Bachelorarbeit - Hochschule München

Hochschule 

für angewandte Wissenschaften – FH 

München 

Munich University of Applied Sciences 

Fachbereich 06 Feinwerk- und Mikrotechnik, Physikalische Technik 

Studiengang Produktion & Automatisierung 

Bachelorarbeit 

Einfluss unterschiedlicher Kaltverfestigungen 

bei 

hochfesten Feinblechen 

auf die 

Laserstrahlschweißbarkeit 

von 

Günther Appelt 

Erstellt an der 

Schweißtechnischen Lehr- und Versuchsanstalt 

SLV- München, Niederlassung der GSI mbH 

Betreuung 

Prof. Ing. A. Schlüter, Hochschule München 

Dipl. – Ing. (FH) P. Limley, SLV- München

Erklärung 

Hiermit versichere ich, dass ich diese Bachelorarbeit selbständig verfasst und noch 

nicht anderweitig für Prüfungszwecke vorgelegt habe. Es wurde kein anderen als die 

angegeben Quellen oder Hilfsmittel verwendet und wörtlich oder sinngemäß wiedergegebene 

Zitate wurden als solche gekennzeichnet. 

München, 7. Februar 2010 

________________________________ 

Günther Appelt

Inhaltsverzeichnis 

1 Einleitung 

4 

2 Stand der Technik 

6 

3 Grundlagen 

8 

3.1 Merkmale und Eigenschaften der verwendeten Mehrphasenstähle 8 

3.1.1 Complexphasen-Stahl (CP) 

8 

3.1.2 Herstellung und bevorzugte Verwendung der Complexphasen -Stähle 9 

3.1.3 Schweißeignung von Werkstoffen 

11 

3.2 Laserstrahlschweißen 

11 

3.2.1 Laser 

11 

3.2.2 Laserarten 

12 

3.2.3 Wärmeleitungs- und Tiefschweißen 

13 

3.2.4 Prozessparameter 

14 

3.2.5 Besonderheit des Schweißens mit Laser 

14 

3.2.6 Vor- und Nachteile des Laserstrahlschweißens 

15 

4 Experimentelles 

16 

4.1 Vorgehensweise 

16 

4.2 Laserstrahlbearbeitungsanlage 

17 

4.3 Versuchswerkstoffe 

18 

4.4 Probenschweißung 

19 

4.4.1 Geometrie 1: Schweißung bei A-Form 

20 

4.4.2 Geometrie 2: Schweißung bei T-Form 

20 

4.5 Probenvor- und nachbereitung 

4.6 Bewertung der Qualität von Laserstrahlschweißungen gemäß 

21 

DIN EN ISO 13919 -1 

21 

4.6.1 Sichtprüfung 

22 

4.6.2 Metallografie 

22 

4.6.3 Härteprüfung 

23 

4.6.4 Statischer Zugversuch 

23 

4.6.5 Technologische Dauerfestigkeitsprüfung (Perlschnurverfahren) 25 

5 Ergebnisse 

26 

5.1 Ermittlung geeigneter Parameter 

26 

5.2 Beobachtungen und Erkenntnisse 

27 

5.3 Einfluss der Bauteilgeometrie auf die Materialhärte 

37 

5.4 Einfluss der Kaltverfestigung auf die Scherzugfestigkeit 

41 

5.5 Einfluss der Kaltverfestigung auf die Zugfestigkeit 

45 

5.6 Einfluss der Kaltverfestigung auf die dynamische Dauerfestigkeit 49 

6 Bewertung und Ausblick 

53 

7 Verzeichnis 

54 

7.1 Literaturverzeichnis 

54 

7.2 Normenverzeichnis 

55 

7.3 Abkürzungsverzeichnis 

55 

8 Anhang 

56 

8.1 Tabellen 

56 

8.2 Bilder 

62

HM/SLV-München 

1 Einleitung 

Einleitung 

In der heutigen Zeit wird es für die Fertigung immer wichtiger, ein schnelles, präzises, 

flexibles und passendes Verfahren für den jeweiligen Prozess zu finden. 

Gerade bei komplexen, verwinkelten Geometrien stellt das Laserstrahlschweißen in 

der Fügetechnik eines der wohl dafür am besten geeigneten Verfahren dar. 

Das Laserstrahlschweißen vereint durch seine Eigenarten einige vorteilhafte Eigenschaften: 

− hohe Energiedichte (höchste Energiedichte aller Schweißverfahren), 

− hohe Schweißgeschwindigkeit, 

− minimale thermische Belastung, 

− geringer Verzug/Spannungsaufbau (Schweißen bei fertig bearbeiteten Teilen), 

− Schweißen an schwer zugänglichen Stellen, 

− gut automatisierbar. 

Diese Eigenschaften machen das Laserstrahlschweißen anderen “konventionellen“ 

Verfahren überlegen. 

Neben den Fertigungsmethoden spielen die verwendeten Werkstoffe eine wichtige 

Rolle bei der Optimierung der Produktentwicklung und Fertigung. So setzten sich 

aufgrund ihres herausragenden Verfestigungsverhalten und damit äußert wichtigen 

Eigenschaft für den Automobilbau die so genannten Mehrphasenstähle als Feinblech 

immer stärker durch. 

Bild 1: Fügen von ungeformten Stahlbauteilen mittels Nd:YAG-Laser 

Ein weiterer Schritt der Optimierung ist die zunehmende Integration von Funktionen 

in einem Bauteil. Damit steigt die Komplexität, die Umformgrade und die Anzahl der 

Verbindungstellen, während die Zugänglichkeit abnimmt. 

4


Einleitung 

Die Eigenart des Laserstrahls gerade in diesen komplexen Geometrien noch 

Schweißnähte setzen zu können, konnte bisher oft nicht voll ausgenutzt werden, weil 

das Schweißen in solchen Geometrien oft bedeutete, die Schweißnaht in einen kaltumgeformten 

Bereich zu legen. 

Doch über den Einfluss der veränderten Metallstruktur auf die Qualität der Schweißnaht 

ist wenig bekannt. Daher versuchte man bisher die Schweißnähte in nicht verformten 

Bereiche der Bauteilgeometrie zu verlegen. 

Mit dem zunehmenden Einsatz der Mehrphasenstähle im Karosseriebau stellt sich 

aber immer stärker und drängender die Frage, wie weit die alten Konstruktionsregeln 

noch gelten und ob der Einsatzbereich nicht genauer ermittelt und damit erweitert 

werden kann. Dabei gilt es, die Vorteile der Kaltumformung und der damit auftretenden 

Kaltverfestigung zu wahren, sowie die Tendenz zu komplexeren umgeformten 

Geometrien zu ermöglichen bei einer gleichzeitiger schnellen, kostengünstigen Fertigung. 

Diese Bachelorarbeit beschäftigt sich als Teil eines Forschungsauftrages mit den 

Auswirkungen der Kaltumformung bei Mehrphasenstählen und der damit einhergehenden 

Kaltverfestigung auf die Laserstrahlschweißbarkeit und ihre Qualität. 

Als Mehrphasenstahl wird das hochfeste Feinblech CP-W®800 bzw. HCT 780 C 1 

verwendet. In der Bachelorarbeit werden zwei Geometrien mit verformten und nicht 

verformten Feinblechen untersucht. 

Bild 2: Untersuchte Bauteilgeometrien 

1 Gemäß DIN EN 10 336 

5


2 Stand der Technik 

Stand der Technik 

Seit der Entwicklung des Lasers in den 60er Jahren und der ersten industriellen Anwendung 

in den 70er konnte sich die Laserstrahlmaterialbearbeitung nicht nur in der 

blechverarbeitenden Industrie immer mehr durchsetzen. 

Im selben Maße setzten sich im Bereich des Leichtbaus die mehrphasigen höherfesten 

Feinbleche durch. Zu diesen Stählen zählt man: 

− Dualphasenstähle (DP), DP-K® 60/98 2 , HCT980X 3 (Kaltband) 

− Restaustenitstähle (TRIP), RA-K® 4 , HCT780T 3 (Kaltband) 

− Complexphasenstähle (CP), CP-W 800® 5 , HDT780C 3 (Warmband) 

− Martensitphasenstähle (MP), MS-W 1200® 6 , HDT1200M 3 (Warmband) 

Bild 3: Vergleich Stahlsorte und ihre mechanische Kennwerte 

Dabei findet der Leichtbau nicht nur im KFZ- Bereich Anwendung, sondern auch in 

vielen anderen Bereichen wie LKW-, Zug-, Schiffsbau, Architektur und Konsumgüter. 

In all den genannten Bereichen steigt auch der Wunsch, die Geometrien mehrfunktionaler, 

materialsparender, stabiler und in Hinsicht auf Design eleganter zu machen. 

Dies führt dazu, dass der Anteil der Umformung und die Komplexität steigt, während 

die Zugänglichkeit und der unverformte Bereich sinkt. Das ergibt zwangsläufig, dass 

es notwendig wäre, die Schweißnaht in den kaltumgeformten Bereich zu legen. 

2 

ThyssenKrupp Steel, „Dualphasen-Stähle DP-W® und DP-K® Für die Herstellung komplexer hochfester 

Strukturelemente“, September 2008 

3 

DIN EN 10336 

4 

ThyssenKrupp Steel „Restaustenit- Stähle RA-K® Für umformtechnisch anspruchsvolle, hochfeste 

Bauteile“, September 2008 

5 

ThyssenKrupp Steel „Complexphasen-Stähle CP-W® und CP-K® Für die gewichtssparende Herstellung 

hochfester, crashrelevanter Bau- und Verstärkungsteile“, September 2008 

6 

ThyssenKrupp Steel, „Martensitphasen-Stahl MS-W® Für crashrelevante und verschleißbeanspruch- 

te Bauteile“ 

6


Stand der Technik 

Bild 4: Angepasste Fügetechnik bei VW Passat B6 Quelle: EBK/ Poznanski-Eisenschmidt 

Mit diesen Entwicklungen stößt man mittlerweile im Bereich der Verarbeitung und 

Reparatur an die Grenzen der bisherigen Erfahrungen und Kenntnisse. 

So ist es laut DIN 18800 nicht zulässig, in den Einflussbereich von Kaltumformungen 

zu schweißen. Zwar gibt es Erweiterungen, z.B. ist es bei geringen Biegeradien mit 

kaum auftretender Kaltverfestigung erlaubt; Die prinzipielle Aussage der Norm, dass 

Schweißungen im stark verformten Bereich nicht förderlich sind konnte bereits widerlegt 

werden; “Umfangreiche Untersuchungen haben gezeigt, dass aus diesem Grund 

auch das Schweißen in kaltumgeformten Bereichen ohne Beeinträchtigung der Zähigkeit 

möglich ist (entgegen DIN 18800).“ 7 

Diese Ungenauigkeit bei der DIN 18800 beruht auf dem damaligen Wissenstand, den 

verfügbaren Forschungsarbeiten, Werkstoffen und Fertigungsmethoden. 

Bisherige Forschungsarbeiten in Bezug auf die Laserstrahlschweißbarkeit bei hochfesten 

Mehrphasenstählen wiesen bisher nur die generelle Schweißbarkeit nach, sowie 

einen Einfluss der Geometrien und des Verformungsgrades. Den genauen Einfluss 

der Kaltumformung und deren Einsatz für eine technisch sichere Fertigung 

konnten die durchgeführten Untersuchungen nicht nachweisen. 

Bisher wurde eine gute Schweißbarkeit der Stähle an sich, sowie ein deutlicher Einfluss 

der Bauteilgeometrie und der Nahtform auf die mechanisch-technologischen 

Eigenschaften der Werkstoffe festgestellt 8 . 

Von konventionellen Schweißmethoden ist bekannt, dass die Wärmeeinbringung zu 

einer Minderung der gewünschten Werkstoffkennwerte sowie zu einer Steigerung der 

Rissanfälligkeit führt. Konsekutiv ist es Ziel festzustellen, welche Strukturveränderungen 

und Kennwertbeeinflussungen die Laserstrahlschweißungen bewirken. 

7 

Dipl.-Ing. P.Gerster Faun GmbH, Lauf „MAG-Schweißen hochfester Feinkornstähle im Fahrzeugkranbau“, 

http://www.dvs-ev.de/aktuell/Beispiel_1.pdf 2000, Seite 2 

8 

Schmid, C., H.Haferkamp, F. von Alvensleben, I.Burmester: Laserstrahlschweißung von Leichtbaurädern 

aus dem Stahl DP 600 Laser Zentrum Hannover (1998) sowie Groh, J.: Laserstrahlschweißeignung 

höher kohlenstoffhalteriger Stähle. Diplomarbeit der SLV München (2001) 

7


3 Grundlagen 

Grundlagen 

3.1 Merkmale und Eigenschaften der verwendeten Mehrphasenstähle 

3.1.1 Complexphasen-Stahl (CP) 

“Aufgrund der ausgewählten chemischen Zusammensetzung und eines besonderen 

Warmwalzverfahrens weist Complexphasenstahl eine extrem feine Mikrostruktur auf, 

die in der komplexen Wirkung mit den aufeinander abgestimmten Gefügeanteilen von 

Ferrit, Bainit, Martensit und Ausscheidungshärtung eine besonders attraktive Eigenschaftskombination 

von hoher Festigkeit und Verschleißfestigkeit mit guter Kaltumform- 

und Schweißeignung ergibt.“ 9 

Bild 5: Gefüge und Zeit-Temperatur- Umwandlungsschaubild von Complexphasenstahl 

Diese Charakteristiken bedeuten, dass die Complexphasenstähle im Vergleich zu 

anderen MP-Stählen zwar eine höhere Streckgrenze und Festigkeit haben, aber eine 

geringe Gleichmaß- und Bruchdehnung. Somit ist der umformtechnische Aufwand 

relativ groß und sorgt dafür, dass vor allem Bauteile aus Complexphasenstahl gefertigt 

werden, die Crash Energie absorbieren sollen. Diese Stähle bieten das beste 

Verhältnis von Festigkeit und Umformbarkeit.“ 10 

9 ThyssenKrupp Steel „Complexphasen-Stähle CP-W® und CP-K® Für die gewichtssparende Herstellung 

hochfester, crashrelevanter Bau- und Verstärkungsteile“, September 2008 

10 T. Heller, O. Hoffmann, U. Etzold, K.-P. Imlau, „Neue Stähle für moderen Fahrzeugkarosserien“ 

http://www.dgm.de/past/2004/metallographie/download/686_80.pdf, September 2009 

8


Grundlagen 

3.1.2 Herstellung und bevorzugte Verwendung der Complexphasen - 

Stähle 

Mehrphasenstähle kamen um 1994 auf den Markt 11 . Das heißt, sie erschienen 

gleichzeitig mit der ersten Aluminiumkarosserie, Audi A8 mit Audi Space Frame. 

Ganz offensichtlich hatte die Entwicklung der ersten Space Frames aus Aluminium 

die Weiterentwicklung des Stahls verstärkt initialisiert und führte dazu, dass das Potenzial 

des Stahls erweitert wurde. 

2002 rollte der erste Wagen der Mehrphasen- gestählt war, Porsche Cayenne, vom 

Band 12 . Mittlerweile leisten sich die Firmen auch schon für die breite Masse die 

Mehrphasenstähle, z.B. Längsträger bei VW Golf. 

Bild 6: Verwendete MP-Stähle bei Autokarosserie 

So zeichnet sich ab, dass bei den Produkten der Zukunft immer häufiger die neuen 

Feinkornstähle verwendet werden. 

Dabei haben Mehrphasenstähle folgen Vorteile: 

• gutes Gewichts/Werkstoffkennwert-Verhältnis, z.B. Dichte/ Zugfestigkeit, 

• recycelbar, 

• gutes Preis/Leistungsverhältnis 

• erprobte, gut erforschte, leichte Be- und Verarbeitungsverfahren, 

• gut reparierbar mit herkömmlichen Techniken. 

11 Tim Schröder, MaxPlanck Gesellschaft Ausgekochter Stahl für das Auto von morgen 

http://www.stahl-online.de/medien_lounge/Hintergrundmaterial/BeitragMPFAusgekochterStahl.pdf 

Vgl. http://www.mpg.de/bilderBerichteDokumente/multimedial/mpForschung/2009/heft_se/pdf10.pdf 

Stand September 2009 

12 Innovate! - Anzeige - sueddeutsche.de, „Wie ein Werkstoff entsteht“ 

http://www.innovate-magazin.de/beitrag_druckversion_2409415.html 

9


Grundlagen 

Mehrphasenstähle sind nicht nur gut recycelbar, sie entstehen mittlerweile oft auch 

aus recyceltem Material. 

Dabei wird heute Stahl im laufenden Prozess in den Oxygenschmelzöfen hergestellt. 

Durch fortwährende chemische und physikalische Analysen wird die Zusammensetzung 

der Stahllegierung bestimmt. Je nach momentaner Auftragslage stellt man die 

momentane Schmelze mit der Zugabe von Eisen/Stahlschrott, Legierungszusätzen 

oder Frischeisen ein. 13 

In den angeschlossenen Stranggießanlagen wird die Schmelze zu Brammen gegossen. 

Die glühendwarmen Brammen werden zu einem Art Grobblech im Warmband- 

Walzwerk vorbereitet. Je nach Mehrphasenstahl und gewünschten Kennwerten, vor 

allem Zugfestigkeit und Härte, wird anschließend kalt- oder warmgewalzt. 

Am Beispiel des TRIP- Stahls, der bei der Herstellung vergleichbar dem Complexphasenstahls 

ist, beschreibe ich genauer das Verfahren, wie die metallurgische Zusammensetzung 

die einen Mehrphasenstahls kennzeichnet, erreicht wird. 

Bild 7: Prozesskette Mehrphasenstahl (Uni Hannover, Institut für Werkstoffkunde Moderne 

Stahlwerkzeuge und ihre Anwendung) 

“Zur Einstellung von metastabilem Restaustenit ist eine Kohlenstoffanreicherung des 

Austenits notwendig. Ausgehend von einem mittleren Kohlenstoffgehalt von etwa 

0,20% erzielt man diese in zwei Stufen. Im ersten Schritt fördert man durch geeignete 

Umform- und Temperaturbedingungen die Ferritbildung. Da im Ferrit praktisch kein 

Kohlenstoff gelöst vorliegt, erreicht man in Abhängigkeit vom Ferritanteil Kohlenstoffanreicherungen 

von bis zu 0,5 %. Niedrigere Abkühlgeschwindigkeiten fördern die 

Ferritbildung und damit die Kohlenstoffanreicherung in dieser ersten Stufe. 

13 

ThyssebKrupp Stahl „Höherfester Stahl für den Automobil-Leichtbau“, http://www.thyssenkruppstahl-servicecenter.com/servlet/it.d4cms.custom.std.download.DownloadServlet/005101023654UkE4K0xobFhKQkU4Z 

m5wQ0VSRlBIbXRoSkF4dEFBSUVleGNqQ0M0RVF4eDBHaXhYVlFjbUJFSmxBMGxRTlNsRllqWUx 

CVXBJVUZkNUh4c2hLQ0pUU1JCVVRFQXJkeVpi/auto.pdf?IE55_OR_SP1_BUG=.pdf September 

2009 

10


Grundlagen 

Kühlt man das Warmbad anschließend schnell auf Raumtemperatur ab, wandelt sich 

der angereicherte Austenit in Martensit um.“ 14 

Im zweiten Schritt kühlt man das Blech bis zur Bainit-umwandlung ab. Der Kohlenstoff 

reichert sich dabei auf mehr als 1,2% an. Durch den zunehmenden Kohlenstoffgehalt 

des abkühlenden TRIPs sinkt die Temperatur der Martensitbildung auf unter 

20° C. Günstige Legierungzugaben verhindern die ungewünschte Perlitbildung sowie 

die härtende Carbidenausscheidung. Zurückbleibt somit ein noch nicht umgewandelter 

metastabiler restaustenitischer Stahl kurz TRIP-Stahl. 15 

3.1.3 Schweißeignung von Werkstoffen 

Prinzipiell eignet sich jeder schmelzbare Werkstoff zum Laserstrahlschweißen. Einschränkende 

Faktoren bei Stählen sind aber ein hoher Kohlenstoffgehalt C>0,22% 

aufgrund der hohen Abkühlgeschwindigkeit der Laserstrahlschweißnaht und der damit 

folgenden hohen Aufhärtung. Ebenso erschweren stark reflektierende oder wärmetransportierende 

Werkstoffe wie Kupfer und Aluminium sowie hochreaktive Werkstoffe 

ohne ausreichenden Gasschutz das Schweißen. 

3.2 Laserstrahlschweißen 

3.2.1 Laser 

Am 16. Mai 1960 gelang es das erste Mal beim so genannten Pumpen ein Molekül 

anzuregen, die spontane Energieemission zu einer stimulierten Emission (ein angeregtes 

Photon regt weiter Photonen mit gleicher Frequenz, Phase, Polarisation und 

Ausbreitungsrichtung an) übergehen zu lassen und schließlich über einen Resonator 

zu verstärken, rückzukoppeln und in einer bevorzugten Richtung freizugeben. 

Dabei beschreibt das Kürzel Laser, Ligth Amplification by Stimulated Emission of 

Radiation, zu Deutsch. „Verstärkung von Licht durch erzwungene Aussendung von 

Strahlung“ 16 diesen Vorgang. 

Seit damals wurde eine Vielzahl unterschiedlicher Lasertypen entwickelt. Der Einsatz 

des jeweiligen Lasers orientiert sich an dem Anwendungsbereich. Am verbreitesten 

sind die Halbleiterdiodenlaser, z.B. in CD/DVD- Laufwerken oder Laserpointern. In 

der Industrie konnten sich bisher am besten CO2-Gaslaser und Nd:YAG- Festkörperlaser 

auf Grund von Wirkungsgrad, Leistung, Investitionskosten und Bedienbarkeit 

durchsetzen. 

14 

Dipl. Ing (FH) Bianca Schmalisch „Untersuchung der mechanischen und metallurigschen Eigenschaften 

laserstrahlgeschweißter hochfester Werkstoffe“ SLV-Muenchen 2005 Seite 18 

15 

Heller T. Engl B., Schriever: „Innovative Werkstoffentwicklungen als Grundlage für den modernen 

Automobilleichtbau, Entwicklungen im Karosseriebau“ VDI Bericht 1398, Gesellschaft Fahrzeug- und 

Verkehrstechnik 

16 

H. Behnisch, Kompendium der Schweißtechnik Band 1: Verfahren der Schweißtechnik, DVS Media, 

Düsseldorf, Nov. 2002, ISBN-10 3871552046 

11


3.2.2 Laserarten 

Grundlagen 

Wellenlänge Leistung Betriebsart Anwendungen 

Halbleiter-Laser 

Einzeldioden infrarot(IR) bis sichtbar 1 mW - 100 mW kontinuierlicher und 

gepulster Betrieb 

Optoelektronik 

Dioden-Laser infrarot bis sichtbar bis 100 W kontinuierlicher und Pumplichtquelle für Festkörperlaser 

Barren 


Festkörperlaser 

Nd:YAG-Laser 1064 nm 

(1.06 µm) 

1 W - 3 kW kontinuierlicher und 


12 

Materialbearbeitung, Messtechnik, 

Medizin 

Rubin-Laser rot einige MW gepulster Betrieb Messtechnik, Puls-Holografie 

Gas-Laser 

CO 2-Laser 10.6 µm 1 W - 40 kW (100 

MW gepulst) 

Excimer-Laser 193 nm, 248 nm, 308 nm, 

351 nm (und weitere Linien) 

HeNe-Laser 632.8 nm (prominenteste 

Linie) 

Argon-Ionen-Laser 515 nm - 458 nm (mehrere 

Linien) 

Farbstofflaser-Laser IR bis UV kontinuierlich 

(verschiedene Farbstoffe) 

kontinuierlicher und 


1 kW - 100 MW gepulster Betrieb, Pulslänge 

10 ns - 100 ns 

Materialbearbeitung, Medizin, 

Isotopentrennung 

Mikrobearbeitung, Laserchemie, 

Medizin 

1 mW - 1 W kontinuierlicher Betrieb Messtechnik, Holografie 

1 mW - 150 W kontinuierlicher und 


1 mw - 1 W kontinuierlicher und 


Tabelle 1: Auflistung der gebräuchlichsten Laserarten mit Kennwerten 17 

Drucktechnik, Pumplaser für 

Dyelaseranregung Medizin 

Messtechnik, Spektroskopie, Medizin 

Neben den aufgeführten Lasern gibt es noch eine große Anzahl an weiteren Lasern, 

die aber oft rein experimenteller Natur sind und eigentlich nur in der Grundlagenforschung 

angewendet werden. 

Laser mit extremer Leistungsfähigkeit: 18 

• 150 KJ, bei 10 Nanosekunde auf einer stecknadelgroßen Fläche 

• Impuls mit 1 Femtosekunde� kürzer als die Schwingungsdauer des Lichtes 

• 1 Petawatt (10 15 Watt), womit durch die Fokusierung eine höher Energiedichte 

entsteht als in der Sonnenmitte 

17 

Fraunhofer-Institut für Lasertechnik ILT, http://www.ilt.fraunhofer.de/ger/100054.html September 

2009 

18 

Extrem Lasers http://www.laserfest.org/lasers/extreme.cfm September 2009


3.2.3 Wärmeleitungs- und Tiefschweißen 

Grundlagen 

Beim Starten der Schweißung wird anfangs ein Großteil der Laserstrahlenergie durch 

Wärmetransport in den Werkstoff und Reflexion der Metalloberfläche abgeführt. Mit 

zunehmender Einwirkdauer, < 1/10 Sekunde, der Einkopplung, wird der Wärmeabtransport 

kompensiert und das Werkstück fängt am Fokuspunkt das Schmelzen an. 

Bei genügender Energie fängt bei 1/10 Sekunde Einwirkdauer die Tiefschweißphase 

an. Dabei bildet sich im Fokus sobald eine werkstoffabhängige Schwellenintensität 

überwunden wurde, eine Dampfkapillare („keyhole“) aus, deren Durchmesser ungefähr 

dem des Lichtdurchmessers an der Stelle entspricht. 

Bild 8: Tiefschweißen ab ca. 4 MW/cm² 

Entlang der Kapillare strömt das verdampfte Metall als Plasma aus und muss zum 

Teil unter Zugabe von Schutzgasen kompensiert werden. Die Einschweißtiefe entspricht 

die der Kapillarlänge und weist ein für diese Schweißtechnik charakteristisches 

sehr schmales Naht im Verhältnis, Nahtbreite zu Nahttiefe, von 1:5 -1:10 auf. 

Auch bei Einsatz von Schutzgas ist es wegen der Plasmabildung nur bedingt möglich, 

eine produktionstechnisch sinnvolle Schweißnaht mit mehr als 25 mm zu konzipieren. 

Durch das Zusammenfließen der Schmelze hinter der Dampfkapillare ent- 

19, 20 

steht die klassische Schweißraupe. 

19 

H.Knissel: „Entwicklung eines Prüf- und Bewertungskonzeptes für laserstrahlgeschweißte Verbindungen“ 

DVS- Berichte, Band 206 (1999) 

20 

H. Richter, „LASER, das besondere Licht für die Materialbearbeitung“ (1997) 

13


3.2.4 Prozessparameter 

Grundlagen 

Die Prozessparameter für die Laserstrahlanlage wurden über teilfaktorielle Vorversuche 

ermittelt. Dabei wurde vor allem Strahlleistung und Schweißgeschwindigkeit variiert. 

Damit ergibt sich als wesentlicher Einflussfaktor des Laserstrahlschweißens die Streckenenergie: 

Formel 1: Streckenenergie 

Dagegen blieben folgende Laserparameter beim Versuch konstant: 

• CO2-Laseranlage (damit Laserstrahlwellenlänge 10,6 µm) 

• eingesetzte Anlage 

• Schutzgas „Lasgon C1“ 21 zur Plasmakontrolle 

• seitliche Schutzgaszuführung mit Laserkopf geführt 

• Brennweite/Fokusierspiegel �Fokusdurchmesser 0,5mm 

• Fokuslage 

• Leistungsverteilung/ Modenstruktur (niedriger, damit günstiger, gaußverteilungsähnlicher) 

• Strahlkennzahl 

• Schärfentiefe 

• Strahlungspolarisation 

3.2.5 Besonderheit des Schweißens mit Laser 

Entscheidend bei dem Laserstrahlschweißen ist es, das Licht von der Laseranlage 

auf das Werkstück zu bringen. Wenn man einen CO2 –Laser verwendet, kann man 

im Gegensatz zu Nd:YAG-Laser keine Glasfaser verwenden, da das Licht aufgrund 

seiner Wellenlänge beim CO2 –Laser bereits in der Glasfaser absorbiert wird. 

Deswegen wird beim CO2 –Laser, gekühlte Metallspiegel in einem mehrfachschwenkbaren 

Strahlarm verwendet. 

Am Ende des Strahlarmes sitzt der Laserkopf. Im Laserkopf befindet sich ein fokussieroptischer 

Spiegel. Der Schliff des Spiegels ist in unserem Fall auf eine Brennweite 

von 250 mm eingestellt. Das bedeutet, dass der Strahl die höchste Energiedichte 

in diesem Punkt erreicht. Entfernt man sich von diesem Punkt, nimmt der Durchmesser 

des Strahles zu, damit die Fläche und folglich sinkt die Intensität. 

Somit hat die Brennweite und Höhe des Schweißkopfes über dem Werkstück einen 

wichtigen Einfluss auf die erreichbare Einschweißtiefe, sowie das Verhältnis 

Schweißnahtbreite zu –tiefe. 

21 The Linde Group, „Lasgon® C 1” http://www.linde-gase.de/datenblatt/db_lasgon_c_1.pdf (Novem- 

ber 2009) 

14


3.2.6 Vor- und Nachteile des Laserstrahlschweißens 

Prozess 

Werkstück 

Anlage 

Vorteile Nachteile 

Hohe Leistungsdichte (höchste 

Energiedichte aller Schweißverfahren) 

Kleiner Strahldurchmesser � 

Kleine Schweißnaht 

Schweißen an Atmosphäre 

(vergleichbar WIG) 

Berührungslos 

Hohe Schweißgeschwindigkeit 

Grundlagen 

15 

Aufwendige Nahtvorbereitung (Strahl 

darf nicht durch Lücke „hindurchschießen“) 

Begrenzte Einschweißtiefe (vgl. 3.2.3. 

Wärmeleit- und Tiefschweißen, ≤ 25 mm) 

Exakte Positionierung notwendig 

Minimale thermische Belastung Aufhärte- und Rißgefahr 

Schweißen bei fertig bearbeiteten 

Teilen möglich, 

Schweißen an schwer zugängli- 

chen Stellen 

Geringer Verzug/Spannungsaufbau 

Unterschiedliche Werkstoffe 

schweißbar 

Stark reflektierende und wärmeabführende 

Materialien wie Silber, Gold und 

Kupfer sind schwer schweißbar 

Kurze Taktzeit Aufwendige Strahlführung und Formung 

(zumindest bei CO2 ) 

Mehrstationenbetrieb möglich Schutz vor Laserstrahlung notwendig 

Anlagenverfügbarkeit > 90% 

Gut automatisierbar 

Tabelle 2: Vor- und Nachteile von Laserstrahlschweißungen 

Hohe Investitionskosten 

Schlechter Wirkungsgrad CO2-Laser: 


4 Experimentelles 

4.1 Vorgehensweise 

Experimentelles 

Über die Auswirkung der Kaltumformung auf die Schweißnahtgüte bei Complexphasenstahl 

und damit die Laserstrahlschweißbarkeit bei Mehrphasenstählen liegen aus 

früheren Forschungsprojekten erst begrenzte Erkenntnisse vor. Deshalb wird in diesem 

Forschungsprojekt der Einfluss der Umformungsgeometrie und der Grad der 

Kaltumformung an der SLV-München untersucht. 

Der Werkstoff CPW-800 wird zunächst auf seine physikalischen, chemischen und 

technischen Kennwerte geprüft. Dies dient zum Abgleich mit den Herstellerangaben 

und zur besseren Dokumentation von Veränderungen im Werkstoff durch die Versuchsreihe. 

Als Schutzgas wird „Lasgon C1“ 23 , verwendet, welches über 50l Gasflaschen 

bezogen wird. 

Folgende Ziele werden als Forschungsziel festgelegt: 

− Vergleich der Ergebnisse (mechanische Kennwerte, Gefügestruktur) zwischen 

Laserschweißnähten im umgeformten, damit kaltverfestigten, Grundwerkstoff 

und nicht umgeformten Werkstoff 

− Ermitteln des Zusammenhanges Streckenenergie – Umformgrad – Einhärtung 

− Einfluss der Kaltverfestigung bzw. der Laserparameter auf die Kaltrissbildung 

und Nahtgüte 

− Einfluss der realitätsnahen Bauteilgeometrien auf die Schweißnahtform und 

ihre mechanischen Kennwerte 

− Ermitteln der mechanisch technologischen Kennwerte und der dynamischer 

Belastung 

− Erarbeiten von Fügeparametern und Arbeitsrichtlinien für die spätere Produktion 

Da sich im Laufe der Forschungsarbeit die Reihenfolge der bearbeiten Probengeometrien 

änderte und sich neue Erkenntnisse ergaben, konnte der Vergleich verformt 

zu nicht verformten Werkstoff nicht im Rahmen dieser Bachelorarbeit vorgenommen 

werden und war es zeitlich und ohne weitere Ergebnisse nicht möglich den Letzten 

Punkt zu erarbeiten. 

Um die oberen Ziele zu bewerten und zu beurteilen, werden folgende Verfahren angewendet 

(meist in der folgenden Reihenfolge): 

− Sichtprüfung 

− Einteilung der Schweißnahtunregelmäßigkeiten in Bewertungsgruppen 

− Metallographische Untersuchung 

− Härteprüfung nach Vickers 

− Zugversuch bei Raumtemperatur 

− Dauerschwingversuch 


ber 2009) 

16



Zur Ermittlung der Probenanzahl wie auch des benötigten Materials wird am Anfang 

ein Probenplan aufgestellt, vgl. Anhang Tabelle 4: Versuchsplanung zur Materialkalkulation. 

Dieser beinhaltet die unterschiedlichen Geometrien und die Art der Umformung. 

4.2 Laserstrahlbearbeitungsanlage 

Für die Schweißungen wird ein CO2-Laser Triagon TR060 der Firma Rofin mit einer 

maximalen Strahlleistung von 6000W verwendet. Der TR060 ist ein axial geströmter 

Laser mit Gleichstromanregung. Auf dem Bild 9 ist der Resonator dargestellt. 

Bild 9: CO2-Laser Triagon TR060 der Firma Rofin 

17



Zur Positionierung des Strahlarms und damit des Lasers wird ein 5-Achsen Roboter 

der Firma Motoman verwendet. An der Spitze des Strahlarms bzw. des Roboterarmes 

ist der Laserschweißkopf mit einer Brennweite von 250 mm und einem Fokusdurchmesser 

von 0,5 mm; 

Die Regelung der Laserleistung erfolgt bei den Versuchen über die Robotersteuerung. 

Bedingt durch die Verlustleistung an den acht Kupferspiegeln der Strahlführung 

und den einen Fokussierspiegel im Schweißkopf müssen diese über eine Wasserkühlung 

gekühlt werden. 

Die Schutzgasmischung besteht aus 50 % Argon und 35 % Helium, welches positiv 

auf die Schweißplasmabildung und damit Nutzung der Schweißleistung wirkt, sowie 

15 % CO2 für eine höhere Schweißgeschwindigkeit, niedrigere Gaskosten und Oxidationsschutz 

24 . 

Zur Vorbereitung der Proben werden diese außerhalb des Schweißbereichs geheftet 

und markiert. 

Dafür wird ein Nd:YAG-Handlaser der Marke Star Welder, Firma Rofin, mit Argon als 

Schutzgas verwendet. 

Bild 10: Probe in T-Form geheftet und markiert 

4.3 Versuchswerkstoffe 

Die von Thyssen Krupp Stahl gelieferten Bleche wurden in eine Größe von 

125x26mm² zugeschnitten. Dabei variiert die Blechdicke des CP-W800 zwischen 

t=1,65 mm und t=1,70 mm. 

Um die Kaltverfestigung im Werkstoff zu erreichen, wurden die Proben mit einer Biegemaschine 

auf den Biegeradius von r=2,5 mm und r=3,25 mm gebogen. Dies entspricht 

einem Verhältnis Biegeradius zu Blechdicke von 1,5 bzw. 2, dem Verhältnis 

einer unterschiedlichen Dehnung bzw. Stauchung und damit Kaltverfestigung. 

Aufgrund der zur Verfügung stehenden Biegematrize wurden die Proben mit 

r=2,5 mm auf 110° und r=3,25 mm auf 90° gebogen. 


ber 2009) 

18



Die Proben haben den Vorteil, dass sie der Realität, dem Verschweißen von Bauteilen 

mit kleinem Biegeradius wie z.B. einer B-Säule, recht gut ähnelt. 

Bild 11: Laserstrahlschweißung bei typischer Bauteilgeometrie an einer B-Säule 

Firma Siemens Automation 

4.4 Probenschweißung 

Da die Bachelorarbeit nur einen Teil des gesamten Forschungsauftrages abdeckt 

wird in dieser Arbeit nur ein Teil der Geometrien und damit Proben untersucht und 

vergleichen. Die unterschiedlichen Geometrien wirken sich auf die Schweißnaht, die 

Schweiß- und Wärmeeinflusszone aus. 

Um Versuchsergebnisse zu erzielen, die großfertigungstypisch sind, werden alle 

Schweißungen ohne Zusatzwerkstoff ausgeführt. Auch werden die Bleche bewusst 

so verwendet wie sie bei der Vorbereitung anfallen, das heißt mit teilweise auftretenden 

Emulsion- und Ölrückständen sowie Grate von der Blechtafelschere oder vom 

Fräsen. 

19


4.4.1 Geometrie 1: Schweißung bei A-Form 


Für die Geometrievariante 1 wird ein unverformtes Blech auf ein kaltumgeformtes 

Blech geschweißt. 

Bild 12: Geometrievariante 1, A-Form Bild 13: Schweißung A-Probe 506 

4.4.2 Geometrie 2: Schweißung bei T-Form 

Bei der Geometrie 2 berührt und überlappt der eine Schenkel des kaltumgeformten 

Bleches das Oberblech. 

Bild 14: Einspannvorrichtung mit T-Probe Bild 15: Schweißung T-Probe 406 

20



Im Vergleich zur A-Form ergibt sich eine andere Spaltgröße die proben- und herstellungsbedingt 

variabler ist. Durch die unsymmetrische Wärmeabfuhr des Schweißbades 

zu einer Seite und der Bauteilgeometrie formt sich die Schweißnaht unsymmetrisch 

aus. Ob dies und in welchen Ausmaße dies Auswirkungen auf die Eigenschaften 

des Bauteiles hat ist Teil unser Untersuchungen. 

4.5 Probenvor- und nachbereitung 

Zur Sicherstellung des Spaltabstandes sowie besseren Handhabung wurden die 

Proben vor dem Schweißen geheftet. 

Beim Heften wurden an beiden Seiten an zwei Stellen Schweißpunkte außerhalb des 

zukünftigen Schweißnahtbereichs gesetzt und um das Einrichten des Roboters zu 

erleichtern, zwei Schweißpunkten als Markierung auf die Oberseite. 

Probenbleche für Kopfzugproben wurden mit Bohrungen versehen, um sie in Haltvorrichtungen 

einspannen zu können. 

Für metallurgische Schliffe wurde ein Teil der Proben längs, diagonal oder quer der 

Schweißnaht mit einem wassergekühlten Trennjäger geschnitten. 

Die geschweißten Proben wurden durchnummeriert. Dabei tragen Proben mit der 

• Geometrie 1, A- Form bei r=3,25 mm die 600er Nummern, 

• Geometrie 1, A- Form bei r=2,5 mm die 700er Nummern, 

• Geometrie 2, T- Form bei r=3,25 mm die 400er Nummern, 

• Geometrie 2, T- Form bei r=2,5 mm die 500er Nummern. 

So geben die ersten drei Ziffern Auskunft über die Schweißparameter und den Grad 

der Kaltumformung. Sind Proben mehrmals, z.B. für Zugversuche, mit denselben 

Geometrien, Kaltverfestigungen und Laserstrahlparametern geschweißt worden, 

wurden nach einem Bindestrich fortlaufende Nummern vergeben, z.B. 406-8. 

4.6 Bewertung der Qualität von Laserstrahlschweißungen gemäß 

DIN EN ISO 13919 -1 

Gemäß der Richtlinie DIN EN 13 919-1 25 werden folgende Unregelmäßigkeiten als 

Bewertungspunkte verwendet: 

− Bindefehler 

− Ungenügende Durchschweißung 

− Randkerben 

− Risse 

− Porosität, Poren, Porennester und Porenzeilen 

− Nahtüberhöhungen und Wurzelrückfall 

− Naht- und Wurzelüberhöhungen 

− Anfangs- und Endkrater 

25 DIN EN 13 919-1, Seit 6 – 12, Tabelle 2 „Unregelmäßigkeiten“ Ausgabe 1996-09 

21


Bild 16: Übersicht Schweißunregelmäßigkeiten 

4.6.1 Sichtprüfung 


Direkt nach der Laserstrahlschweißung erfolgte eine Nahtgütenbeurteilung durch 

Sichtprüfung. Mit der optischen Nahtüberprüfung kann man Fehler wie qualitative 

Nahtüberhöhung/ -unterwölbung, Oberflächenrisse, Kerben und Kantenversatz sowie 

Durchschweißung erkennen und bewerten. 

Die Nahtprüfung wurde aufgrund der feinen Nähte zum Teil unter einem Stereomikroskop 

oder einem vergleichbaren optisch elektronischen Mikroskop durchgeführt. 

4.6.2 Metallografie 

Die zugeschnittenen Proben für die metallografische Untersuchung wurden in den 

kaltpolymerisierenden Kunststoff „Technovit 4071“ eingebettet. Die Proben wurden 

danach mit zunehmender feinerer Körnung geschliffen und schließlich mit 6 μm, 

3 μm und 1 μm Diamantpaste poliert. 

Zur Kontrastierung der Korngrenzen wurde eine 1% alkoholische Salpetersäure(HNO3) 

verwendet. 

Danach wurden die Nahtform, Schmelz- und Wärmeeinflusszone untersucht; auf 

Grund der Kontrastierung kann man die Metallgefüge unterscheiden. 

Bild 17: Eingebettete T-Proben in Technovit 

22



4.6.3 Härteprüfung 

Gemäß DIN 50133 wurde an ausgewählten Proben ein Härteprofil nach Vickers erstellt. 

Das dafür verwendete Gerät ist ein HSV-20 der Firma Shimadzu vgl. Anhang 

Bild 58: Shimandzu HSV-20 Härteprüfgerät, welches von der Firma Zwick & Co vertrieben 

wird. Die Prüfkörpereindrücke werden gemäß HV1 nach der Einwirkdauer von 

10 s bei 1 kg über eine Digitaloptik ausgemessen und berechnet. Die Probenprüfeindrücke 

wurden bei den gebogenen Proben im Bereich des Zugeinfluss gelegt, um 

den Einfluss der dortigen Kaltverfestigung sowie der dann später folgenden Laserstrahlschweißung 

am besten beurteilen zu können, vgl.Bild 18 und Bild 19. 

Die geringe Last die beim der Härtetest HV1 wirkt, hat eine höheren Ungenauigkeit 

zu Folge. Durch die Feinheit der Nähte und der Schweißzonen wird dennoch HV1 

verwendet, da nur so ein aussagekräftiges Härteprofil mit einer adäquaten Auflösung 

entsteht. In den folgenden Bewertungen muss man berücksichtigen, dass nicht jeder 

gemessene Wert als absolut richtig einzustufen ist, sondern eine gewisse Fehlertoleranz 

aufweist. 

Bild 18: Nicht geschweißte Probe r = 2,5 Bild 19: Geschweißte Probe 406-25 

4.6.4 Statischer Zugversuch 

Statische Zugversuche wurden zum einen an Prüflingen, die aus den angelieferten 

Blechen gemäß DIN EN ISO 50125:2004-1 entnommenen wurden, als Feindehnungszugversuch 

durchgeführt und zum anderen an den Prüfgeometrien direkt. 

Dabei wurde eine Universalprüfmaschine UPM 400 der Firma Schenk verwendet. 

Für die so genannten Kopfzugversuche, bei denen das nicht umgeformte Oberblech 

senkrecht von den umgeformten Geometrien gezogen wird, wurden Einspannhilfen 

vorbereitet. 

23



Bild 20: Zugmaschine Schenk Trebel UPM 400 Bild 21: Zugmaschine mit 606er Probe 

An Hand der Zugversuche wurden die wichtigen mechanischen Kennwerte Zugfestigkeit 

und Bruchspannung, die das Festigkeits- und Verformungsverhalten bestimmten, 

ermittelt. 

Die gezogenen und gebrochenen Proben wurden an der Riss- oder Bruchfläche 

vermessen. 

Bild 22: Bruchkante einer Probe in der WEZ 

24



4.6.5 Technologische Dauerfestigkeitsprüfung (Perlschnurverfahren) 

Gerade für die Hauptverwendung des Werkstoffes und der Bauteilgeometrie, z.B. als 

tragende Elemente im PKW, ist eine hohe zyklische Belastung zu erwarten; Daher 

gehörte eine Dauerfestigkeitsprüfung, im Perlschnurverfahren mit zu den angewendeten 

Prüfverfahren. 

Bild 23: Perlschnurverfahren mit Wöhlerkurve 

Im Perlschnurverfahren versucht man die Wöhlerkurve durch gezieltes Einstellen der 

Belastungen möglichst gut nachzubilden bzw. zu ermitteln. 

Ausgehend von der Dauerfestigkeit des Grundwerkstoffes als Untergrenze bestimmt 

man eine Prüfkraft, bei der man einen so genannten Dauerläufer erwartet. Dauerläufer 

beim Stahl sind Proben, die mindestens zwei Millionen Last-Wechsel ohne nennenswerte 

Beschädigung ertragen. 

Als maximale Kraft orientiert man sich an den statischen Zugversuchen als Obergrenzen. 

Ausgehend von dem Ergebnisse der ersten Versuchsproben wird die nächste 

Last höher oder tiefer gewählt. Im Verlaufe der Untersuchung gelingt es so, sich 

der angestrebten Wöhlerkurve zu nähern. 

Bild 24: Dauerschwingmaschine Rumul Bild 25: Eingespannte Dauerschwingprobe 

25


5 Ergebnisse 

Ergebnisse 

Schwerpunkt bei der Ergebnisdarstellung ist der Zusammenhang Kaltumformung und 

Bauteilgeometrie auf die Nahtgüte, das Gefüge und die mechanischen Kennwerte. 

Diese Einflussgrößen sind entscheidend, um die technologisch sicher zu beherrschbare 

Laserstrahlschweißkeit beurteilen zu können. 

5.1 Ermittlung geeigneter Parameter 

Basierend auf Voruntersuchungen 26 sind bereits passende Parameterfelder für die 

Laserstrahlschweißung bekannt. Ausgehend von den dort ermittelten Ergebnissen 

stellten wir ein teilfaktorielles Parameterfeld für Voruntersuchungen auf. Dabei wurden 

die Schweißgeschwindigkeit vs und die Laserleistung PL variiert. Die Variation 

bei der Schweißung, reichte von 2 m/min bis zu 3,5 m/min und bei der Laserstrahlleistung 

von 3 bis zu 3,5 KW bei jeweils 0,5 Schritten. 

In diesem Zusammenhang ist die verwendete Streckenenergie aussagekräftig. Die Formel 

spiegelt wieder, wie viel Energie pro Schweißnahtstrecke aufgebracht wird und auf die Naht 

und Nahtumgebung wirkt, s.o. 

Formel 1: Streckenenergie. 

PL [KW] 

vs [m/min] 

3 3,5 

2 

Probe 400 Probe 404 

E [J/cm]= 900 E [J/cm]= 1050 

2,5 Probe 401 Probe 405 

E [J/cm]= 720 E [J/cm]= 840 

3 

Probe 402 Probe 406 

E [J/cm]= 600 E [J/cm]= 700 

3,5 Probe 403 Probe 407 

E [J/cm]= 514 E [J/cm]= 600 

Tabelle 3: Testfeld Vorproben r=3,25 mm 

Nach den ersten Versuchen und unter Berücksichtigung der späteren wahrscheinlichen 

Fertigungsparameter, wählten wir die Probe 404 und 406 bzw. die Parameter 

3,5 KW Laserstrahlenleistung, sowie 2 bzw. 3 m/min Schweißgeschwindigkeit als 

Referenz aus. 

Die Proben weisen eine saubere Schweißnaht auf, das heißt 

− eine geringe Nahtunterwölbung bzw. Wurzelrückfall (die tritt bei Durchschweißungen 

ohne Zusatzmaterial und ohne Schweißbadsicherung am wahrscheinlichsten 

auf) 

− nur geringe Anfangs- und Endkrater, 

− keine sichtbaren Risse, 

− kaum Poren oder Bindefelder, 

− in der Regel gute, durchgehende Durchschweißung, 

− gleichmäßige gute Schweißnahtlage. 

26 „Untersuchung der mechanischen und metallurgischen Eigenschaften laserstrahlgeschweißter 

hochfester Werkstoffe“ Bianca Schmalisch, SLV-München Oktober 2005 

26


Ergebnisse 

Wegen der auftretenden Plasmaabschirmung, die dann das Tiefschweißen verhindert, 

wird auf höhere Laserleistungen und damit höhere Schweißgeschwindigkeiten 

verzichtet. 

Da beim industriellen Laserstrahlschweißen eine hohe Schweißgeschwindigkeit wegen 

der meist günstigeren Nahtausformung (schmäler, geringere Wärmeeinbringung 

mit geringerem Verzug) und Wirtschaftlichkeit bevorzugt werden, wird bei der Untersuchung 

die Proben mit der höheren Schweißgeschwindigkeit, 3 m/min bei 3,5 KW, 

verstärkt untersucht und ausgewertet. 

5.2 Beobachtungen und Erkenntnisse 

Bei den bis jetzt durchgeführten Schweißungen, mit der Bauteilgeometrie 1, A-Form, 

und Geometrie 2, T-Form, konnten alle Bauteile dauerhaft, fest und sauber geschweißt 

werden. 

Im allgemeinem ließ sich feststellen, dass leichte Abweichungen von der optimalen 

Schweißnahtpositionierung auf dem Oberblech um bis zu 0,7 mm tolerierbar waren. 

Dies ist vor allem bei Laserstrahlschweißungen von hohem Interesse, da durch die 

geringe Schweißnahtbreite bei gleichzeitiger hohe Energiedichte die genaue Positionierung 

ein wichtiger Einflussfaktor der Schweißnahtgüte darstellt. 

Als negative Auswirkung einer suboptimalen Positionierung lässt sich die veränderte 

Nahtgeometrie und die zum Teil stärkere Nahtunterwölbung feststellen. 

Bild 26: 401 r=3,25 mm PL= 3 KW Bild 27: 405 r=3,25mm PL=3,5 KW 

Je mehr der Laserstrahl bei der vollständigen Blechüberlappung und nicht im Radius 

positioniert wird, desto geringer fällt die Schweißnahtabsackung aus. Bedingt durch 

die Prüfgeometrie, vor allem bei der T-Form, entfernen wir uns aber auch von dem zu 

untersuchenden Geometrie- und Kaltumformbereich. Somit ist jede Laserstrahlpositionierung 

eine Abwägung zwischen optimaler Schweißnaht und angestrebten Untersuchungsziel. 

Im Verlauf der Versuchsdurchführung fanden sich vereinzelt Proben, bei denen der 

Großteil des Bleches verschweißt war, aber auf einem Teilstück sowohl Ober- als 

auch Unterblech geschweißt wurden, aber nicht miteinander. 

27


Bild 28: 406-14 01 unterbrochene Schweißnaht 

Bild 29: Gebrochener nicht durchgängiger 

Schweißnaht 

Ergebnisse 

Bild 30: 404k-4 02 Wärmeverfärbung und 

Schmauchspuren 

Der genaue Grund für diese Fehlstellen konnte bisher nicht bestimmt werden; Denkbar 

wäre, dass mehrere Ursachen, die zusammenwirken oder getrennt auftreten, die 

unterbrochene Schweißnaht auslösen. Die Größe des Spaltabstandes hat einen Einfluss, 

auch wenn sie nicht der eigentliche Grund ist. 

Bei den Proben der Geometrie 1 traten so gut wie nie Fehlstellen dieser Art auf. 

Ganz vereinzelt traten fehlerhafte Punkte auf. Bei der Geometrie 2 häuften sich die 

Fehler vor allem bei den Proben mit dem kleinen Radius. Bei diesen Proben ist der 

Spaltabstand geometrie- und versuchsbedingt oft größer. 

28


Ergebnisse 

Trotzdem ist der Spaltabstand nicht die alleinige Ursache. So waren Schweißungen 

durchgängiger, in denen der Spaltabstand nicht größer war, vgl. Bild 26 mit Bild 31. 

Ferner waren die Schweißungen am Anfang und am Ende geschlossen. Nur eine 

Schweißnaht war nicht durchgehend. 

Bei der Untersuchung des Spaltabstandes fiel auch keine besonders große Variation 

des Spaltabstandes entlang der Schweißnaht auf. Bei der einen Probe, die nur am 

Anfang verschweißt war, lag die Schweißnaht nicht senkrecht zur Blechkante; damit 

wuchs der Spaltabstand mit der Zeit. 

Bild 31: Mikroschliff Probe 406 und 506 nicht durchgeschweißt 

Für die Beobachtungen, dass die Schweißnaht unterbrochen ist und sich wieder 

schließt entwickelten wir bisher zwei mögliche Theorien. 

Der einen Theorie liegt der Gedanke zu Grunde, dass sich das aufgeschmolzene 

Metall, das Schweißbad, ähnlich wie andere Flüssigkeiten, z.B. wie Wasser, verhält. 

Beim Schweißen bildet sich aus dem Schweißbad des unteren und oberen Bleches 

ein gemeinsames Schweißbad. Wird dieser laufende Verbindungsprozess gestört, 

indem Legierungsbestandteile, Staub, Oberflächendreck oder Öl die Oberflächenspannung 

der Schmelze verändern, teilt sich das Schweißbad in ein oberes und unteres 

Schweißbad. Später, wenn die störenden Einflüsse wegfallen, kann sich das 

Schweißbad wieder schließen. 

Bei der anderen Theorie geht man davon aus, dass die Strömungen in der Schmelze 

und in der Luft, die die Schmelze umgibt, gestört werden. Dies wird ein wenig durch 

die Beobachtung gestützt, dass die Unregelmäßigkeiten sich mehrten, als wir breitere 

Oberbleche bei den Schweißungen verwendeten. Bei den breiteren Oberblechen 

kommt es zu einem geometrischen Übergang, der sich auf die Strömungen im 

Schweißbad wie auch auf die Strömungen der umgebenden Luft auswirkt. 

Da die Fehlstellen aber meist erst weiter entfernt von den Übergängen auftraten, 

dürften hochwahrscheinlich noch andere Einflussfaktoren (zusätzlich) eine Rolle 

spielen. Wie oben erwähnt befanden sich auf den Proben Verunreinigungen. Diese 

Verunreinigungen sorgen natürlich auch für Störungen der Strömung, z.B. durch 

Ausgasen von Ölrückständen. 

Beide Theorien stellen aber nur Erklärungsversuche da. Wollte man die genauen 

Ursachen für das Unterbrechen der Schweißnaht feststellen, müsste man gezielt weitere 

Versuche machen. 

29


Ergebnisse 

An Hand Bild 32 und Bild 33 lassen sich bereits gut die Auswirkungen der beiden 

Verfahrensparameter Laserleistung und Schweißgeschwindigkeit erkennen. Mit zunehmender 

Geschwindigkeit reduziert sich die Nahtbreite und Einschweißtiefe. 

Stärkere Laserstrahlleistung kompensiert den Effekt zum Teil und führt zu einem 

ausgeprägter Tiefschweißeffekt: Die Schweißnaht wird tiefer und schmäler, solange 

keine Plasmaabschirmung auftritt. 

Bild 32: 406 r=3,25 mm vs=3m/min Bild 33: 400 r=3,25 mm vs=2,0m/min 

Selbst bei Proben, bei denen die Durchschweißung über die komplette Nahtlänge 

gelang, variieren die Festigkeitswerte. Diese Unregelmäßigkeit beruht vor allem auf 

der sich verändernden Schweißnahtgeometrie, die in einer unterschiedlichen Bruchfläche 

und damit Zugfestigkeit resultiert. Die veränderte Schweißnahtgeometrie entsteht 

durch kleinste Veränderungen in den Bauteilgeometrien und durch Schwankungen 

bei der Wärmeeinbringung, die z.B. durch Turbulenzen beim Schutzgas, 

Werkstoffzusammensetzung und dessen Orientierung entstehen. 

Im Verlaufe der Untersuchungen war fest zu stellen, dass entgegen der Erwartungen 

nur eine geringe Materialentfestigung eintritt und die Schweißnahtbreite größer ausfällt. 

Dies hatte zur Folge, dass wir mehrmals unsere Einspannhilfe für die Proben modifizieren 

mussten und im Fortlauf der Untersuchungen die geschweißten Proben mechanisch 

bearbeiteten. 

Die erste Einspannvorrichtung bestand aus einem 9,6x120x25mm starken SJ235 

Stahlblock. Der Block besitzt ein M12 Gewinde, über die die Einspannvorrichtung in 

der Zugmaschine befestigt wird, sowie zwei Bohrungen mit denen die Proben angeschraubt 

werden. 

30


Ergebnisse 

Bild 34: Erste Einspannvorrichtung Bild 35: Beschädigte Einspannvorrichtung 

Bei dem statischen Kopfzugversuch bog sich zunächst die Probe zusammen mit der 

Einspannvorrichtung. Bei 13 KN brach das Material der Einspannvorrichtung bei der 

Gewindebohrung. 

Die nächste Einspannvorrichtung, die wir anfertigten, bestand aus einem 

123x30x51,4 mm SJ355 Stahlblock. Beim nächsten Zugversuch versagte die Befestigungsschraube, 

mit der die Probe befestigt war, bei 15,5 KN. 

Bild 36: Überarbeitete Einspannvorrichtung 

Ferner stellte sich eine gewisse Krümmung in der Einspannvorrichtung ein, die sich 

aber stabilisierte und sich in den folgenden Experimenten nicht weiter verstärkte oder 

bemerkbar machte. 

Als wir statt den üblichen Schrauben mit der Festigkeit 8.8 nun höherfeste Schrauben 

mit der Festigkeit 12.9 verwendeten, riss uns die nächste Probe an der Bohrung aus. 

31


Bild 37: Bohrlochausriss an Kopfzugprobe 

Ergebnisse 

Dies beruht am reduzierten Querschnitt des Werkstoffes sowie die durch die Bohrung 

eingebrachten Eigenspannungen, Mikrograte und Anrisse, aber nicht das eigentliche 

Versagen des Grundwerkstoffes, der Schweiß- oder Schweißeinflusszone. 

Auch die Verwendung speziell ausgelegter Anpressplatten, die gemäß überschlägiger 

Rechnungen und einer schnell durchgeführten FEM- Analyse helfen sollten, bewährten 

sich nicht. 

32


Bild 38: Spannungsverteilung 

Bild 39: FEM- Analyse von Anpressplatten 

Ergebnisse 

Die Anpresskraft der Anpressplatten, mit der die Proben an der Einspannvorrichtung 

fixiert wurden, reichte offenbar nicht aus, um den Kraftfluss über Reibung direkt auf 

die Probe anstelle auf den Bohrungsquerschnitt zu gewährleisten. 

In der Zwischenzeit hatte eine Fachsitzung zu dem Forschungsprojekt getagt. Dabei 

war unabhängig von unsern Problemen mit der Einspannvorrichtung die Empfehlung 

ausgesprochen worden, dass wir die Anfangs- und Endstücke der Schweißnaht einfräsen 

sollen, damit wir den Einfluss der Gratwirkung der Anfangs und Endkrater 

reduzieren. 

Somit wurden alle weiteren Zugproben, die senkrecht zur Schweißnaht als so genannte 

Kopfzüge ausgeführt wurden, auf einen Restschweißnahtbreite von 12,0 mm 

gefräst. Dabei verwendeten wir einen Radiusfräser, um eine radialen, harmonischen 

Spannungsübergang in den Bauteilen zu gewährleisten. 

33


Bild 40: Eingefräste Probe 

Ergebnisse 

Eine weitere Maßnahme um die Anfangs und Endkrater zu minimieren, stellte die 

Verwendung eines größeren Oberbleches da. Dies erschwerte zwar das Anheften 

der Proben (bündiges Aufliegen der Probe sowie parallele bzw. rechtwinklige Ausrichten 

der Proben) und die Positionierung des Lasers, verbesserte aber die Zugfestigkeit 

und ermöglichte eine bessere Vergleichbarkeit der Proben, da der Anfangs- 

und Endkrater sich nun kaum als Kerbe auswirkten. 

Bild 41: 406-12 

Bild 42: Oberseite 706-3 Bild 43: Unterseite 706-3 

34


Ergebnisse 

Auf Bild 41 kann man gut erkennen, wie die Anfangs- und Endkrater außerhalb der 

eigentlichen Verbindung liegen. Trotz des Oberbleches gibt es aber einen weiteren 

Ein- und Auskopplungseffekt sobald der Laserstrahl das zweite Blech erfasst, (siehe 

Einschnürung der Wärmeverfärbung auf Bild 41 und Bild 42 ist erkennbar wie das 

Material recht harmonisch vom Oberblech aufs umgebogene Blech überfließt. Desweiteren 

sieht man, wie auch in der Beugung ein gleichmäßiger Wärmeeinfluss durch 

die Schweißung stattfand und ein guter Hinweis auf eine durchgehende bündige 

Schweißung ist. 

Bei der Probenvorbereitung stellten wir auch die starke Rissempfindlichkeit des 

Werkstoffes fest. Zur Sicherstellung konstanter Bauteilgeometrien und Maße wie z.B. 

bei Bohrungen, verwendeten wir bei der Bemaßung die Bauteilmitte als Ausgangskoordinate. 

Bei den ersten Proben markierten wir die Mitte mit einem Anreißer. Ein 

Teil der Proben wurde von beiden Seiten markiert. Beim Biegen der Proben mit der 

angeritzten Oberfläche riss die oberste zugspannungsbelastete Schicht dieses stark 

schichtaufgebauten Stahles über die komplette Biegebreite. 

Als Folge legten wir bei den weiteren Untersuchungen ein besonderes Augenmerk 

auf Kerben und Anrisse bei der weiteren Probenhandhabung und -bearbeitung sowie 

auch bei den Probenuntersuchungen. 

So zeigte sich in einer Härteprofilmessung, vgl. Diagramm 1, dass wie bei einem 

Complexphasenstahl typisch die Härte durch die stärkere Kaltverformung im Zugrandbereich 

der Probe zunimmt. 

Bild 44: Neutrale Phase (blau), dargestellt 

über FEM-Analyse 

Bild 45: R 2,5 mit Riss 

35


Härte 

[HV1] 

400 

350 

300 

250 

Ergebnisse 

-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 

Abstand von der Fügeebene [mm] 

R 2,5 1/3 von Oberfläche R 2,5 Oberflächen nah 

R 2,5 mit Riss Oberflächen nah R 3,25 Oberflächen nah 

Diagramm 1: Härteprofil ungeschweißter Proben, Umformradius r=2,5 mm, mit und ohne Riss 

Der leicht erhöhte Wert der Probe mit r=3,25 mm, trotz der geringeren Verformung 

und damit Kaltverfestigung, konnte bisher nicht geklärt werden. Die wahrscheinlichen 

Ursachen für dieses Verhalten dürften Unterschiede in der Walzrichtung, in der Biegegeschwindigkeit 

und im Material sein. 

Die Walzrichtung lässt sich rückwirkend nur schwer und sehr aufwendig feststellen. 

Die Biegegeschwindigkeit war zwangsläufig unterschiedlich, da die Bleche per Hand 

gebogen wurden. Wie weit die Geschwindigkeit Einfluss auf den Härteprozess hat, ist 

unbekannt. Die Bleche selber waren zwar aus einer Lieferung, aber wie weit sie aus 

derselben Charge sind, ist unklar. Desweiteren können auch innerhalb einer Charge 

größere Differenzen auftreten. 

Da bereits alle Proben geschweißt waren und erste Probenauswertungen stattfanden 

als uns diese unerwartete Anomalie auffiel, wurde die Auswertung der Proben fortgesetzt. 

Auch zeigte sich in den Folgenden Auswertungen insbesondere der Härteprofile, 

dass der Einfluss des Schweißens markanter ist als der der Kaltverfestigung, vgl. 

5.3 Einfluss der Bauteilgeometrie auf die Materialhärte, Seite 41 oben. Im Fortlauf 

der Forschungsarbeit, die über diese Bachelorarbeit hinaus geht, wird diese Problematik 

weiter beobachtet und untersucht werden. 

Gemäß der Auswertung der Abteilung Werkstoffprüfung und Metallografie sind am 

Bruch der Probe und am Mikroschliff folgende Punkte gut zu erkennen: 

− Bei beidseitigem Anritzen der Probenbleche ist die Kerbwirkung besonders 

ausgeprägt. 

− An der Bruchstelle kann man den für diesen Werkstoff, Complexphasenstahl, 

typischen schichtweisen Aufbau sehen, siehe Anhang Bild 57 

− Ohne Kerbe sollte der Werkstoff deutlich belastbarer sein, oder mehrmals in 

unterschiedliche Richtungen verformbar sein. 

36


Ergebnisse 

Hauptgrund für diese positive Eigenschaft dürfte der - für einen Werkstoff dieser Zugfestigkeit 

und Härte geringe Kohlenstoffgehalt, seine Feinkörnigkeit, die Legierungszusätze 

und gleichmäßige Materialvermischung sein. 

Eine Rissbildung aufgrund der Wärmeeinbringung beim Laserstrahlschweißen und 

folgender Abkühlung trat während der gesamten Versuchsreihe nie auf. Dies unterstreicht 

die gute Zähigkeit und Verformbarkeit des Grundwerkstoffes. 

5.3 Einfluss der Bauteilgeometrie auf die Materialhärte 

Der Grad der Kaltverfestigung im Material wird vor allem durch den Biegeradius 

r=2,5 mm und r=3,25 mm bestimmt. Daher wird vor allem verglichen, welchen Einfluss 

die Umformradien bei gleichen Schweißparametern auf die Nahtgüte haben. 

Von Interesse ist auch der Vergleich, welchen Einfluss die Bauteil- und damit 

Schweißnahtgeometrie auf die Schweißnaht und die mechanischen Kennwerte hat. 

Wie man an den nachfolgenden Diagramm 2: und Diagramm 3 erkennen kann, entwickelt 

sich bei den Proben mit r=2,5 mm als auch bei den Proben mit r=3,25 mm in 

der Mitte der Schweißzone eine niedrigere Härte als am Rand. Die Härte in der 

Schweißzone ist dennoch deutlich höher als in den Vergleichsproben ohne Schweißung. 

Im Übergang Wärmeeinflusszone zum Grundwerkstoff nimmt die Härte sehr 

schnell ab. 

Grundgefüge 

Schweißbereich 

Wärmeeinflusszone 

Bild 46: Gefügebild WEZ, SZ, GW 406-4 

Dies wird durch den metallografischen Befund der Metallografie gestützt. Laut ihrer 

Aussage befindet sich im Grundgefüge als Hauptbestandsteile nadelförmiges Ferrit, 

Bainit und Austenit; Reste von Martensit sind zu erkennen. In der Wärmeeinflusszone 

verschwindet der weichere Ferrit zu Gunsten von feinnadligen Bainit und des harten 

Martensit. Je mehr man sich dem Schweißbereich nährt desto mehr Martensit tritt 

auf. In der Schweißung befinden sich nur noch Reste von Bainit und vor allem Martensit, 

kein Ferrit mehr. In allen metallurgisch untersuchten Gefügen lassen sich Titancarbid/-nitride 

erkennen, in denen Kohlenstoff und Stickstoff gebunden ist und 

Bestandteile der Mikrolegierung sind. Zum Teil lassen sich leichte Seigerungen 27 von 

Mangan und Kohlenstoff feststellen. 

27 

Entmischung der Metallschmelze, die meist beim Abkühlprozess entstehen. Bei schnellen Abkühlungen 

wie beim Schweißen spricht man von Mikroseigerungen. 

37


Ergebnisse 

Die Körnigkeit des Stahles ist relativ fein und gut. Dass die Feinkörnigkeit des Materials 

und damit seine Zähigkeit und Festigkeit auch beim Schweißen noch Großteils 

erhalten bleibt, ist für diese Werkstoffgattung der Mehrphasenstähle nicht untypisch. 

Durch die langsamere Abkühlung der Schmelze in der Mitte kann sich mehr Bainit als 

Martensit bilden, dadurch reduzierte sich die Härte in der Schweißzone stärker als im 

Randbereich. 

Härte 

[HV1] 

400 

350 

300 

250 

Diagramm 2: R2,5 (406)-und R3,25 (506) geschweißtes und nicht geschweißte Oberblech 

Härte 

[HV1] 

400 

350 

300 

250 

-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 

406 Geometrie 4 R3,25 3,5 KW 3m/min 506 Geometrie 4 R2,5 3,5KW 3,5m/min 

R 2,5 Oberflächen nah R 3,25 Oberflächen nah 

Schweißzone 


-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 

404 Geometrie 4 R3,25 3,5KW 3m/min 504 Geometrie 4 R2,5 


Schweißzone 


Diagramm 3: R2,5 (404) und R3,25 mm (504) geschweißtes und nicht geschweißte Oberblech 

Speziell bei der Geometrie 2 mit der T-Form ist auffällt, dass durch die Schweißung 

die Härte auf der linken negativen skalierten Seite im Diagramm jenseits der Wärmeeinflusszone 

wesentlich stärker zurückgeht als auf der rechten, positiv skalierten Sei- 

38


Ergebnisse 

te. Gleicht man dies mit der Bauteilgeometrie ab, zeigt sich, dass sich auf der Seite 

mit dem stärkeren Härteabfall die geschlossene Geometrie befindet, also Oberblech 

und umgeformtes Blech Berührung haben. 

Bild 47: Eindrückte Vickershärteprofilbestimmung 406 Geometrie 2 r= 3,25, mm vs=3m/min 

Durch die Materialhäufung im Vergleich zur Gegenseite wird Wärme aus dem 

Schweißbereich gezogen. Dies führt zu einer starken Abkühlung, die eine zusätzliche 

Aufhärtung der Kaltverfestigung in der Nähe der Schweißnaht zur Folge hat, vor allem 

bei besonders großen Energieeinbringung wie z.B. durch langsamere Schweißgeschwindigkeit 

(vgl. Diagramm 4). 

Auf der gegenüberliegenden Seite, wo durch die Geometrie eine große Kontaktfläche 

mit der isolierenden Luft umgeben ist, dämpft die Luft das Abkühlen, besser gesagt 

das Abschrecken. Somit gleichen sich die Härte aus Schweißung und Abschreckung 

der der Kaltverfestigung an. 

Aufgrund des Härteprofils in den nicht geschweißten Blechen steht fest, dass die 

Härte in diesem Bereich nicht aus der Kaltumformung stammt, da sie niedriger ist, 

sondern aus dem Schweiß- und Abkühlungsprozess stammt, vgl. Diagramm 2, Diagramm 

3 und Diagramm 6. 

39


Härte 

[HV1] 

400 

350 

300 

250 

Ergebnisse 

Diagramm 4: r=2,5 mm (604) und r=3,5 mm (704) geschweißtes und nicht geschweißte Bleche 

Wie man im Diagramm 4 erkennen kann, ist bei der veränderten Nahtgeometrie der 

A-Form der Übergang Grundwerkstoff zu Wärmeeinflusszone noch ausgeprägter. 

Durch die veränderte Positionierung der Beugung ist die Kontaktfläche zwischen den 

beiden Flächen vor allem auch beidseitig und direkt in der Schweißnaht größer als 

bei der T-Form. Folglich ist auch die Materialhäufig bei der A-Form am größten und 

die Wärme aus der Schweißung wird am stärksten von den untersuchten Geometrien 

abgeführt. Dies erzeugt einen höheren Temperaturgradienten mit einer höheren Aufhärtung. 

So erklären sich auch die in absoluten Zahlen leicht erhöhten Spitzenhärtewerte bei 

der Geometrie 1 im Vergleich zur Geometrie 2, vgl. Anhang Tabelle 5. 

Härte 

[HV1] 

400 

350 

300 

250 

-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 

404 Geometrie 4 R3,25 3,5KW 3m/min 504 Geometrie 4 R2,5 


Schweißzone 


-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 

606 Geometrie 3 3,5 KWE 3m/min 706 3 Geometrie 3,5 KW 3 m/min 


Schweißzone 


Diagramm 5: r=2,5 mm (606) und r=3,5 mm (706) geschweißtes und nicht geschweißte Bleche 

40


Ergebnisse 

Diagramm 5 und Diagramm 2: zeigen besonders gut, dass durch den Wärmefluss 

jenseits der Schweiß- und Wärmeeinflusszone zunächst im selben Maße wie in den 

nicht geschweißten Proben zurückgeht (±0,6 - 1mm) und im weiter entfernten Bereich 

sogar noch geringe Härte- und damit Eigenspannungswerte vorhanden sind. 

Die Schweißwärme führt dort zu Effekten ähnlich dem Weichglühen. Dies ist auch ein 

Hinweis, dass die Härte in und um die Schweißnaht allein aus der Schweißung 

stammt und unabhängig von der davor vorhandenen Kaltverfestigung sein dürfte. 

In den Härteprofilen der Geometrie 1 und Geometrie 2 spiegelt sich Großteils die Unterschiede 

der Bauteilgeometrien wider, vor allem die Asymmetrie der Geometrie 2. 

So wirkt sich die Asymmetrie auch im Oberblech aus. 

Härte 

[HV1] 

400 

350 

300 

Schweißzone 


250 

-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 

406 Geometrie 4 R3,25 3,5 KW 3m/min 506 Geometrie 4 R2,5 3,5KW 3,5m/min 

R 2,5 Oberflächen nah 

406 Geometrie 4 Oberblech 

R 3,25 Oberflächen nah 

Diagramm 6: Vergleich Härteprofil Oberblech nicht umgeformt, zu umgeformten Blech 

Ein eindeutiger verifizierbarer Unterschied zwischen den beiden Biegeradien, und 

damit der Kaltumformung auf die Entwicklung der Härte im Werkstoff beim Schweißen, 

lässt sich nicht erkennen. 

5.4 Einfluss der Kaltverfestigung auf die Scherzugfestigkeit 

Wie aus den Diagramm 7 und Diagramm 8 erkennbar, zeigt sich bei den Scherzugversuchen 

der Geometrien 1 und nur ein marginaler Einfluss der Kaltverfestigung des 

Werkstoffes. 

41


Zugfestigkeit [N/mm²] 

Diagramm 7: Zugfestigkeit bei unterschiedlich ausgeprägter Bauteilkaltverfestigung 


1250 

1000 

750 

500 

250 

0 

1250 

1000 

750 

500 

250 

0 

625 

661 652 639 656 647 636 

406-1 406-3 406-4 406-7 406-8 Ø-406er 

r=3,25 

455 

587 

550 

Spannung an Bruchfläche 

Diagramm 8: Zugfestigkeit in Abhängigkeit von der Bauteilkaltverfestigung 

Ergebnisse 

Für die Berechnung der Zugfestigkeit in N/mm² wird die der gemessenen Zugkraft 

und die vermessenen Bruchfläche verwendet. 

Ø-506er 

r=2,5 


569 569 

Bild 48: Mikroschliff von Bruch bei Scherung Oberblech und Unterblech 

567 

572 

622 

768 

653 

506-2 506-3 506-4 506-8 506-9 

404-1 404-4 404-5 Ø-404er r=3,25 Ø-504er r=3,25 504-1 504-3 504-2 

598 

544 

564 

42


Ergebnisse 

Die Abrisse der Proben beruhen auf Spannungsspitzen durch die Kerbwirkung beim 

Übergang der gewölbten Schweißnaht in den Werkstoff sowie den hohen Martensitanteil 

in der Wärmeeinflusszone. Der hohe Martensitanteil kann durch seine große 

Härte und geringe Duktilität die Spannungen nicht abbauen. Dies führt zu Mikrorissen 

und schließlich zum Bruch. 

Bild 49: Spannungsübergang an uneingefräster Probe 

Bild 50: Spannungsübergang an eingefräster Probe 

^ 

Die erhöhten Zugfestigkeitswerte der Probe 404-4 und 504-1 resultieren aus der 

Bruchlage in der Schweißnaht. Durch den hohen Martensitanteil in der Schweißnaht 

besitzt sie eine hohe Zugfestigkeit. Normalerweise verlaufen Brüche bei Schweißproben 

entlang der Wärmeeinflusszone, im Grundmaterial oder genau im Übergang 

zwischen Grundmaterial und Wärmeeinflusszone. Dort ist der Gefügeübergang am 

ausgeprägtesten; dies führt zu Unregelmäßigkeiten und zu Kerbwirkungen innerhalb 

der Kristallstruktur. 

43


Bild 51: 404 – 006 Gefügeübergänge bei Schweißung 

Ergebnisse 

Dass die Brüche bei den Proben 404-4 und 504-1 dennoch in der Schweißnaht auftreten, 

wird Anfangs- Endkrater verursacht. Diese Kerbe bewirkte ein Fokussierung 

der Spannungen in der Schweißnaht und den Einriss in der Kerbe. 

Bild 52: Bruchlage in der Schweißnaht 404-4 05 

Der Grundwerkstoff sowie das Material der WEZ waren von der Kerbwirkung nicht so 

stark betroffen; deshalb konnte sie der Zugspannung widerstehen. 

Zusätzlich ist zu beachten, dass die Zugkraft bei den Proben nicht besonders hoch 

war. So ist z.B. bei der Probe 404-5 die Zugkraft 21,77 KN und bei der Probe 404-4 

20 KN. Erst durch das Berücksichtigen der Kraft pro Fläche ergeben sich die hohen 

Zugfestigkeitswerte. Die Fläche der Schweißnaht ist durch die Kerbe geringer als die 

des restlichen Grundwerkstoffes oder des Werkstoffs der WEZ; aus den Einflussfaktoren 

resultieren die erhöhten Werte. 

Der besonders niedrige Wert der Probe 404-1 konnte nachträglich anders ermittelt 

werden. Da unsere ursprünglichen Einschätzungen von einer schmäleren Schweißnaht 

ausgingen, erwarteten wir geringer erreichbare Zugkräfte. Dementsprechend 

zogen wir die erste Probe 404-1 auf einer kleineren, genaueren Zugmaschine. Diese 

stoppte allerdings den Zugtest bei der maximalen Auslegekraft von 10 KN. 

44


Ergebnisse 

Später zogen wir die Probe an der in Kapitel 4.6.4 Statischer Zugversuch beschriebenen 

Zugprüfmaschine. Die Zugfestigkeit des Materials hatte offenbar durch die 

Vorbelastung von 10 KN, sowie den mehrmaligen Einspannprozess gelitten. 

Als begleitende Untersuchung bei den Scherzügen, verglichen wir den Unterschied 

der Zugfestigkeiten bei Proben mit Anfangs- und Endkrater mit jenen, die wir einfrästen, 

um den Spannungsspitzen an den Graten zu vermeiden. 


1250 

1000 

750 

500 

250 

0 

625 


661 652 639 656 647 

406-1 406-3 406-4 406-7 406-8 Ø-406er 

r=3,25 

Diagramm 9: Unterschied zwischen eingefrästen und nicht eingefrästen Proben 

Aus dem Diagramm 9 lässt sich sehr gut der starke Einfluss der Kerben feststellen. 

Dies bestätigt die bereits gemachten Erfahrungen beim Anritzen des Werkstoffes. 

5.5 Einfluss der Kaltverfestigung auf die Zugfestigkeit 

Im Vergleich zu den Proben mit Scherbelastung fiel die Bruchlage bei direkter Zugbelastung 

unterschiedlicher aus und muss differenzierter bewertet werden. 

Gemittelt über die Proben sind die meisten Brüche in dem Übergang Grundwerkstoff 

zu Wärmeeinflusszone also nicht in der Schweißnaht selber entstandenen. In dieser 

Übergangszone tritt die größte Aufhärtung durch das große Temperaturgefälle auf 

und verändert am ungünstigsten das Metallgefüge. 

Der Bruch in der Wärmeeinflusszone ist eine häufig auftretende Eigenschaft von 

Schweißverbindungen, die durch eine Materialentfestigung bzw. durch die Aufhärtung 

-auf Grund des raschen Aufwärmens und Abkühlens- gerade in der Wärmeeinflusszone 

herrührt. 

794 

Ø-406er 

r=2,5 

800 

750 

830 

406-11 406-12 406-14 

45



Diagramm 10: Zugfestigkeit bei Kopfzugproben der Geometrie 2 

Ergebnisse 

Im Gegensatz zu den Scherzugversuchen, ergaben sich bei den Kopfzugversuchen 

sichtbarere Unterschiede zwischen den unterschiedlich stark gebogenen und damit 

kaltverfestigten Blechen. 


1250 

1000 

750 

500 

250 

0 

1250 

1000 

750 

500 

250 

0 

690 688 

772 

Diagramm 11: Zugfestigkeit Geometrie 2, Schweißgeschwindigkeit 2 m/min 

Bei der Berechnung der Mittelwerte wurden wegen den überproportionalen großen 

Abweichung die beiden extremen Ausreißer nicht berücksichtigt. 

Probe 404k-2 riss trotz Einfräsung in der Schweißnaht. Die eingefräste Schweißnaht 

der Probe 504k-5 endete gerade in einer Schweißfehlstelle. 

Bild 53: Schweißfehlstelle Probe 504k-5 01 

753 

715 

406k-2 406k-3 406k-4 406k-5 406k-6 406k-7 406k-8 Ø- 

406k'er 

790 

1.053 

740 


676 

719 


797 808 798 800 

800 

594 

GW-Ø Ø- 

506k'er 

729 

560 

607 

526 

648 632 

506K-1 506K-2 506K-3 506K-4 506k-5 

404k-1 404k-2 404k-3 404k-4 Ø-404k'er GW-Ø Ø-504k'er 504k-3 504k-4 504k-5 

706 

753 

508 

46



Diagramm 12: Zugfestigkeit bei Geometrie 1 

Bei Probe 606-4 lag ein Abriss in der Schweißnaht vor, 

vgl. Bild 57: Abriss in der Schweißnaht Probe 606-44 03. 


1250 

1000 

750 

500 

250 

0 

1250 

1000 

750 

500 

250 

0 

738 

654 

848 

793 

606-2 606-3 606-4 Ø-606er 

r=3,25 

852 

651 

744 


Diagramm 13: Zugfestigkeit Geometrie 1, Schweißgeschwindigkeit 2 m/min 

749 

800 

Ergebnisse 

Der recht starke Einfluss der Geometrie auf die Zugproben fällt beim Vergleich der 

Diagramm 10 und Diagramm 11 mit den Diagramm 12 und Diagramm 13 auf. Durch 

die besser einzustellende Schweißnahtposition, dem damit geringeren Spaltabstand, 

sowie der symmetrischen Belastung und Einspannung steigen scheinbar die Materialfestigkeiten 

in Bereich des Grundwerkstoffes. Dies ist natürlich besonders interessant 

für spätere Konstruktionen, weil somit zu hoffen ist, dass trotz Schweißung ein 

Bauteilverhalten ähnlich dem des Grundwerkstoffs erzielt werden kann (wobei die 

Aufhärtung in der WEZ noch vorhanden und zu beachten ist, z.B. bei zyklisch dynamischen 

Belastungen). 

In weiteren Versuchen gilt es zu bestätigen, wie weit die erhöhten Werte von der geringeren 

Kaltverfestigung beim kleineren Radius herrühren oder von anderen Einflussfaktoren 

stammen. 

778 

GW-Ø Ø-706er 

r=2,5 


800 

755 

811 

746 

802 

754 

706-1 706-2 706-3 706-4 

604-1 604-2 604-3 Ø-604er GW-Ø Ø-704er 704-1 704-2 704-3 

714 

796 

1.055 

47


Ergebnisse 

Wäre die Kaltverfestigung ausschlaggebend für die erhöhten Bruchspannungswerte, 

wäre eine begründete Theorie, dass bei größeren Biegeradien, r=3,25 mm, durch die 

geringere Härte in der WEZ das Material dehnbarer ist, Spannungsspitzen können 

sich so besser im Material abbauen und verteilen, während gleichzeitig durch die 

eingebrachte Verformung beim statischen Zugversuch der Grundwerkstoff weiter an 

Festigkeit gewinnt. 

Bei den Proben mit kleinerem Biegeradius behindern die bereits ausgeprägteren 

Martensit- und Bainitbereiche ein Auflösen der Spannungen, was in einem frühen 

Gewaltbruch resultiert. 

Eine Möglichkeit für andere Einflüsse könnte die unterschiedliche Schweißnahtgeometrie 

darstellen. Durch die asymmetrischen Bauteilgeometrie sowie den unterschiedlichen 

Winkeln ergeben sich unterschiedliche Spannungsverteilungen und 

Kerbwirkungen. Diese resultieren in unterschiedlich starken Bruchspannungen. 

Für diese Theorie spricht, dass bei den asymmetrischen Bauteilen der Geometrie 2, 

T- Form, die Werte stärker voneinander abweichen als bei den symmetrischen der 

Geometrie 1. 

Die dritte Möglichkeit, dass durch die Probengeometrie bedingt variierende Einspannung 

einen Einfluss hat, untersuchten wir. 

Bei den Proben mit großem Biegeradius war auf Grund des 90° abstehenden Schenkels 

das Einspannen nur weit entfernt von der Schweißnaht möglich. Bei den Proben 

mit dem kleinen Biegeradius und 70° Schenkel konnten wir die Spannbacken näher 

an der Schweißnaht befestigen. 

Bild 54: Einspannung 500er Zugproben 

Bild 55: Einspannung 400er Proben 

Unsere Befürchtung war, dass sich diese veränderte Zuggeometrie unterschiedlich 

auf die Zugfestigkeiten auswirken könnte. 

Zum Überprüfen dieser Vermutung vermaßen wir die Winkel unter denen die Proben 

gebrochen waren. 

48


Spannung [N/mm²] 

1100 

1000 

900 

800 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

10 20 30 

Winkel in 

40 

Rm 600er Rm 700er Fm 600er Fm 700er 

Diagramm 14: Abrisswinkel T-Form Diagramm 15: Abrisswinkel A-Form 

20 

15 

10 

5 

0 

Zugkraft [KN] 

Ergebnisse 

Wie sich zeigte, ist kein Zusammenhang zwischen auftretendem Winkel und Zugfestigkeit 

sicher festzustellen. 

Somit lässt sich momentan nur feststellen, dass bei dieser Versuchsreihe deutlicher 

Unterschiede als bei den Härteprofilen und Schwerzugversuchen auftraten. Wie weit 

diese Unterschiede in der Kaltverfestigung begründet sind lässt sich erst durch weitere 

Untersuchungen mit andern Probengeometrien verifizieren. Dies ist durch die 

Stumpfstoß- und Überlappschweißungen, die später im Rahmen des Forschungsauftrages 

stattfinden sollen, vorgesehen. 

Trotz der nicht zufriedenstellenden Aussagekraft der Versuchswerte ist bemerkenswert, 

dass die Schweißverbindung Zugfestigkeiten erreicht, die dem Werkstoff entsprechen. 

Dies weist auf eine hohe Nahtgüte und grundsätzliche Festigkeit hin. 

So treten die Probenbrüche stets als spröde Gewaltbrüche mit geringer Dehnung auf. 

Dieses Bruchverhalten ist charakteristisch für Complexphasenstahl wie den 

HCT780C. Durch die verstärkte Härteentwicklung beim Schweißen wird dieser Effekt 

im Einflussbereich der Schweißung und Schweißeinflusszone noch verstärkt. 

5.6 Einfluss der Kaltverfestigung auf die dynamische Dauerfestigkeit 

Die Bruchzone liegt meist in der WEZ direkt oder sehr selten in der Schweißnaht. 

Dies ist nicht verwunderlich, da durch die Abkühlung in der WEZ die höchste Aufhärtung 

mit der geringsten Duktilität stattfindet. Dieses Ergebnis, welches wir bereits in 

der Härteprofilmessung sehen konnten, wirkt sich auch auf die Brüche bei den zyklisch, 

dynamischen Belastungsproben verstärkt aus. Aufgrund der hohen Härte in der 

WEZ fokussieren sich die Spannungsspitzen in der WEZ und sorgen für eine fortschreitende, 

stückhafte Schwingungszerstörung des Werkstoffes. 

Dies wird bestätigt durch die am häufigsten auftretende Bruchlage im Oberblech. 

Spannung [N/mm²] 

1100 

1000 

900 

800 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

10 20 30 

Winkel in 

40 

Fm 400er Rm500er Rm 400er FM 500er 

20 

15 

10 

5 

0 

Zugkraft [KN] 

49


Ergebnisse 

Die zweithäufigste auftretende Bruchlage ist im gebogenen Blech in der WEZ. Der 

spröde Gewaltbruch, der am Ende der zyklisch dynamischen Belastungen auftritt, 

erscheint vermehrt jenseits der eigentlichen Fügestelle zwischen den beiden Blechen. 

Diesen Tatsachen liegt zugrunde, dass im Oberblech die größte Wärmeeinbringung 

erfolgt. Durch das angeschweißte Blech wird dem Schweißbad und der Wärmeeinflusszone 

im Bereich der Fügestelle am schnellsten die Wärme entzogen. Dies resultiert 

in einer verstärkten Martensitbildung. Auf der Oberseite kann sie die Wärme 

durch die stärkere Isolation durch die Luft länger halten, wodurch das Metallgefüge 

sich langsamer abkühlt und mehr Bainit ausbildet. An der Verbindungsstelle zwischen 

den beiden Blechen ist die Wärmeabfuhr am stärksten und damit die Aufhärtung 

am höchsten. 

Da das Martensitgefüge spröder ist, konzentriert sich die eingebrachte Energie in 

dem entsprechenden Bereich und führt zum stückweisen Versagen und schließlich 

zum Gewaltbruch des Restmaterials. 

Doppelamplitude ∆σ [N/mm²] 

250 

200 

150 

125 

100 

75 

50 

506-10 

506-15 506-14 

506-19 

506-16 

506-11 

506-17 

506-18 

25 

1.000 10.000 100.000 

2x10 

1.000.000 10.000.000 

Überlebenswahrscheinlichkeit 10% / 50% / 90% 

Lastwechsel 

6 

506-12 

Diagramm 16: Zyklisch dynamische Scherzugbelastung bei 506er Proben 

506-13 

Für die Berechnung der Spannung in der Wöhlerkurve wurde vergleichbar zu den 

statischen Zugproben nachträglich die Bruchfläche gemessen. Damit konnten auch 

Fehlstellen und Einschnürungen berücksichtig werden. 

50



250 

225 

200 

175 

150 

125 

100 

75 

50 

406-15 

Diagramm 17: Zyklisch dynamische Scherzugbelastung bei 406er Proben 


250 

225 

200 

175 

150 

125 

100 

75 

50 

Diagramm 18: Überlagerte Diagramme 

406-20 

406-16 

406-22 

406-17 

406-21 

406-24 

406-23 

406-18 

Ergebnisse 

406-19 

25 

1.000 10.000 100.000 1.000.000 2x10 10.000.000 

Überlebenswahrscheinlichkeit 10% / 

Lastwechse 

6 

Versuchsreihe 400er & 500er Proben Berücksichtigung der Bruchfläche 

500er Proben 

400er Proben 

25 

2x10 

1.000 10.000 100.000 1.000.000 

Lastwechsel N 

10.000.000 

Überlebenswahrscheinlichkeit 10% / 50% / 90% 

6 

Bei der Beurteilung und Auswertung über das Wöhlerdiagramm fällt auf, dass die 

Proben nur minimale Unterschiede aufzeigen. 

Da bei den Schweißungen der 506er Proben leicht gehäuft Schweißnahtunregelmäßigkeiten 

auftraten wie Einschnürungen, ist es umso bemerkenswerter, dass diese 

Fehler sich im Vergleich zu der statischen Zuguntersuchung weniger auswirkten. Der 

wahrscheinliche Grund hierfür dürfte die hohe Kerbanfälligkeit und die Feinkörnigkeit 

des Stahles sein. Durch die Kerbanfälligkeit wirken sich beim statischen Zugbelastung 

Schweißnahtfehler besonders stark aus. 

51


Ergebnisse 

Bei dynamischer Belastung sorgten diese Fehler zwar auch für einen Einriss an der 

Kerbe, aber durch die Feinkörnigkeit und die geringer Last konnte sich dieser nicht 

fortsetzen. 

Bild 56: 406-20 02 Unregelmäßige Schweißnaht mit leichter Einschnürung 

52


6 Bewertung und Ausblick 

Bewertung und Ausblick 

Bei den Untersuchungen, die ich im Rahmen meiner Bachelorarbeit durchführte, ließ 

sich kein eindeutig nachweisbarer Einfluss der Kaltverfestigung auf Laserstrahlschweißnähte 

feststellen. 

Die Ursache für die festgestellten Unterschiede bei den Laserstrahlschweißnähten 

liegt überwiegend bei der Bauteilgeometrie. 

Die sowohl statischen als auch zyklischen dynamischen Zugversuche zeigten keine 

Besonderheiten die eindeutig auf die Kaltverfestigung im Grundwerkstoff schließen 

lassen. Ähnliche Beobachtungen können auch bei Stahlwerkstoff erfolgen, die nicht 

zu den hochfesten, mikrolegierten Stählen zählen und dadurch nur einer geringen 

Kaltverfestigung unterlagen. 

Daher ist anzunehmen, dass neben der Bauteilgeometrie Einflüsse wie: 

• Verschmutzung, 

• Oberflächenzustand, z.B. Kerben 

• Werkstoff- und 

• Werkstückbehandlung 

eine Rolle spielt. 

Es ergaben sich auch Ansatzpunkte, dass sich die Kaltverfestigung auf die Schweißnahtgüte 

auswirken könnte, diese müssen durch weitere Untersuchungen gestützt 

werden. 

Hierfür kommen die im Forschungsauftrag vorgesehenen weiteren Geometrien in 

Frage, bei denen ein kaltverformter Werkstoff mit geringem Einfluss der Bauteilgeometrie 

verwendet wird. 

Die Bleche werden dazu vergleichbar wie Zugproben gedehnt und entweder per 

Stumpfstoß oder Überlappnaht verschweißt. 

Erst aus der Kombination der Untersuchungen können dann eindeutigere Schlüsse 

bezüglich der Auswirkungen von Bauteilgeometrie und Kaltverfestigung gezogen 

werden. 

53


7 Verzeichnis 

7.1 Literaturverzeichnis 

Verzeichnis 

ThyssenKrupp Steel, „Dualphasen-Stähle DP-W® und DP-K® Für die Herstellung 

komplexer hochfester Strukturelemente“, September 2008 

ThyssenKrupp Steel „Restaustenit- Stähle RA-K® Für umformtechnisch anspruchsvolle, 

hochfeste Bauteile“, September 2008 

ThyssenKrupp Steel „Complexphasen-Stähle CP-W® und CP-K® Für die gewichtssparende 

Herstellung hochfester, crashrelevanter Bau- und Verstärkungsteile“, 

September 2008 

ThyssenKrupp Steel, „Martensitphasen-Stahl MS-W® Für crashrelevante und verschleißbeanspruchte 

Bauteile“ 

Dipl.-Ing. P.Gerster Faun GmbH, Lauf „MAG-Schweißen hochfester Feinkronstähle 

im Fahrzeugkranbau“, http://www.dvs-ev.de/aktuell/Beispiel_1.pdf 2000, Seite 2 

Schmid, C., H.Haferkamp, F. von Alvensleben, I.Burmester: Laserstrahlschweißung 

von Leichtbaurädern aus dem Stahl DP 600 Laser Zentrum Hannover (1998) sowie 

Groh, J.: Laserstrahlschweißeignung höher kohlenstoffhalteriger Stähle. Diplomarbeit 

der SLV München (2001) 

ThyssenKrupp Steel „Complexphasen-Stähle CP-W® und CP-K® Für die gewichtssparende 

Herstellung hochfester, crashrelevanter Bau- und Verstärkungsteile“, 


T. Heller, O. Hoffmann, U. Etzold, K.-P. Imlau, „Neue Stähle für moderen Fahrzeugkarosserien“ 

http://www.dgm.de/past/2004/metallographie/download/686_80.pdf, 


Tim Schröder, MaxPlanck Gesellschaft Ausgekochter Stahl für das Auto von morgenhttp://www.stahlonline.de/medien_lounge/Hintergrundmaterial/BeitragMPFAusgekochterStahl.pdf 

vglhttp://www.mpg.de/bilderBerichteDokumente/multimedial/mpForschung/2009/heft_ 

se/pdf10.pdf Stand September 2009 

ThyssebKrupp Stahl „Höherfester Stahl für den Automobil-Leichtbau“, 

http://www.thyssenkrupp-stahl-servicecenter.com/servlet/it.d4cms.custom.std.download.DownloadServlet/005101023654UkE4 

K0xobFhKQkU4Zm5wQ0VSRlBIbXRoSkF4dEFBSUVleGNqQ0M0RVF4eDBHaXhYV 

lFjbUJFSmxBMGxRTlNsRllqWUxCVXBJVUZk- 

NUh4c2hLQ0pUU1JCVVRFQXJkeVpi/auto.pdf?IE55_OR_SP1_BUG=.pdf September 

2009 

Innovate! - Anzeige - sueddeutsche.de, „Wie ein Werkstoff entsteht“ 

http://www.innovate-magazin.de/beitrag_druckversion_2409415.html 

Dipl. Ing (FH) Bianca Schmalisch „Untersuchung der mechanischen und metallurigschen 

Eigenschaften laserstrahlgeschweißter hochfester Werkstoffe“ SLV-Muenchen 

2005 Seite 18 

Heller T. Engl B., Schriever: „Innovative Werkstoffentwicklungen als Grundlage für 

den modernen Automobilleichtbau, Entwicklungen im Karosseriebau“ VDI Bericht 

1398, Gesellschaft Fahrzeug- und Verkehrstechnik 

H. Behnisch, Kompendium der Schweißtechnik Band 1: Verfahren der Schweißtechnik, 

DVS Media, Düsseldorf, Nov. 2002, ISBN-10 3871552046 

54


Verzeichnis 

Fraunhofer-Institut für Lasertechnik ILT, http://www.ilt.fraunhofer.de/ger/100054.html 


Extrem Lasers http://www.laserfest.org/lasers/extreme.cfm September 2009 

H.Knissel: „Entwicklung eines Prüf- und Bewertungskonzeptes für laserstrahlgeschweißte 

Verbindungen“ DVS- Berichte, Band 206 (1999) 

H. Richter, „LASER, das besondere Licht für die Materialbearbeitung“ (1997) 

The Linde Group, „Lasgon® C 1” http://www.lindegase.de/datenblatt/db_lasgon_c_1.pdf 

(November 2009) 

C. Alber, „Untersuchung der Laserstrahleignung von neu entwickelten TRIP- und 

Dualphasenstählen“, SLV-München, November 2000 





7.2 Normenverzeichnis 

DIN EN 10 336 

DIN EN 10336/prEN 10338 

DIN EN 13 919-1 

7.3 Abkürzungsverzeichnis 

TRIP/ HCT/ Ra-k = Restaustenitische hochfester Feinstahl 

CPW/ HDT=Complexphasenstahl warmgewalzt 

CO2=Kohlenstoffdioxid 

Ar=Argon 

WEZ=Wärmeeinflusszone 

SZ=Schweißzone 

Geometrie 1/2= Schweiß-/Bauteilgeometrie 1/2 

A-Form = Geometrie 1 

T-Form = Geometrie 2 

vs= Schweißgeschwindigkeit, wenn nicht anders vermerkt in m/min 

PL= Laserleistung, wenn nicht anders vermerkt in KW 

55


Geometrie 

1 

I-Stoß 

Geometrie 

3 

Kopfzug 

Geometrie 

4 

Scherzug 

Geometrie 

5 

Bördelnaht 

Geometrie 

6 

Lötung 

Bördelnaht 

8 Anhang 

8.1 Tabellen 

Verw endtet Laser: CO2 Laser (ca. 6 KW max leistung), zw ei YAG-Laser (ca. 4 KW max. Leistung) 

Anhang 

Durchgeführte Prüfung Zugtest, bei I-Stoß und Überlappnaht Dauerschw ingversuch, Gefügebetrachtung/veränderung, Här 

Die blassblau markierte Felder sind Inhalt der Bachelorarbeit. 

Längs 

reckung 1 

Querreckung 

1/3 TI01L3-1 2 

Reserve Zugprobe 1 Zugprobe 2 Zugprobe 3 Schliffprobe Dauerschw ingpro 

TI01L3-2 TI01L3-3 TI01L3-4 TI01L3-5 TI01L3-d 

2/3 TI01L6-1 TI01L6-2 TI01L6-3 TI01L6-4 TI01L6-5 

1/3 TI01Q3-1 

2/3 TI01Q6-1 

Ungereckt TI01U-1 TI01U-2 TI01U-3 TI01U-4 TI01U-5 TI01U-d 

Umformradiu r=1s TK011-1 

r=2s TK012-1 

Umformradiu r=1s TS011-1 

r=2s 

Umformradiu r=1s TB011-1 

1 2 3 4 5 6-15 

je 2 Bleche 

Reserve Zugprobe 1 Zugprobe 2 Zugprobe 3 Schliffprobe Dauerschw ingpro 

Geometrie 

2 Längsreckung 

Über- 

1/3 

2/3 

TÜ01L3-1 

lappung 

Querreckung 

1/3 

2/3 

Ungereckt TÜ01U-d 

Reserve Zugprobe 1 

Laserschw eißparameter 1 

Zugprobe 3 

Reserve Zugprobe 1 Zugprobe 2 Zugprobe 3 


r=2s TB012-1 TB012-2 TB012-3 TB012-4 

Umformradiu r=1s TL011-1 



Laserlötparameter 1 


r=2s TL012-1 TL012-2 TL012-3 TL012-4 

Tabelle 4: Versuchsplanung zur Materialkalkulation 


= ein Probensatz 


Schliffprobe 

TK012-5 

Schliffprobe 

TS012-5 

Schliffprobe 

TB012-5 

Schliffprobe 

TL012-5 

56 

Werkstoff 1 Trip 800


Probe Nr.: 

404 

Oberblech 

404 R3,25 

3,5KW 2 

m/min 

406 

Oberblech 

406 R3,25 

3,5 KW 

3,5 m/min 

504 

Oberblech 

3,5KW 2 

m/min 

504 R2,5 

3,5KW 2 

m/min 

506 

Oberblech 

3,5KW 

3,5m/min 

506 R2,5 

3,5KW 3,5 

m/min 

400 

Oberblech 

R3,25 

3KW 2 

m/min 

x [mm] HV1 x [mm] HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 

GW GW GW GW GW GW GW GW GW GW 

276 280,00 260 278 278 280 

-0,90 384 -5,00 285 -5,00 258 -0,90 363 -5,00 276 -0,70 403 -5,00 270 -0,90 393 -5,00 278 

-0,70 392 -4,00 280 -5,0 292 -4,00 260 -0,80 395 -4,00 279 -0,60 400 -3,00 281 -0,70 400 -4,00 281 

-0,40 408 -3,00 283 -4,0 299 -3,00 270 -0,60 394 -3,00 277 -0,40 399 -2,00 281 -0,40 397 -3,00 280 

0,00 392 -2,00 286 -3,0 295 -2,00 281 0,00 399 -2,00 283 0,00 403 -1,50 279 0,00 405 -2,00 306 

-1,50 287 -2,5 296,0 -1,50 303 -1,50 286 -1,20 283 -1,50 331 

-1,20 301 -2,0 300,0 -1,20 316 -1,20 304 -1,00 301 -1,20 332 

-0,90 305 -1,5 297,0 -1,00 314 -0,90 318 -0,70 306 -1,00 342 

-0,70 336 -1,2 301,0 -0,80 317 -0,80 389 -0,60 362 -0,80 355 

-0,50 399 -1,0 329,0 -0,60 412 -0,60 408 -0,50 413 -0,60 370 

-0,40 397 -0,80 400 -0,50 395 -0,40 413 -0,20 402 -0,50 397 

-0,20 403 -0,60 400 -0,40 400 0,00 397 0,00 388 -0,40 388 

0,00 408 -0,40 384 -0,20 398 0,30 382 0,30 394 0,00 413 

0,20 408 0,00 395 0,00 403 0,50 398 0,40 408 0,30 412 

Schweizone 0,40 398 0,4 427 0,20 397 0,70 351 0,50 411 0,50 404 

WZ 0,50 366 0,6 414,0 0,30 398 0,90 371 0,70 368 0,70 384 

0,70 365 0,8 387,0 0,40 400 1,20 349 1,00 368 0,90 309 

0,90 363 1,0 306,0 0,60 373 1,50 364 1,50 351 1,20 296 

1,20 364 1,2 305 0,80 372 2,00 337 2,00 353 1,50 296 

1,50 361 1,5 299,0 1,00 366 3,00 291 3,00 320 2,00 288 

2,00 341 2,0 291,0 1,20 369 4,00 274 4,00 299 3,00 280 

3,00 298 2,5 294,0 1,50 353 5,00 262 5,00 288 4,00 278 

4,00 277 3,0 290,0 2,00 327 5,00 280 

5,00 276 4,0 290,0 3,00 290 

5,0 284,0 4,00 281 

5,00 271 

Grundwerkstoff Durchschnittswe 275,3 

Ø in SZ GW 398 

Ø in SZ bei 3,25 403 

Ø in SZ bei 2,5 396 

Ø in WZ GW 393 

Ø in WZ bei 3,25 393 

Ø in WZ bei 2,5 393 

Tabelle 5: 1. Teil Messwerte Härteprofile 

Anhang 

57 

400 R3,25 

3KW 2 

m/min


604 

Oberblech 

604 R3,25 

3,5KW 2 

m/min 

606 

Oberblech 

606 3,5 

KWE 3,5 

m/min 

704 

Oberblech 

704 3,5 KW 

2 m/min 

706 

oberblech 

706 3,5 KW 

3,5 m/min 

R 2,5 1/3 

von 

Oberfläche 

R 2,5 

Oberfläche 

n nah 

R 2,5 mit 

Riss 

Oberfläche 

n nah 

HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 HV1 

GW GW GW GW GW GW GW GW GW 277 

276 280 300 

-0,90 370 -5,00 280 -5,0 285 -5,0 274 -0,70 405 -5,0 284 -0,90 397 -5,0 286 287 

-0,70 399 -4,00 277 -4,0 287 -4,0 271 -0,50 395 -3,0 287 -0,80 413 -3,0 285 288,0 

-0,40 405 -3,00 280 -3,0 290 -3,0 270 -0,30 400 -2,0 318 -0,60 402 -2,0 293 -5,0 278,0 -5,0 283,0 -5,0 279,0 -5,0 285 

0,00 392 -2,00 297 -2,5 300 -2,0 296 0,00 390 -1,5 332 -0,40 400 -1,5 316 -4,0 275 -4,0 278 -4,0 285 -3,5 295 

-1,50 321 -2,0 303 -1,5 321 -1,2 349 0,00 397 -1,2 330 -3,0 272 -3,0 279 -3,0 292 -3,0 297 

-1,20 323 -1,5 309 -1,2 331 -0,9 345 -0,9 364 -2,5 266 -2,5 280 -2,5 299 -2,5 301 

-1,00 330 -1,2 320 -0,9 340 -0,7 358 -0,7 363 -2,0 269 -2,0 299 -2,0 313 -2,0 310 

-0,80 312 -0,9 408 -0,7 364 -0,5 396 -0,6 400 -1,5 286 -1,5 318 -1,5 328 -1,5 324 

-0,60 376 -0,6 410 -0,6 411 -0,3 416 -0,4 409 -1,2 289 -1,2 329 -1,2 331 -1,2 329 

-0,50 403 -0,4 412 -0,5 420 0,0 402 -0,3 418 -0,9 303 -0,9 338 -0,9 339 -0,9 339 

-0,30 405 0,0 415 -0,3 403 0,3 403 0,0 398 -0,6 306 -0,6 344 -0,6 344 -0,6 349 

0,00 404 0,4 412 0,0 405 0,5 395 0,3 416 -0,3 274 -0,3 348 -0,3 364 -0,3 358 

0,30 393 0,6 410 0,3 413 0,7 375 0,4 409 0,0 276 0,0 342 0,0 270 0,0 356 

0,40 385 0,9 344 0,4 420 0,9 343 0,6 419 0,3 283 0,3 341 0,3 350 0,3 358 

0,50 356 1,2 313 0,5 408 1,2 329 0,7 378 0,6 282 0,6 344 0,6 340 0,6 354 

0,70 349 1,5 304 0,6 338 1,5 318 0,9 363 0,9 276 0,9 338 0,9 334 0,9 352 

0,80 347 2,0 300 0,9 348 2,0 301 1,2 361 1,2 284 1,2 332 1,2 328 1,2 341 

1,20 331 2,5 297 1,2 328 3,0 284 1,5 329 1,5 273 1,5 317 1,5 317 1,5 332 

1,50 309 3,0 296 1,5 316 5,0 282 2,0 296 2,0 275 2,0 303 2,0 312 2,0 321 

2,00 296 4,0 297 2,0 301 3,0 286 2,5 278 2,5 292 2,5 287 2,5 305 

3,00 281 5,0 287 3,0 282 5,0 284 3,0 278 3,0 286 3,0 291 3,0 300 

4,00 282 4,0 287 4,0 279 4,0 284 4,0 288 3,5 296 

5,00 282 5,0 280 5,0 278 5,0 281 5,0 282 5,0 279 

Tabelle 6: 2. Teil Messwerte Härteprofile 

R 3,25 

Oberfläche 

n nah 

Anhang 

58


Proben- 

Probe breite [mm] 

(*4) 

Geometrie 1 

Material- 

stärke [mm] 

GW 

Zugfläche 

[mm²] 

Schw eißlänge 

(nach Zugtest)*6 

Schw eißbreite/ 

(an dünnste 

Stelle)*6 

Schw eißnaht/B 

ruch Fläche 

Leistung 

P L 

[PW] 

v s 

[m/min] 

Radius 

[mm] 

F m 

gemessen 

[KN] 

Spannung an 

Bruchfläche 

Mittelw ert von 

Bruchflächens 

pannung 

R m (*2) 

gemessen 

(N/mm²) 

R m 

berechnet 

[N/mm²] 

Mittelw ert 

von Rm 

Mittelw ert der 

Bruchfläche 

604-1 12,24 1,67 20,44 11,47 (*5 (?)) 1,75 20,07 3,5 2 3,25 17,1 852 749 838,4 837 749 21,8 40°*25° 

604-2 12,53 1,65 20,67 12,26 (*5) 1,92 23,54 3,5 2 3,25 15,33 651 751 741 34°*25° 

604-3 12,21 1,67 20,39 12,19 1,78 21,70 3,5 2 3,25 16,14 744 791,7 792 35°*27° 

605-1 12,00 (*1) 1,7 20,40 12,82 1,28 16,41 5 5 3,25 16,64 1014 866,9 816 

Belastungsa 

nzahl/ 

Bruchw inkel 

Bemerkungen 

Anhang 

Veränderte Parameter 5 KW 5 m/min , 

Bruch bereits bei Handkraft 

606-1 12,21 1,67 20,39 11,74 3,5 3 3,25 14,56 747 699,0 714 746 21,0 0 Schraubenausriss;Anrisse/ 

Einschnürrungen in SZ/WZ 

606-2 12,47 1,67 20,82 11,85 (*5) 1,53 18,72 3,5 3 3,25 13,82 738 663,9 664 11°*43° 

606-3 12,76 1,65 21,05 11,97 1,62 19,39 3,5 3 3,25 12,68 654 594,93 602 29*36° Abriss in der WEZ 

606-4 12,48 1,69 21,09 12,31 2,03 24,99 3,5 3 3,25 21,2 848 1005 35°*36 Abriss in der SZ 

704-1 12,45 1,65 20,54 11,73 1,87 21,94 3,5 2 2,5 15,66 714 855 762 822 20,1 20°*40° 

704-2 12,37 1,67 20,66 11,74 1,87 21,95 3,5 2 2,5 17,48 796 846 15°*22 

704-3 12,3 1,65 20,30 11,94 1,38 16,48 3,5 2 2,5 17,39 1055 857 13°*30° 

706-1 11,97 1,67 19,99 11,97 2,03 24,30 3,5 3 2,5 19,7 811 778 985 898 23,5 40°*20° 

706-2 12,47 1,67 20,82 11,88 1,97 23,40 3,5 3 2,5 17,46 746 838 37°*23° 

706-3 

12,34 1,67 20,61 

11,84 1,9 22,50 3,5 3 2,5 

18,05 802 876 

Bruchquersc 

hliff 

706-4 

12,01 1,67 20,06 

11,79 2,01 23,70 3,5 3 2,5 

17,87 754 891 

Bruchquersc 

hliff 

Geometrie 2 

404-1 26,13 1,71 44,68 25,89 1,47 38,06 3,5 2 3,25 17,3 455 531 416,0 387 444 37,4 1 Vorbelstung mit 10 KN 

404-4 26,14 1,70 44,44 25,87 1,34 34,67 3,5 2 3,25 20,36 587 493,0 458 1 

404-5 26,2 1,71 44,80 26,04 1,52 39,58 3,5 2 3,25 21,77 550 519,0 486 1 

404k-1 12,4 1,68 20,83 12,33 1,40 17,26 3,5 2 3,25 13,64 790 862 654,8 655 638 16,9 26°*22° Bei 1,5 KN Kancks zu hören 

404k-2 

13,15 1,72 22,62 

13,39 1,02 13,66 3,5 2 3,25 

14,38 1053 645,7 636 

20°*20° 

Schw eißnaht komisch ausgeformt, 

Nebenschw eißnaht? 

404k-3 13,2 1,74 22,97 13,11 1,40 18,35 3,5 2 3,25 14,62 797 636,5 637 20°*21° Bei 2,5 KN Knacks zu hören 

404k-4 13,66 1,72 23,50 12,46 1,46 18,19 3,5 2 3,25 14,7 808 636,5 626 23°*23° Bei 2,5 KN Knacks zu hören 

406-1 26 1,73 44,98 25,94 1,29 33,46 3,5 3 3,25 20,93 625 611 503,1 465 426 22,7 

406-3 26,45 1,72 45,49 25,91 1,39 36,01 3,5 3 3,25 23,79 661 574,0 523 

406-4 26,22 1,70 44,57 25,55 1,13 28,87 3,5 3 3,25 18,82 652 454,0 422 

25,02 1,70 42,53 

18,98 639 446 Naht nicht senkrecht zur Beugekante -- 

406-7 

24,53 1,21 29,68 3,5 3 3,25 

>Naht(-querschnitt) nicht durchgehend) 

Durch verbesserte Einkopplungskrater 

24,91 1,70 42,35 

25,46 656 601 

harmonischerer Übergang zw ischen 

406-8 

24,58 1,58 38,84 3,5 3 3,25 

den Blechen--> erhöhte Zugfestigkeit 

Ab Probe 406-10 mit breiten Oberblech 

12,12 1,67 20,24 

4,5 327 222 

um Kerbw irkung auszuschließen + 

406-10 

11,97 1,15 13,77 3,5 3 3,25 

Einfräsung, 

406-11 11,85 1,69 20,03 11,77 1,29 15,18 3,5 3 3,25 12,15 800 607 9 KN Knacksen 

406-12 12,19 1,66 20,24 12,04 1,22 14,69 3,5 3 3,25 11,02 750 545 10 KN Knacksen 

406-13 

12,24 1,67 20,44 

7,76 0,98 7,60 3,5 3 3,25 

1,3 171 64 

Notstopp der Maschine w egen zu 

großer Verw indung 

406-14 12,04 1,77 21,31 11,98 0,78 9,34 3,5 3 3,25 7,76 830 364 

406-15 12,68 1,65 20,92 13,34 1,67 22,28 3,5 3 3,25 2,26 101 53 #DIV/0! 20,0 14.600 

406-16 12,78 1,65 21,09 12,14 1,73 21,00 3,5 3 3,25 1,29 61 67.300 

406-17 12,78 1,65 21,09 12,58 1,68 21,13 3,5 3 3,25 0,97 46 233.300 

406-18 12,86 1,65 21,22 13,06 1,70 22,20 3,5 3 3,25 0,49 22 2.005.000 

406-19 12,58 1,65 20,76 12,27 1,66 20,55 3,5 3 3,25 0,55 27 2.005.000 

406-20 12,63 1,65 20,84 12,38 1,66 15,50 3,5 3 3,25 1,59 103 32.800 

406-21 12,67 1,65 20,91 6,30 2,46 15,50 3,5 3 3,25 0,64 41 198.300 

406-22 12,87 1,65 21,24 12,29 1,72 21,14 3,5 3 3,25 1,14 54 206.500 

406-23 12,75 1,65 21,04 12,99 1,69 21,95 3,5 3 3,25 0,77 35 1.331.100 

406-24 12,88 1,65 21,25 12,61 1,47 18,54 3,5 3 3,25 0,71 38 737.200 

Tabelle 7: 1. Teil Messwertaufnahme Zug-/ Druckbelastung 

59


Probe 

Proben- 

breite [mm] 

(*4) 

Material- 

stärke [mm] 

GW 

Zugfläche 

[mm²] 

Schw eißlänge 

(nach Zugtest)*6 

Schw eißbreite/ 

(an dünnste 

Stelle)*6 

Schw eißnaht/B 

ruch Fläche 

Leistung 

P L 

[PW] 

v s 

[m/min] 

Radius 

[mm] 

F m 

gemessen 

[KN] 

Spannung an 

Bruchfläche 

Mittelw ert von 

Bruchflächens 

pannung 

406k 25,98 1,70 44,17 3,5 3 3,25 13,69 719 625,9 310 536 

406k 25,9 1,70 44,03 3,5 3 3,25 26,04 625,9 591 Bohrung in Probe um diese ein zu spannen ausger 

406k-2 12,6 1,70 21,42 11,98 (*5) 1,59 19,05 3,5 3 3,25 13,14 690 669,4 613 560 17,4 Bruch des WK / Bei 3 und 4 KN Knacksen zu hör 

406k-3 12,4 1,70 21,08 12,54 1,54 19,31 3,5 3 3,25 13,28 688 613,5 630 Bei 3 KN Knacks zu hören 

406k-4 13,34 1,69 22,54 12,48 1,56 19,47 3,5 3 3,25 15,03 772 667 22°*20° 3 KN Knacksen 

406k-5 12,63 1,70 21,47 3,71 1,25 4,64 3,5 3 3,25 3,49 753 163 11°*12° aht war nicht durchgehend (Spalt zwischen 

406k-6 14,33 1,69 24,22 12,46 1,57 19,56 3,5 3 3,25 13,98 715 577 23°*24° 2,7 KN Knacksen 

406k-7 13,71 1,69 23,17 12,18 1,56 19,00 3,5 3 3,25 14,06 740 607 25°*20° 

406k-8 12,51 1,70 21,27 12,83 1,63 20,91 3,5 3 3,25 14,14 676 665 20°*22° stspäne von Fräsen -->lösten wohl bruch au 

R m (*2) 

gemessen 

(N/mm²) 

R m 

berechnet 

[N/mm²] 

504-1 25,92 1,71 44,32 25,89 1,21 31,33 3,5 2 2,5 18,72 598 569 450,0 422 416 32,2 

504-3 25,84 1,69 43,67 25,78 1,28 33,00 3,5 2 2,5 17,94 544 433,0 411 

504-2 25,87 1,69 43,72 25,70 1,25 32,13 3,5 2 2,5 18,13 564 439,0 415 

504k-1 25,9 1,60 41,44 3,5 2 2,5 15,5 656 374,0 374 590 Bruch der Einspannschraube (8.8 6 Kante M8 

504k-2 25,9 1,60 41,44 3,5 2 2,5 19,91 481,0 480 Bohrung in Probe um diese ein zu spannen ausger 

504k-3 12,7 (25,8 (*3)) 1,66 21,08 11,82 (*5) 1,70 20,09 3,5 2 2,5 14,18 706 673 698 22,9 39°*26° Bruch des WK 

504k-4 13,37 1,69 21,08 12,41 1,79 22,21 3,5 2 2,5 16,72 753 793 25°*22° m GW/Spannschuh mit kleiner Fläche nach 

504k-5 12,77 1,66 21,20 12,04 2,18 26,25 3,5 2 2,5 13,34 508 629 32°*23° Spannschuh mit großer Fläche nach unten 

506-2 25,87 1,70 43,98 25,76 1,17 30,14 3,5 3 2,5 17,08 567 632 414,0 388 453 30,6 

506-3 25,83 1,66 42,88 25,70 1,06 27,24 3,5 3 2,5 15,59 572 376,0 364 

506-4 25,97 1,71 44,41 25,81 1,07 27,62 3,5 3 2,5 17,18 622 415,0 387 

506-8 24,94 1,68 41,90 25,43 1,12 28,48 3,5 3 2,5 21,86 768 522 Bei 21 KN erstes Knacken zu hören 

506-9 24,98 1,71 42,72 24,85 1,59 39,51 3,5 3 2,5 25,81 653 604 Bei 25 KN vereinzelt Knacken vor dem Gewaltbruch 

506-10 12,74 1,65 21,02 7,15 1,51 10,80 3,5 3 2,5 4,67 433 140 222 113 19,2 2.500 nicht durchgehend geschweißt 

506-11 12,86 1,65 21,22 12,76 1,69 21,56 3,5 3 2,5 1,77 82 83 491.500 Bauteil ist nur angebrochen 

506-12 12,75 1,65 21,04 12,64 1,63 20,60 3,5 3 2,5 0,58 28 28 2.000.500 

Keine mech Schäden, nicht durchgehend 

Schweißung 

506-13 12,65 1,65 20,87 12,39 1,67 20,69 3,5 3 2,5 1,16 56 56 2.000.500 leichte Verschiebung der beiden Bleche 

506-14 12,78 1,65 21,09 12,38 1,72 21,29 3,5 3 2,5 4,1 193 194 34.400 

506-15 12,48 1,65 20,59 12,44 1,29 16,05 3,5 3 2,5 3,43 214 167 18.400 

506-16 12,74 1,65 21,02 12,35 1,69 20,87 3,5 3 2,5 2,34 112 111 85.100 

506-17 12,71 1,65 20,97 12,45 1,64 20,42 3,5 3 2,5 1,46 72 70 520.100 

506-18 12,80 1,65 21,12 12,34 1,61 20,00 3,5 3 2,5 1,29 65 61 525.100 

506-19 12,83 1,65 21,17 12,38 1,74 20,00 3,5 3 2,5 2,94 147 139 33.300 

Mittelw ert 

von Rm 

Mittelw ert der 

Bruchfläche 

Belastungsa 

nzahl/ 

Bruchw inkel 

506K-1 12,48 1,68 20,97 13,4 (*5) 1,44 19,30 3,5 3 2,5 10,81 560 594 515,6 516 653 22,3 22°*22° Bruch WEZ 

506K-2 12,36 1,67 20,64 12,7(*5) 1,52 19,30 3,5 3 2,5 11,71 607 567,5 567 Bruch WEZ 

506K-3 12,00 (*1) 1,67 20,04 12,94 1,95 25,23 3,5 3 2,5 13,26 526 690,5 662 

506K-4 12,89 1,72 20,04 14,98 1,58 23,67 3,5 3 2,5 15,33 648 765 

506k-5 13,05 1,70 20,04 15,02 1,59 23,88 3,5 3 2,5 15,09 632 753 23°*27° 

GW-1 19,98 1,53 30,57 19,61 1,16 22,75 - - 24,94 1096 1484 816 800 17,3 

GW-2 19,99 1,53 30,58 18,95 0,81 15,35 - - 24,98 1627 817 

GW-3 20,04 1,54 30,86 20,18 0,82 16,55 - - 24,78 1497 803 

GW-4 20,02 1,56 31,23 18,57 0,83 15,41 - - 24,93 1617 798 

GW-5 20,01 1,54 30,82 19,35 0,98 18,96 - - 24,88 1312 782 

GW-6 20,01 1,53 30,62 20,83 1,10 22,91 - - 24,92 1088 814 

GW-7 20,03 1,56 31,25 19,34 0,72 13,92 - - 24,87 1786 796 

GW-8 20,05 1,55 31,08 19,38 0,65 12,60 - - 25,06 1989 806 

GW-9 20,03 1,55 31,05 20,48 0,85 17,41 - - 24,84 1427 800 

GW-10 20,08 1,55 31,12 19,28 0,83 17,20 - - 24,88 1447 768 

*1: gefräst an Schweißstelle wieder breiter, nicht mehr messbar 

*2: Wert der bei der Schenk gemessen wurde. Bei nicht gefräste Proben konnte tatsächliche Fläche (Breite und Materialstärke) abweichen 

*3 Wert gemessen nach Zug 

*4 gemessen am Rand des Oberbleches; Bei Fräsung bei an der Schweißung /Übergang der beiden Bleche 

*5 Bruch des Werkstoffes daher wurde Bruchkante vermessen 

*6 Bruchlänge bzw. breite wenn Bruch in WEZ wie bei schwingproben oder in Grundwerkstoff 

GW=Grundwerkstoff (Dehnungsmesstaster war z.T. jenseits des Bruches daher keine durchgehende RP02 werte) 

Tabelle 8: 2. Teil Messwertaufnahme Zug-/ Druckbelastung 

Bemerkungen 

Anhang 

60


Prüfprotokoll zyklisch dynamische Belastung 

Wöhlerlinienermittlung 

Werte: 16 

R= 0,1 

Pü= 90,0 % 

Auftragsnr.: 

Probenart: Nahtart: 

Probenbreite: 13 mm Stoßart: 

Auftraggeber: 

Wkst. 

1: 

Wkst. 

Dicke 1: 1,7 mm 

2: Dicke 2: 1,7 mm 

ZW: 

Rp0,2= 

558 

N/mm² Rm= 780 N/mm² 

Bez. a b σo σu σm σa ∆σ Fo Fu Fm Fa ∆F Lastwechsel Frequenz Bemerkung 

mm mm N/mm² N/mm² N/mm² N/mm² N/mm² kN kN kN kN kN n Hz 

506-10 1,60 12,00 243,2 24,3 133,8 109,5 218,9 4,67 0,5 2,6 2,1 4,2 2.500 

506-11 1,69 12,76 82,1 8,2 45,1 36,9 73,9 1,77 0,2 1,0 0,8 1,6 491.500 

506-14 1,72 12,38 192,5 19,3 105,9 86,6 173,3 4,10 0,4 2,3 1,8 3,7 34.400 

506-15 1,29 12,44 213,7 21,4 117,6 96,2 192,4 3,43 0,3 1,9 1,5 3,1 18.400 

506-16 1,69 12,35 112,1 11,2 61,7 50,5 100,9 2,34 0,2 1,3 1,1 2,1 85.100 

506-17 1,64 12,45 71,5 7,2 39,3 32,2 64,4 1,46 0,1 0,8 0,7 1,3 520.100 

506-18 1,61 12,34 64,9 6,5 35,7 29,2 58,4 1,29 0,1 0,7 0,6 1,2 524.100 

506-19 1,74 12,38 136,5 13,6 75,1 61,4 122,8 2,94 0,3 1,6 1,3 2,6 33.300 

406-15 1,67 13,34 184,0 18,4 101,2 82,8 165,6 4,10 0,4 2,3 1,8 3,7 14.600 

406-16 1,73 12,14 111,4 11,1 61,3 50,1 100,3 2,34 0,2 1,3 1,1 2,1 67.300 

406-17 1,68 12,58 83,7 8,4 46,1 37,7 75,4 1,77 0,2 1,0 0,8 1,6 233.300 

406-20 1,66 12,38 140,6 14,1 77,3 63,3 126,6 2,89 0,3 1,6 1,3 2,6 32.800 

406-21 2,46 6,30 74,8 7,5 41,2 33,7 67,4 1,16 0,1 0,6 0,5 1,0 198.300 

406-22 1,72 12,29 97,7 9,8 53,7 44,0 87,9 2,06 0,2 1,1 0,9 1,9 206.500 

406-23 1,69 12,99 63,9 6,4 35,1 28,7 57,5 1,40 0,1 0,8 0,6 1,3 1.331.100 

406-24 1,47 12,61 70,1 7,0 38,5 31,5 63,1 1,30 0,1 0,7 0,6 1,2 737.200 

Durchläufer 

506-12 1,63 12,64 28,2 2,8 15,5 12,7 25,3 0,58 0,1 0,3 0,3 0,5 2.000.500 

506-13 1,67 12,39 56,1 5,6 30,8 25,2 50,5 1,16 0,1 0,6 0,5 1,0 2.000.500 

406-18 1,70 13,06 39,6 4,0 21,8 17,8 35,7 0,88 0,1 0,5 0,4 0,8 2.000.500 

406-19 1,66 12,27 49,6 5,0 27,3 22,3 44,6 1,01 0,1 0,6 0,5 0,9 2.000.500 

Tabelle 9: Messwertaufnahme, zyklisch dynamische Belastung 

Anhang 

61


8.2 Bilder 

Bild 57: Abriss in der Schweißnaht Probe 606-44 03 

Bild 58: Shimandzu HSV-20 Härteprüfgerät 

Anhang 

62

Bachelorarbeit - Hochschule München

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