sich Oxide, welche auf
Grund ihrer geringeren Dichte auf der Metallschmelze schwimmen und dadurch deren Oberflächenspannung reduzieren
[8].
Beide Ansätze zur Erhöhung der Schweißgeschwindigkeit des Plasma-Stichloch-Prozesses werden kombiniert
angewendet und im Folgenden erläutert.
Zusätzlich ist bei erhöhten Schweißgeschwindigkeiten in besonderem Maße auf eine ausreichende Schutzgasabdeckung
zu achten, um eine Bildung von Kohlenstoffmonoxidporen zu unterbinden.
DVS 337 9

3 Versuchsaufbau und Anlagentechnik
Die Durchführung der Plasmaschweißungen erfolgt mit einem Plasmabrenner des Typs PMW 350-2 der Firma
EWM. Als Plasmadüse wird eine Kegeldüse der Firma PMC verwendet. Wie in Abbildung 3 dargestellt, werden die
Düsen für eine bessere Zugänglichkeit seitlich angeschliffen und mit einer keramischen Schutzschicht zur Verbesserung
der Standzeit versehen. Um die Schutzgasabdeckung zu verbessern, wird die Schutzgasdüse durch einen
zusätzlichen Mantel erweitert.
a) b)
Abbildung 3. a) Modifizierte Plasmadüse b) Plasmadüse in Y-Nahtvorbereitung mit 60° Öffnungswinkel.
Als Stromquellen werden eine gleich- und wechselstromgeeignete Stromquelle des Typs EWM AC/DC Plasma für
das Plasmaschweißen sowie eine sekundär getaktete Transistorstromquelle PERFECT® arc 1500 AC/DC für das
UP-Schweißen verwendet. Montiert werden die Schweißbrenner an einem Balkenfahrwerk über eine Halterung zur
flexiblen Brennerausrichtung. Die Prozesssteuerung und -überwachung erfolgt über einen Messrechner mit entsprechendem
Labview-Programm. Erfasst werden die Strom- und Spannungsverläufe der beiden Prozesse sowie
die Schweißgeschwindigkeit. Verarbeitet wird S355J0 als Grundwerkstoff sowie UP-Zusatzwerkstoff des Typs
S2Si mit 4 mm Durchmesser in Kombination mit einem aluminatbasischen Pulver der Firma ESAB. Vorversuche zu
Optimierung des Plasmaprozesses werden an Blechen von 8 mm Dicke durchgeführt, kombinierte Einseitenschweißungen
erfolgen an Blechen mit 15 mm Dicke und Y-Nahtvorbereitung. Die Unterseite der Probeneinspannung
weist eine Nut von 25 mm Tiefe auf, um eine störungsfreie Ausbildung des Keyholes zu ermöglichen. Zusätzlich
ist die Möglichkeit gegeben, den Wurzelbereich mit unterschiedlichen Prozessgasen zu formieren.
Für die serielle Prozesskombination werden Prozessabstände von 130 mm bis 230 mm untersucht. Der Abstand
der Plasmadüse zum Werkstück beträgt 5 mm, der Kontaktrohrabstand des UP-Brenners beträgt 25 mm. Der
Plasmabrenner wird bei allen Schweißungen in neutraler Position betrieben, der UP-Brenner mit 5° stechender
Anstellung. Abbildung 4 stellt den Anlagenaufbau für die serielle Prozesskombination dar.
UP-Brenner
Plasmabrenner
Messtechnik
Labviewprogramm
Steuerungstechnik
Abbildung 4. Anlagenaufbau. Links: Balkenfahrwerk mit Schweißbrennern, rechts: Mess- und Steuerungstechnik.
Der vorlaufende Plasmabrenner wird an der Drahtfördereinheit des UP-Brenners montiert und ist bezüglich des
Brennerabstandes und des Anstellwinkels frei einstellbar. Um eine Kontamination des Keyholes durch Schweißpulver
zu verhindern, werden die Brenner durch eine Pulverschütte voneinander getrennt. Die Pulverzufuhr erfolgt
seitlich, um einen möglichst geringen Prozessabstand zu ermöglichen.
4 Anpassung des Plasma-Stichloch-Prozesses
Für eine sinnvolle Prozesskombination von UP- und Plasma-Stichloch-Prozess muss die Schweißgeschwindigkeit
des Plasmaprozesses an die des UP-Prozesses angepasst werden. Als Referenzwert wird eine Schweißgeschwindigkeit
von 50 cm/min gewählt.
10 DVS 337

Ausgehend von Schweißungen mit Nullspalt an I-Stößen mit 8 mm Blechstärke wird der Einfluss von definierten
Fügespalten auf die Prozessstabilität des Plasmastichlochprozesses untersucht. Hierbei zeigt sich, dass die Bildung
von Plasmagasporen bei Verwendung eines Fügespaltes unterbunden wird. Zu große Spaltweiten führen zu
einer ungleichmäßigen Aufschmelzung der Wurzelseite.
Durch eine Anpassung der Prozessgaskombination kann, in Verbindung mit einem Fügespalt von 1 mm, ein stabiler
Stichlochprozess mit Schweißgeschwindigkeiten von 40 cm/min an Blechstärken von 8 mm erzielt werden.
Hierbei wird als Plasmagas Argon mit 5 % Wasserstoffzusatz zur besseren Wärmeeinkopplung verwendet. Als
Schutzgas wird Argon mit 18 % CO2-Zusatz verwendet, um eine gleichmäßigere Nahtformung der Nahtoberseite
zu erzielen. Schweißgeschwindigkeiten oberhalb von 40 cm/min führen zu einer starken Nahtüberhöhung und
Entstehung von Kerben an den Nahtflanken. Zu beachten ist allerdings, dass auch bei höheren Schweißgeschwindigkeiten
durch Anpassung des Plasmagasstromes eine gute Durchschweißung und Ausbildung der Wurzelseite
erzielt werden kann.
Die erzielten Ergebnisse der Schweißungen an I-Nahtvorbereitungen lassen sich auf Y-Nahtvorbereitung übertragen.
Hierbei ist zu beachten, dass eine ausreichende Zugänglichkeit des Schweißbrenners gegeben sein muss,
um die Lichtbogenlänge möglichst gering zu halten. Die Stegbreite wird auf 5 mm verringert, um die stärkere Wärmeableitung
durch die höhere Blechdicke zu kompensieren.
Zusätzlich wird der Einfluss verschiedener Formiergase auf die Prozessstabilität untersucht. Obwohl die Verwendung
sowohl von Argon als auch von Stickstoff mit 5 % Wasserstoffzusatz zum Wurzelschutz eine Verzunderung
der Nahtunterseite verhindern, ist kein positiver Effekt auf die Prozessstabilität zu erkennen. Die im Folgenden
erläuterten kombinierten Schweißungen wurden ohne Formierung der Nahtunterseite durchgeführt.
5 Verfahrenskombination Plasma-Stichloch und UP
Durch die Erhöhung der Schweißgeschwindigkeit des Plasma-Stichloch-Prozesses ist eine serielle Kombination
mit dem UP-Prozess möglich. Hierbei läuft der Plasmabrenner mit einem Prozessabstand von zunächst 130 mm
dem UP Prozess vor und schweißt die Wurzellage der Y-Nahtvorbereitung. Der nachfolgende UP-Prozess füllt die
Naht auf. Die Schweißung erfolgt in einem Arbeitsgang mit einer Schweißgeschwindigkeit von 50 cm/min. Abbildung
5 zeigt das Schliffbild einer seriell kombinierten Plasma-UP-Schweißung, in Tabelle 1 werden die dazugehörigen
Schweißprozessparameter angegeben.
5 mm
Abbildung 5. Schliffbild einer seriell kombinierten Plasma-UP-Schweißung.
Tabelle 1. Schweißprozessparameter des seriell gekoppelten Plasma-UP-Prozesses.
Strom UP
650 A
Strom Plasma
310 A
Elektrodendurchmesser Plasma 4 mm
Elektrodendurchmesser UP 4 mm
Elektrodentyp UP
S2Si
Plasmagas
ArH5/Ar4.6
Plasmagasstrom
5 l/min
Schutzgas
M21
Schutzgasstrom
16 l/min
Schweißgeschwindigkeit
50 cm/min
Grundwerkstoff
S355J0
Blechdicke
15 mm
DVS 337 11