Spanen: Grundlagen, 3. Auflage

Spanen

Berend Denkena€•Â€Hans Kurt Tönshoff

Spanen Grundlagen 3., bearb. u. erw. Aufl.

1  3

Prof. Dr.-Ing. Berend Denkena Gottfried Wilhelm Leibniz Universität Hannover Institut für Fertigungstechnik â•… und Werkzeugmaschinen An der Universität 2 30823 Garbsen Deutschland [email protected]

Prof. em. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. mult. Dr. h.c â•… Hans Kurt Tönshoff Gottfried Wilhelm Leibniz Universität Hannover Institut für Fertigungstechnik â•… und Werkzeugmaschinen An der Universität 2 30823 Garbsen Deutschland [email protected]

ISBN 978-3-642-19771-0â•…â•…â•…â•… e-ISBN 978-3-642-19772-7 DOI 10.1007/978-3-642-19772-7 Springer Heidelberg Dordrecht London New York Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über http://dnb.d-nb.de abrufbar. © Springer-Verlag Berlin Heidelberg 1995, 2004, 2011 Dieses Werk ist urheberrechtlich geschützt. Die dadurch begründeten Rechte, insbesondere die der Übersetzung, des Nachdrucks, des Vortrags, der Entnahme von Abbildungen und Tabellen, der Funksendung, der Mikroverfilmung oder der Vervielfältigung auf anderen Wegen und der Speicherung in Datenverarbeitungsanlagen, bleiben, auch bei nur auszugsweiser Verwertung, vorbehalten. Eine Vervielfältigung dieses Werkes oder von Teilen dieses Werkes ist auch im Einzelfall nur in den Grenzen der gesetzlichen Bestimmungen des Urheberrechtsgesetzes der Bundesrepublik Deutschland vom 9. September 1965 in der jeweils geltenden Fassung zulässig. Sie ist grundsätzlich vergütungspflichtig. Zuwiderhandlungen unterliegen den Strafbestimmungen des Urheberrechtsgesetzes. Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Handelsnamen, Warenbezeichnungen usw. in diesem Werk berechtigt auch ohne besondere Kennzeichnung nicht zu der Annahme, dass solche Namen im Sinne der Warenzeichen- und Markenschutz-Gesetzgebung als frei zu betrachten wären und daher von jedermann benutzt werden dürften. Einbandentwurf: WMXDesign GmbH, Heidelberg Gedruckt auf säurefreiem Papier Springer ist Teil der Fachverlagsgruppe Springer Science+Business Media (www.springer.com)

Vorwort zur 3. Auflage

Seit 2003 hat sich auf dem Gebiet der Zerspanung – in der Forschung und auch in praktischen Anwendungen – Einiges getan. Wir hielten es daher für an der Zeit, eine 3. Auflage zu schreiben. Wir sind damit beim Springer Verlag sogleich auf Bereitschaft gestoßen. So legen wir Ihnen eine gründlich überarbeitete Auflage vor, die neuere wissenschaftliche Arbeiten des Instituts für Fertigungstechnik und Werkzeugmaschinen der Leibniz Universität Hannover ebenso wie technische Entwicklungen der Praxis berücksichtigen will. Ein eigenes Kapitel über Modellierung und Simulation wurde eingefügt, da inzwischen vielfältige leistungsfähige Möglichkeiten existieren, Prozess- und Wirkgrößen nicht nur in einer Momentaufnahme sondern auch auf der Grundlage von kinematischen oder Bewegungssimulationen, die an tatsächliche Bearbeitungsabläufe angepasst sind also den laufenden Prozess abbilden, zu bestimmen. Dem Leser zu ermöglichen, sich in den verschiedenen Ansätzen und ihren Grenzen zu Recht zu finden, ist Anliegen dieses Kapitels. Dr.-Ing. Böß hat mit mathematischer Kompetenz die Erarbeitung dieses neuen Teils weitgehend übernommen. Auch neue Erkenntnisse über die Bedeutung der Mikrogeometrie des Schneidkeils auf das Verschleißverhalten eines Werkzeugs, auf den Kraft- und Leistungsbedarf beim Spanen und nicht zuletzt auf die Randzonenbeeinflussung wurden hereingenommen. Das Kapitel Oberflächeneigenschaften und Randzoneneigenschaften wurde von Dr. rer.nat. Breidenstein auf den neuen Stand der messtechnischen Möglichkeiten gebracht. Wertvolle Informationen über eben in die Anwendung eingeführten neuen Verfahren zum Abrichten von Schleifscheiben verdanken wir Prof. Dr.-Ing. T. Lierse und der Kaiser GmbH, Celle. Die Kapitel Kräfte und Leistungen, Räumen, Verzahnungsschleifen; Prozesskettenauslegung und Kühlschmierung wurden überarbeitet. Wieder haben zahlreiche Mitarbeiter des Institutes geholfen, diese neue Auflage fertigzustellen. Wir danken besonders den Herrn Dr.-Ing. V. Böß, Dr. rer.nat. B. Breidenstein, Dipl.-Ing. J. Henjes, Dipl.-Math. A. Schindler und Dipl.-Ing. V. Sellmeier für ihre engagierte und kompetente Mitarbeit. „Spanen – Grundlagen“ liegt nun in einer 3. Fassung vor. Für Anregungen und Korrekturen sind wir dankbar. Berend Denkena Hannover im Dezember 2010 Hans Kurt Tönshoff v

Inhalt

1â•…Einführung in die Zerspantechnik ����������������������������������尓�������������������������� â•… 1 1.1â•…Wirtschaftliche Bedeutung ����������������������������������尓��������������������������������� â•… 1 1.2â•…Gliederung ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������������� â•… 3 1.3â•…Bewegungen, Schneidkeil und Eingriffsgrößen ����������������������������������尓� â•… 4 1.4â•…Zerspanprozess als System ����������������������������������尓��������������������������������� â•… 8 1.5â•…Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Bohren ����������������������������� â•… 9 1.6â•…Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Fräsen ������������������������������� ╇ 15 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓�� ╇ 18 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������������������������� ╇ 19 2â•…Spanbildung ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������� ╇ 21 2.1â•…Spanbildungsarten ����������������������������������尓������������������������������������尓���������� ╇ 21 2.2â•…Spanwurzeluntersuchungen ����������������������������������尓�������������������������������� ╇ 25 2.3â•…Scherebenenmodell ����������������������������������尓������������������������������������尓�������� ╇ 29 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓�� ╇ 35 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������������������������� ╇ 36 3â•…Spanformung ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������� ╇ 37 3.1â•…Spanraumzahl und Spanformklassen ����������������������������������尓����������������� ╇ 37 3.2â•…Spanleitung ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������� ╇ 39 3.3â•…Werkstoffeinfluss ����������������������������������尓������������������������������������尓������������ ╇ 42 3.4â•…Einfluss der Schnittbedingungen ����������������������������������尓������������������������ ╇ 46 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓�� ╇ 47 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������������������������� ╇ 49 Weiterführende Literatur����������������������������������尓������������������������������������尓���������� ╇ 49 4â•…Kräfte und Leistungen beim Spanen ����������������������������������尓���������������������� ╇ 51 4.1â•…Empirische Modelle ����������������������������������尓������������������������������������尓������� ╇ 52 4.2â•…Modellierung der Vorschub- und Passivkraft ����������������������������������尓����� ╇ 61 4.3â•…Oberflächenkräfte am Schneidkeil ����������������������������������尓��������������������� ╇ 63 4.4â•…Analytische Ansätze aus der Plastomechanik ����������������������������������尓���� ╇ 66 4.4.1â•…Theorie nach Ernst und Merchant ����������������������������������尓���������� ╇ 66 vii

viii

Inhalt

4.4.2â•…Theorie nach Hucks ����������������������������������尓�������������������������������� ╇ 67 4.4.3â•…Fließkurven und Stoffgesetze ����������������������������������尓����������������� ╇ 69 4.5â•…Numerische Theorie ����������������������������������尓������������������������������������尓����� â•… 71 4.6â•…Leistungen, Momente und Kräfte beim Bohren ��������������������������������� â•… 74 4.7â•…Leistungen und Kräfte beim Fräsen ����������������������������������尓����������������� â•… 79 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 â•… 82 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� â•… 84 5â•…Energieumsetzung und Temperaturen ����������������������������������尓������������������ â•… 87 5.1â•…Umsetzungseffekte ����������������������������������尓������������������������������������尓������� â•… 87 5.2â•…Wärmeabfuhr ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������� â•… 90 5.3â•…Schneidkeil- und Werkstücktemperatur ����������������������������������尓����������� â•… 93 5.3.1â•…Temperaturmessung ����������������������������������尓����������������������������� â•… 93 5.3.2â•… Temperaturfelder����������������������������������尓����������������������������������� ╇ 100 5.4â•…Schneidkeiloptimierung ����������������������������������尓����������������������������������� ╇ 106 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 107 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� ╇ 108 6â•…Modellierung und Simulation ����������������������������������尓�������������������������������� ╇ 109 6.1â•…Kinematische Simulation ����������������������������������尓��������������������������������� ╇ 110 6.1.1â•…Darstellung des Werkstücks ����������������������������������尓����������������� ╇ 112 6.1.2â•…Werkzeugmodell ����������������������������������尓����������������������������������� ╇ 120 6.1.3â•…Ermittlung von Prozessgrößen ����������������������������������尓������������� ╇ 121 6.2â•…Numerische Simulation nach FEM ����������������������������������尓������������������ ╇ 125 6.3â•…Molekulardynamische Modellierung ����������������������������������尓��������������� ╇ 129 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 132 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� ╇ 133 7â•…Verschleiß ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������������������� ╇ 135 7.1â•…Verschleißformen ����������������������������������尓������������������������������������尓��������� ╇ 135 7.2â•…Beanspruchungen ����������������������������������尓������������������������������������尓��������� ╇ 138 7.3â•…Verschleißursachen ����������������������������������尓������������������������������������尓������� ╇ 144 7.4â•…Standzeit ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������������� ╇ 148 7.5â•…Standzeitstreuung und Prozesssicherheit ����������������������������������尓��������� ╇ 153 7.6â•…Werkstoffeinfluss auf den Verschleiß ����������������������������������尓��������������� ╇ 156 7.6.1â•…Werkstoffzusammensetzung ����������������������������������尓����������������� ╇ 156 7.6.2â•…Schmelzenführung ����������������������������������尓������������������������������� ╇ 158 7.6.3â•…Wärmebehandlung ����������������������������������尓������������������������������� ╇ 161 7.7â•…Schneidenverrundung ����������������������������������尓������������������������������������尓��� ╇ 161 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 164 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� ╇ 165 8â•…Schneidstoffe ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������ ╇ 167 8.1â•…Anforderungen an Schneidstoffe ����������������������������������尓���������������������� ╇ 167 8.2â•…Werkzeugstähle ����������������������������������尓������������������������������������尓������������ ╇ 171

Inhalt

ix

8.3â•…Schnellarbeitsstähle ����������������������������������尓������������������������������������尓������ ╇ 171 8.4â•…Stellite ����������������������������������尓������������������������������������尓�������������������������� ╇ 174 8.5â•…Hartmetalle ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������� ╇ 175 8.6â•…Cermets ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������ ╇ 183 8.7â•…Schneidkeramik ����������������������������������尓������������������������������������尓������������ ╇ 185 8.8â•…Diamant ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������ ╇ 190 8.8.1â•…Monokristalliner Diamant ����������������������������������尓�������������������� ╇ 191 8.8.2â•…Polykristalliner Diamant ����������������������������������尓���������������������� ╇ 191 8.9â•…Bornitrid ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������������� ╇ 193 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 197 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� ╇ 198 9â•…Hochgeschwindigkeitsspanen ����������������������������������尓�������������������������������� ╇ 201 9.1â•…Definition ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������� ╇ 201 9.2â•…Spanbildung ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������� ╇ 204 9.3â•…Anwendung ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������ ╇ 206 9.4â•…Hochleistungszerspanung ����������������������������������尓��������������������������������� ╇ 208 9.5â•…Hochleistungsbohren ����������������������������������尓������������������������������������尓���� ╇ 209 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 210 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� ╇ 211 10╇Hartbearbeitung, Prozessauslegung ����������������������������������尓���������������������� ╇ 213 10.1â•…Hartdrehen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������ ╇ 213 10.2â•…Hartbohren ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������ ╇ 221 10.3â•…Hartfräsen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������� ╇ 222 10.4â•…Werkstoffe ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������ ╇ 224 10.5â•…Spanbildung, Kräfte und Temperatur ����������������������������������尓������������� ╇ 225 10.6â•…Schneidstoffe und Werkzeugverschleiß ����������������������������������尓��������� ╇ 231 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 232 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� ╇ 233 11╇Hartbearbeitung, Bauteilqualität ����������������������������������尓�������������������������� ╇ 235 11.1â•…Makrogeometrische Abweichungen ����������������������������������尓��������������� ╇ 235 11.2â•…Mikrogeometrische Eigenschaften ����������������������������������尓����������������� ╇ 238 11.3â•…Physikalische Beeinflussung ����������������������������������尓�������������������������� ╇ 239 11.4â•…Wälzfestigkeit ����������������������������������尓������������������������������������尓������������� ╇ 242 11.5â•…Schwingfestigkeit ����������������������������������尓������������������������������������尓������� ╇ 242 11.6â•…Dichtfähigkeit ����������������������������������尓������������������������������������尓������������� ╇ 244 11.7â•…Nachbehandlungsverfahren ����������������������������������尓���������������������������� ╇ 245 ╇ 11.7.1â•…Hartglattwalzen ����������������������������������尓�������������������������������� ╇ 245 ╇ 11.7.2â•…Wasserstrahlen ����������������������������������尓���������������������������������� ╇ 247 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 248 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� ╇ 249

x

Inhalt

12╇Räumen ����������������������������������尓������������������������������������尓�������������������������������� ╇ 251 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 260 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓��������������������������������� ╇ 260 13â•…Schleifen ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������������������� ╇ 263 13.1â•…Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden ������������������������ ╇ 263 13.2â•…Schleifstoffe ����������������������������������尓������������������������������������尓�������������� ╇ 264 13.2.1â•…Korund ����������������������������������尓������������������������������������尓�������� ╇ 265 13.2.2â•…Siliziumkarbid ����������������������������������尓�������������������������������� ╇ 268 13.2.3â•…Kubisch kristallines Bornitrid und Diamant ��������������������� ╇ 268 13.2.4â•…Korngrößen von Schleifstoffen ����������������������������������尓������ ╇ 270 13.3â•…Bindung ����������������������������������尓������������������������������������尓�������������������� ╇ 270 13.4â•…Schleifscheiben ����������������������������������尓������������������������������������尓��������� ╇ 273 13.5â•…Sprengsicherheit von Schleifscheiben ����������������������������������尓���������� ╇ 276 13.6â•…Schleifprozesse ����������������������������������尓������������������������������������尓��������� ╇ 279 13.6.1â•…Eingangsgrößen ����������������������������������尓������������������������������ ╇ 280 13.6.2â•…Prozessgrößen ����������������������������������尓��������������������������������� ╇ 291 13.6.3â•…Ausgangsgrößen ����������������������������������尓����������������������������� ╇ 294 13.7â•…Konditionieren von Schleifwerkzeugen ����������������������������������尓������� ╇ 301 13.7.1â•…Grundlagen ����������������������������������尓������������������������������������尓� ╇ 301 13.7.2â•…Konditionieren von konventionellen Schleifwerkzeugen ����������������������������������尓������������������������� ╇ 306 13.7.3â•…Konditionieren von hochharten Schleifscheiben �������������� ╇ 308 13.8â•…Schleifkosten ����������������������������������尓������������������������������������尓������������ ╇ 311 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������������������������� ╇ 312 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������� ╇ 313 14â•…Verzahnungsschleifen ����������������������������������尓������������������������������������尓������� ╇ 317 14.1â•…Einleitung ����������������������������������尓������������������������������������尓����������������� ╇ 317 14.2â•…Diskontinuierliches Profilschleifen ����������������������������������尓�������������� ╇ 322 14.3â•…Kontinuierliches Wälzschleifen mit Schleifschnecken ������������������ ╇ 326 14.4â•…Kontinuierliches Wälzschraubschleifen ����������������������������������尓������� ╇ 331 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������������������������� ╇ 334 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������� ╇ 335 15â•…Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette ����������������������� ╇ 339 15.1â•…Grundlagen der Prozesskettenauslegung ����������������������������������尓������ ╇ 339 15.2â•…Prozessmodellbildung ����������������������������������尓���������������������������������� ╇ 343 15.3â•…Prozessauslegung am Beispiel „Hartfeinbearbeitung“ ������������������� ╇ 346 15.4â•…Prozesskettenauslegung am Beispiel „Zahnradfertigung“ ������������� ╇ 349 15.5â•…Prozessüberwachung ����������������������������������尓������������������������������������尓 ╇ 356 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������������������������� ╇ 360 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������� ╇ 361

Inhalt

xi

16â•…Oberflächen- und Randzoneneigenschaften ����������������������������������尓������� ╇ 363 16.1â•…Oberflächeneigenschaften ����������������������������������尓���������������������������� ╇ 364 16.1.1â•…Bestimmung von Oberflächeneigenschaften �������������������� ╇ 365 16.2â•…Randzoneneigenschaften ����������������������������������尓������������������������������ ╇ 369 16.2.1â•…Bestimmung von Randzoneneigenschaften ���������������������� ╇ 370 16.2.2â•…Wirkung spanender Verfahren ����������������������������������尓�������� ╇ 376 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������������������������� ╇ 384 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������� ╇ 384 17â•…Kühlschmierung ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������� ╇ 387 17.1â•…Anforderungen ����������������������������������尓������������������������������������尓���������� ╇ 387 17.2â•…Kühlschmierstoffe ����������������������������������尓������������������������������������尓���� ╇ 389 17.2.1â•…Nichtwassermischbare Kühlschmierstoffe ����������������������� ╇ 389 17.2.2â•…Wassermischbare Kühlschmierstoffe �������������������������������� ╇ 392 17.2.3â•…Additivierung von Kühlschmierstoffen ���������������������������� ╇ 394 17.3â•…Kühlschmierstoffeinsatz bei der Zerspanung mit geometrisch bestimmten Schneiden ����������������������������������尓������������� ╇ 397 17.4â•…Kühlschmierstoffeinsatz beim Schleifen ����������������������������������尓������ ╇ 399 17.4.1â•…Methoden zur Bestimmung der Kühlschmierstoffwirkung beim Schleifen ����������������������������������尓������������������ ╇ 402 17.4.2â•…Anwendungen und Wirkungen ����������������������������������尓������� ╇ 404 Fragen ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������������������������� ╇ 409 Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������� ╇ 410 18â•…Anhang ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������������� ╇ 413 Allgemeine Literatur ����������������������������������尓������������������������������������尓���������������� ╇ 417 Sachverzeichnis ����������������������������������尓������������������������������������尓������������������������� ╇ 419

Formelzeichen und Abkürzungen

Formelzeichen a a A Aφ Ac AD ae Ae aed Ag Ak ap apd ard Aw Aw aWZ b b b b bL bs C C Cµ c0 c1 cp cx,y

Temperaturleitfähigkeit Werkstückaufmaß Spanungsquerschnitt Scherquerschnitt rechnerische Kontaktfläche zerspante Stirnfläche beim Schleifen Arbeitseingriff, Schnittbreite wirkliche Kontaktfläche Arbeitseingriff beim Abrichten Kornquerschnitt im Eingriff Kontaktfläche Schnittbreite, Schnitttiefe Eingriffsbreite beim Abrichten radiale Abrichtzustellung Eingiffsquerschnitt Zeitspanfläche, Flächenrate Werkzeugbeschleunigung Spanungsbreite Wärmeeindringkoeffizient Zahnradbreite Spanbreite Spanleitstufenbreite Schleifscheibenbreite Kornkonzentration Minutenschnittgeschwindigkeit Mittelwert der Minutenschnittgeschwindigkeit Gradient der Kornzahl Formzahl Wärmekapzität Federzahl in x,y-Richtung

m2/s mm mm2 mm2 mm2 mm2 mm mm2 µm mm2 mm2 mm mm mm mm2 mm2/min m/s2 mm W t1/2/m2 mm mm mm mm m/min min mm-3 J/(kg K) N/µm xiii

xiv

d d D d0 da da da0 db df df0 dFf dg di dR ds dw dy E E ec eP0 ESλ f f F fa Fa Fc Fc∞ FcN Fcvar fd Fd fe Ff Fmax Fn F′n F′n KSS FNγ FNα Fp fr Ft

Formelzeichen und Abkürzungen

als Index: Abrichten Mittenkreisdurchmesser Fräserdurchmesser Mittenkreisdurchmesser der Wälzschnecke Außendurchmesser Kopfkreisdurchmesser Kopfkreisdurchmesser der Wälzschnecke Grundkreisdurchmesser Fußkreisdurchmesser Fußkreisdurchmesser der Wälzschnecke Fuß-Formkreisdurchmesser Korndurchmesser Innendurchmesser Diamantabrichtrollendurchmesser Schleifscheibendurchmesser Werkstückdurchmesser Durchmesser des Berührungspunktes Elastizitätsmodul Gesamtstrahlungsintensität spez. Schnittenergie Lückenweite des Stirnradbezugsprofils Spektrale Strahlungsintensität Formabweichung Vorschub Kraft auf Eingriffsbreite bezogen Axialvorschub Aktivkraft Schnittkraft asymptotische Schnittkraft Schnittnormalkraft variable Schnittkraft Abrichtvorschub Drangkraft Eigenfrequenz Vorschubkraft maximale Zerspankraft Normalkraft bezogene Normalkraft bezogene Flüssigkeitsnormalkraft Normalkraft a. d. Spanfläche Normalkraft a. d. Freifläche Passivkraft radialer Vorschub Tangentialkraft

mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm MPa W/m2 J/mm3 mm W/m3 µm mm N/mm mm N N N N N mm N Hz N N N N/mm N/mm N N N µm N

Formelzeichen und Abkürzungen

F′t fw Fw fz Fz G h h h0 ha0 hcu.max heq hf0 HK hkl hm hmin hr HV id k k K K kγ kφ kc kc kc0 kc1.1 kel kf kf kf,p1.1 ki KIc

bez. Tangentialkraft Walzvorschub Walzkraft Vorschub je Schneide Zerspankraft Schleifverhältnis Spanungsdicke Spandicke Bezugsgröße Spanungsdicke Kopfhöhe der Wälzschnecke maximale Einzelkornspanungsdicke äquivalente Spanungsdicke Fußhöhe der Wälzschnecke Knoop-Härte Flächenindizes Mittenspandicke, mittl. Spanungsdicke Mindestspanungsdicke Abstand vom Wälzkreis Vickers-Härte Anzahl Abrichthübe Seebeck-Koeffizient Taylorexponent Festigkeitsparameter Kolkzahl Reibenergie Scherenergie spez. Schnittenergie spez. Schnittkraft, Bezugsgröße der spez. Schnittkraft Hauptwert der spez. Schnittkraft Federenergie Formänderungsfestigkeit spez. Vorschubkraft Hauptwert der spez. Vorschub-, Passivkraft bez. Zerspankraftkomponenten Bruchzähigkeit, Spannungsintensitätsfaktor

KL kM KM KML kp kT KT KWZ

Kontaktlänge Umlenkenergie Kolkmittenabstand Maschinenzeitsatz spez. Passivkraft Trennenergie Kolktiefe Werkzeugkosten

xv

N/mm mm N mm N mm mm mm mm mm µm mm mm mm mm V/K MPa J/mm3 J/mm3 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 J/mm3 MPa N/mm2 N/mm2 N N/mm2 · m1/2 mm J/mm3 mm €/min N/mm2 J/mm3 mm €

xvi

kγ kφ l L lc lFZ LFZ lg lg.max lk lk ln lP lr ls mc mf,p mn mn0 Mx,y,z NA nR ns Nv nw p P P Pα Pγ Pφ Pφγ Pc Pch Pcq Pcvar Pf PL pn0 ps

Pv

pw pxi q

Formelzeichen und Abkürzungen

Reibanteil der spez. Energie auf der Spanfläche Umformanteil der spez. Energie Länge Wärmestrom Bohrweg Fräsweg pro Schneide Standweg pro Schneide geometrische Kontaktlänge maximale geometrische Kontaktlänge kinematische Kontaktlänge Kontaktbogen ausgewerteter Teil der Messstrecke Profilausbildungslänge Einzelmessstrecke Werkzeugteilung Anstiegswert der spez. Schnittkraft Anstiegswert der spez. Vorschub-, Passivkraft Normalmodul der Verzahnung Normalmodul der Wälzschnecke Momente im kartesischen Messsystem Kornzahl je Fläche Diamantabrichtrollendrehzahl Schleifscheibendrehzahl Kornzahl eines Volumens Werkstückdrehzahl Druck Ausfallwahrscheinlichkei des Werkzeugs Spindelleistung Reibleistung a. d. Freifläche Reibleistung a. d. Spanfläche Scherleistung Scher- und Reibleistung a. d. Spanfläche Schnittleistung Leistungsanteil der Hauptschneide Leistungsanteil der Querschneide variable Schnittleistung Vorschubleistung Leerlaufleistung Normalteilung der Wälzschnecke Wasserstrahldruck bez. Verlustleistung Glattwalzdruck Prioritätsfaktor Geschwindigkeitsverhältnis

N/mm2 N/mm2 mm W mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm W/m2 mm-2 min-1 min-1 mm-3 min-1 MPa W W W W W W W W W W W mm MPa kW mm-1 MPa -

Formelzeichen und Abkürzungen

q Q . q Q0 qd qi QKSS

QSpan Qw Q′w Q′wl Q′wm Q′wmax Q′wmin r R R R rε r′ rε rβ Ra rb rc REK

Radiusverhältnis Bohren bez. Radius Wärmestromdichte Wärmestrom Geschwindigkeitsverhältnis beim Abrichten Teilwärmeströme Kühlschmierstoffvolumenstrom bezogener Kühlschmierstoffvolumenstrom bez. Spanvolumen Zeitspanvolumen (Volumenrate) bezogenes Zeitspanvolumen lokales bezogenes Zeitspanvolumen mittleres bezogenes Zeitspanvolumen maximales bezogenes Zeitspanvolumen minimales bezogenes Zeitspanvolumen Radius Krümmungsradius Standzeitzuverlässigkeit Widerstand Eckenradius Biegeradius des Spans Schneideckenradius Schneidkantenradius arith. Mittenrauwert Grundkreishalbmesser wirksamer Radius beim Bohren röntgenographische Elastizitätskonstanten

req rFa rFf rh ri Rm Rmax ros row rPR rq rq rs Rth Rts

äquivalenter Radius Kopfformkreishalbmesser Fußformkreishalbmesser Radius der Hauptschneide Vorbohrradius Zugfestigkeit maximale Rautiefe Wälzkreishalbmesser des Schleifrings Wälzkreishalbmesser des Zahnrads Kantenradius der Diamantabrichtrolle Außenradius Radius der Querschneide Schleifscheibenradius theoretische Rautiefe Wirkrautiefe

 QKSS

xvii

W/m2 W J/s l/min l/min · mm mm3/s mm3/s mm3/mm · s mm3/mm · s mm3/mm · s mm3/mm · s mm3/mm · s mm mm Ω mm mm mm µm µm mm mm 10-6 (N/ mm2)-1 mm mm mm mm mm N/mm2 µ mm mm mm mm mm mm µm µm

xviii

rw Rz RZ ∆s Sbr sc sP0 sRP t t T T Tµ tc tL tWZ u U Ud V vφ vax Vb VB VBi vbr vc vcd vctrans vd ve vf vfd vfr vft Vg Vge vgr vHG Vp vs vs Vs V′s

Formelzeichen und Abkürzungen

Werkstückradius gemittelte Rautiefe Spanraumzahl Zahnflankenaufmass Sprengsicherheit Lastverhältnis Bohren Zahndicke des Stirnradbezugsprofils Diamantprofilrollenbreite am Teilkreis Momentenverhältnis Bohren Zeit Oberflächenspannung Standzeit Mittelwert der Standzeit Schnittzeit Spanleitstufentiefe Werkzeugwechselzeit Verschiebung Spannung Überdeckungsgrad Zerspanvolumen Schergeschwindigkeit axiale Schnittgeschwindigkeitskomponente Bindungsvolumen Verschleißmarkenbreite Verschleißmarkenbreite im Bereich i = B, C, N Bruchgeschwindigkeit Schnittgeschwindigkeit Schnittgeschwindigkeit beim Abrichten Übergangsschnittgeschwindigkeit Abrichtrollengeschwindigkeit Wirkgeschwindigkeit Vorschubgeschwindigkeit Abrichtvorschubgeschwindigkeit radiale Vorschubgeschwindigkeit tangentiale Vorschubgeschwindigkeit Kornvolumen Volumen je Korn radiale Schnittgeschwindigkeitskomponente Grenzgeschwindigkeit Porenvolumen Geschwindigkeit des Schleifringes Schleifgeschwindigkeit Scheibenvolumen tang. Komponente Schleifringgeschwindigkeit

mm µm mm mm mm s N/m min min min mm min mm V cm3 m/min m/s mm3 µm, mm µm m/s m/min m/s m/min m/s m/min m/min mm/min mm/min m/min mm3 mm3 m/s m/min mm3 m/s m/s mm3 m/s

Formelzeichen und Abkürzungen

vsp vw vw V′w w W′ x xi z z z z0 zB zi zp α α αθ αn αn0 αp αRP β β β β0 γ γ0 γeff γh γq γS δ δ δ Δd Δrs δx Δx ε ε ε . •; εb

Spangeschwindigkeit Walzgeschindigkeit Werkstückdrehgeschwindigkeit bezogenes Zerspanvolumen Spanungslänge Spanlänge Profilverschiebung Normierte Zielgröße i Abstand von der Oberfläche Schneidenzahl Zähnezahl des Zahnrads Gangzahl (Zähnezahl) der Wälzschnecke Zahl der Bohrungen je Bauteil maximaler Höhenwert Korneindringtiefe Freiwinkel; Profilwinkel Temperaturkoeffizient Normaleingriffswinkel Normaleingriffswinkel der Wälzschnecke Druckkoeffizient Diamantprofilrollenwinkel Keilwinkel Neigungswinkel Schrägungswinkel der Verzahnung Schrägungswinkel der Wälzschnecke Spanwinkel Mittensteigungswinkel der Wälzschnecke effektiver Spanwinkel Spanwinkel der Hauptschneide Spanwinkel der Querschneide Scherung Drallwinkel (Bohrer) Dicke der erwärmten Schicht Achskreuzungswinkel Durchmesserfehler radialer Scheibenverschleiß Maßabweichung Bremsweg bez. Fehler, Fräsen bezogene Formänderung Dehnung Formänderungsgeschwindigkeit Bruchdehnung

xix

m/min m/min mm/min mm3/mm mm mm mm µm µm µm Grad Grad 1/K Grad Grad mm2/N Grad Grad Grad Grad Grad Grad Grad Grad Grad Grad Grad mm Grad µm µm µ µm s-1 -

xx

εD εR εZ η η Θ ϑ 2° κ κeff λ λ Λ λb λc λh λi λw μ ν ρ ρ ρs ρs σ σ σ σ⊥ σ||

Formelzeichen und Abkürzungen

σaD σb σiso σlogT σr σt σΦ τ τ τφ φ φ

Stauchung Randdehnung Dehnung Wirkrichtungswinkel Viskositätsfaktor Temperatur Temperatur Beugungswinkel Einstellwinkel effektiver Einstellwinkel Formfaktor Wärmeleitfähigkeit Wellenlänge Spanbreitenstauchung Grenzwellenlänge Spandickenstauchung Wärmeleitfähigkeit Spanlängenstauchung Reibwert Querzahl Dichte Reibwinkel Dichte des Schleifstoffes Dichte der Schleifscheibe Normalspannung Spitzenwinkel (Bohrer) Stefan-Boltzmann-Konstante Eigenspannungs quer zur Schleifrichtung Werkstückeigenspannung parallel zur Bearbeitungsrichtung Dauerfestigkeit Bruchspannung isotherme Fließspannung log. Standardabweichung der Standzeit Radialspannung Tangentialspannung Eigenspannung in Richtung φ Eindringtiefe Schubspannung Scherspannung Eingriffswinkel Umformgrad, logarithm.

φ

Vorschubrichtungswinkel

Grad MPa s °C, K °C, K Grad Grad Grad J/(Kms) nm µm J/(K m s) g/cm3 Grad g/mm3 g/mm3 MPa Grad W/(m2 K4) MPa N/mm2 MPa N/mm2 MPa MPa MPa N/mm2 µm MPa MPa Grad Formänderung Grad

Formelzeichen und Abkürzungen

φ . •; Φ χ ψ ψ ψµ ψγ ψ0 ψ1 ψv ω ω Ω ωw

Anstellwinkel zwischen Profilschleifscheibe und Wälzschnecke Formänderungsgeschwindigkeit Scherwinkel Verformungswinkel Strukturwinkel Neigungswinkel Einfluss Reibung Einfluss Spanwinkel Einflussfunktion der spez. Schnittkraft Residuum der Einflussfunktion Einfluss Geschwindigkeit Winkel im Mohrschen Spannungskreis Winkelgeschwindigkeit Raumwinkel Winkelgeschwindigkeit des Werkgrades

Abkürzungen AC Adaptive Control ASI Adaption, Substitution und Integration BN Bornitrid BY aus der Schmiedewärme abgekühlt BY best yield strength CAD Computer Aided Design CAM Computer Aided Manufacturing CBN kubisch kristallines Bornitrid CNC numerische Steuerung CVD Chemical Vapor Deposition DLC Diamond Like Carbon DoE Design of Experiments DTI Design of Technological Interfaces EBSD Electron Back Scatter Diffraction ELF explizite Lagrange’sche Formulierung EP Extreme Pressure ESU Elektroschlacke-Umschmelzverfahren FEM Finite Elemente Methode FEPA Vereinigung europ. Schleifmittelhersteller FGH functionally graded hardmetal HK Knoop Härte HM unbeschichtetes Hartmetall HPC Hochleistungsspanen

xxi

Grad s-1 Grad Grad Grad Grad Grad s-1 Grad rad/s

xxii

Formelzeichen und Abkürzungen

HRC Rockwellhärte HSC Hochgeschwindigkeitsspanen HSS Schnellarbeitsstahl HV Vickers-Härte ILF implizite Lagrange’sche Formulierung IT Toleranzfeld KSS Kühlschmierstoff MD Molecular Dynamics MMS MinimalmengenSchmierung ODF Orientation Distribution Function OVF Orientierungsverteilungsfunktion PACVD Plasma assisted CVD PEK Prozess, Prozesskettenelement und Prozesskette PKB Polykristallines Bornitrid PKD Polykristalliner Diamant PM pulvermetallurgisch PVD Physical Vapor Deposition REM Rasterelektronenmikroskop RT Raumtemperatur SPC Statistical Process Control

Kapitel 1

Einführung in die Zerspantechnik

1.1â•…Wirtschaftliche Bedeutung Der industrielle Produktionsprozess wird entscheidend durch Fertigung und Montage bestimmt; denn dort findet die reale Umsetzung geplanter Produkte durch die Herstellung von Teilen, Baugruppen und Aggregaten zu Erzeugnissen statt. Die Basis dieser Produktionsprozesse sind die Fertigungsverfahren, die sich nach DIN 8580 in sechs Hauptgruppen einteilen lassen [DEN10]. Spanende Verfahren sind Teil der Hauptgruppe Trennen. Sie werden hauptsächlich an metallischen Werkstoffen eingesetzt und sind im Maschinen- und Fahrzeugbau, in der Luft- und Raumfahrt, in der Geräte- und Antriebstechnik, in der Biomedizintechnik und in vielen anderen Produktbereichen wichtige Schritte im gesamten Produktionsprozess. Spanende Verfahren verfügen über ein unübertroffenes Spektrum an Möglichkeiten, Qualität, Mengenleistung und Formenvielfalt zu variieren. Vergleicht man sie mit benachbarten teilweise konkurrierenden Fertigungsverfahren wie dem Schmieden und dem Gießen, heben sie sich ab durch eine hohe Gestaltungs- und Formenvielfalt sowie durch hohe Genauigkeit. In der Mengenleistung und Produktivität sind sie jedenfalls bei größeren Stückzahlen unterlegen. Da Spanen das Trennen von Spänen, also Stoffverlust bedeutet, sind sie unter dem Aspekt der Nachhaltigkeit im Sinne der Ressourcenschonung in Material und Energie eher unterlegen. Abbildung €1.1 gibt nur grob qualitativ einen Vergleich urformender, umformender und spanender Verfahren wieder. Spanende Verfahren arbeiten im ISO-Qualitätsbereich von IT€2 bis IT€10. Sie werden in der Einzelfertigung von einem oder von wenigen Teilen (z.€B. Herstellung von individuell angepassten Endoprothesen), in der Fertigung von kleinen und mittleren Serien (z.€B. Triebwerksteile für Rennsportfahrzeuge und Flugzeugbau), in der Großserien- und in der Mengenfertigung (z.€B. im Automobilbau) eingesetzt. Wegen ihrer spezifischen Eigenschaften sind sie häufig am Ende einer aus mehreren oder vielen Fertigungsschritten bestehenden Arbeitsvorgangsfolge platziert. Daraus folgt eine besondere Anforderung an die Fertigungssicherheit, mit der spanende Verfahren bei finalen Arbeitsschritten arbeiten müssen. Allerdings ist – wie Abb.€1.1 andeutet – die Produktivität, gemessen als Mengenleistung, d.h. die Zahl der herstellbaren Teile je Zeiteinheit, verglichen mit umformenden und urformenB. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_1, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

1

2

1 Einführung in die Zerspantechnik Formen

Qualität

Gießen Spanen

Schmieden

Produktivität

Mensch/Umwelt

Abb.€1.1↜渀 Vergleich einiger Fertigungsverfahren

den Verfahren meist erheblich geringer. Die Formenvielfalt ist kaum begrenzt. Dabei ist besonders von Bedeutung, dass das Werkzeug nicht formgebunden ist, also nicht die Form des zu erzeugenden Werkstücks enthält, wie das bei Verfahren, die nach dem abformenden Prinzip arbeiten, der Fall ist, sondern dass die Form des Werkstücks durch die gesteuerte Bewegung zwischen Werkzeug und Werkstück erzeugt wird (Abb.€1.2). Das bedeutet, dass die gesteuerte Bewegung eines spanenden Werkzeugs direkt den Weginformationen eines Rechners entnommen und einer Werkzeugmaschine zugeführt werden kann. Das schafft eine hohe Flexibilität, d.h. die Fähigkeit, unterschiedliche Teile in ununterbrochener Folge bearbeiten zu können. Die Losgröße 1 in einem Auftrag ist so realisierbar. Aber auch in der Serienfertigung wie dem Automobilbau ist die spanende Fertigung häufig von entscheidender Bedeutung, wie Abb.€1.3 zeigt. Werkzeugbewegung Oberwerkzeug

Abbildendes Formen Werkstück

Unterwerkzeug Werkzeug

Gesteuertes Formen

Werkzeugbewegung Werkstück Drehbewegung Tö/18783  IFW

Abb.€1.2↜渀 Formgebungsprinzipien

1.2 Gliederung

3 Pleuel

Ck45

Achsschenkel

Getriebewelle

41Cr4

20MoCr4

42% 57%

100%

67%

mechanische Bearbeitung

30% 25% 18%

11% 28%

22%

Fertiggewicht

0,87 kg

3,87 kg

1,62 kg

Schmiedegewicht

1,24 kg

5,00 kg

2,19 kg

Umformung Material

Abb.€1.3↜渀 Herstellkostenstruktur einiger Triebwerksbauteile [TÖN10]

1.2â•…Gliederung Spanen ist Fertigen durch Stofftrennen. Von einem Rohteil/Werkstück werden durch eine (beim Drehen), mehrere (beim Fräsen) oder viele (beim Schleifen) Schneiden eines Werkzeugs Stoffteile in Form von Spänen mechanisch getrennt. Beim Spanen mit geometrisch bestimmten Schneiden sind die Schneidenanzahl, die Form der Schneidkeile und ihre Lage zum Werkstück bekannt und beschreibbar (Abb.€1.4). Beim Spanen mit Spanen mit geometrisch bestimmter Schneide

Drehen

Bohren Senken Reiben

Werkstück

Fräsen

Sonstige Verfahren:

Werkzeug

Hobeln, Stoßen Räumen Sägen Feilen, Raspeln Bürstspanen Schaben, Meißeln

Werkzeug

Werkzeug

Werkstück

Werkstück

Abb.€1.4↜渀 Fertigungsverfahren: Spanen mit geometrisch bestimmten Schneiden (nach DIN 8589-0)

4

1 Einführung in die Zerspantechnik Drehen Plandrehen

Abstechdrehen

WST

WST

WZ

Runddrehen WST

WZ

Gewindedrehen WST

WZ Formdrehen

Profildrehen WST-Kontur im WZ abgebildet

WST

% 2345 : N10 x.. z F :

WST

z

x

WZ

WZ WST: Werkstück

WZ

WZ: Werkzeug

Vorschubrichtung

Drehrichtung

Abb.€1.5↜渀 Drehverfahren (nach DIN 8589-1)

geometrisch unbestimmten Schneiden lassen sich dagegen nur statistische Kenngrößen über die geometrische Ausbildung des Schneidenhaufwerks angeben. Einordnung und Gliederung der spanenden Verfahren sind in der DIN€8589-0 festgelegt. Die Gruppen Spanen mit geometrisch bestimmten und unbestimmten Schneiden werden dort in einer Dezimalklassifikation in Untergruppen entsprechend den Verfahren (3.€Stelle: z.€B. Drehen, Fräsen usw.) und weiter • Nach der zu erzeugenden Fläche (4.€Stelle: Plan-, Rund-, Schraub-, Wälz-, Profil-, Form-), • Nach der Richtung der Vorschubbewegung (5.€Stelle: Quer-, Längs-) oder nach Werkzeugmerkmalen und • Nach der Lage der erzeugten Fläche (6. Stelle: Außen-, Innen-) untergliedert. Abbildung€1.5 zeigt typische Beispiele von Drehverfahren.

1.3â•…Bewegungen, Schneidkeil und Eingriffsgrößen Beim Spanen dringt der Schneidkeil in den Werkstoff (Stoff des Werkstücks) ein. Die Relativbewegung zwischen den Wirkpartnern lässt sich durch die Schnittbewegung mit der Geschwindigkeit vc und die Vorschubbewegung mit der Geschwindigkeit vf beschreiben (Abb.€1.61). Durch Schnitttiefe und Vorschubgeschwindigkeit wird der Spanungsquerschnitt A bestimmt. 1╇ Geschwindigkeitspfeile werden unabhängig von der in der Werkzeugmaschine realisierten Richtung so angezeichnet, als wenn das Werkstück fest steht und das Werkzeug die Bewegung ausführt. In den meisten Drehprozessen – durchaus nicht in allen – führt das Werkstück die Drehbewegung und das Werkzeug die Vorschubbewegung aus.

1.3 Bewegungen, Schneidkeil und Eingriffsgrößen

5

Abb.€1.6↜渀 Bewegungen beim Spanen

Schnittbewegung vc Werkstück

nw

vf

ap

Vorschubbewegung

Schnitttiefe

Werkzeug

Vorschub- und Schnittgeschwindigkeitsvektor spannen die Arbeitsebene auf (Abb.€ 1.7). Die vektorielle Summe aus Schnitt- und Vorschubgeschwindigkeit ist die Wirkgeschwindigkeit€ ve. Schnitt- und Wirkgeschwindigkeit schließen den Wirkrichtungswinkel€ ein, Schnitt- und Vorschubgeschwindigkeit den Vorschubrichtungswinkel€.  und  sind beim Drehen und Bohren (bei allen Verfahren mit schraubiger oder gerader Wirkbewegung) konstant (↜€=€90°), beim Fräsen, Kreissägen und Schleifen (bei allen Verfahren mit zykloidischer Wirkbewegung) sind sie zeitlich veränderlich.

K

Drehen

K ve

vc Arbeitsebene

M

ve

vc

Werkzeug n

M

vf Werkstück (raumfest)

Fräsen

Arbeitsebene

vf

Werkstück (raumfest)

Werkzeug

vc = Schnittgeschwindigkeit ve = Wirkgeschwindigkeit vf = Vorschudgeschwindigkeit

tan K=

sin M vc / vf + cos M K Wirkrichtungswinkel M Vorschubrichtungswinkel

Abb.€1.7↜渀 Wirkrichtung in der Arbeitsebene beim Runddrehen und Umfangsfräsen

6

1 Einführung in die Zerspantechnik

Abb.€1.8↜渀 Drehen als Sonderfall des Fräsens

vfF vcF

Werkzeug Werkstück

Fräsen : vcF >> vfF Drehen: vcD = vfF vcF = 0

Am Schneidkeil sind in der Keilmessebene (Ebene senkrecht auf Bezugsebene und Schneidenebene) der Freiwinkel  (↜€>€0 unverzichtbar), der Spanwinkel  (↜€>€0, wenn Meißelspitze vorläuft) und der Keilwinkel €=€90°Â€–€(↜€+€) messbar. In der Schneidenebene wird der Neigungswinkel  (↜€>€0, wenn Meißelspitze vorläuft) gemessen. In der Bezugsebene sind der Einstellwinkel€κ und der Eckenwinkel€  definiert. Die Schneidkeilrundung wird in der Keilmessebene mit dem Kantenradius r und der Eckenradius r in der Bezugsebene gemessen (Abb.€1.8)2. Bei Verfahren, bei denen der Vorschubrichtungswinkel €=€90° konstant ist (Drehen, Bohren, Räumen), das sind alle Verfahren mit gerader, schraubiger oder spiraliger Wirkbewegung, ergibt sich das Zeitspanvolumen (oder die Volumenrate) Qw, das ist das je Zeiteinheit abgespante Volumen, also die Volumenrate oder auch das Zeitspanvolumen, zu 

Qw = ap · f · vc ,

(1.1)

Qw = ap · ae · vf .

(1.2)

bei Verfahren mit zeitlich veränderlichem Vorschubrichtungswinkel (Fräsen, Schleifen, Kreissägen) zu 

Es wird überraschen, dass nach Gl. 1.1 für das Drehen die Schnittgeschwindigkeit, für das Fräsen dagegen nach Gl. 1.2 die Vorschubgeschwindigkeit in die Berechnung der Volumenrate eingehen. An Hand der Abb.€ 1.8 sei erklärt, dass das Drehen als ein Sonderfall des Fräsens aufgefasst werden kann und dass dann die Schnittbewegung bei feststehendem Werkzeug tatsächlich eine Vorschubbewegung ist (Abb.€1.9). Der Spanungsquerschnitt€A lässt sich in zwei Größensystemen angeben: in Koordinaten, die aus den Bewegungen zwischen Werkzeug und Werkstück abgeleitet sind, das sind die Eingriffsgrößen ap (Eingriffsbreite) und ae (Arbeitseingriff) in 2╇ Zur Verdeutlichung wurden die Geschwindigkeitspfeile ausnahmsweise dem Werkstück zugeordnet

1.3 Bewegungen, Schneidkeil und Eingriffsgrößen

7 Schnitt A - B vC Spanfläche

Nebenfreifläche

Freifläche Spanfläche Hauptschneide Hauptfreifläche

Nebenschneide

γ

Schneidenebene

Schneidenecke

+

ß

α

–

Bezugsebene

Vorschubrichtung

.

A

vC

vf

ε κ

B

Z

Bezugsebene

– Ansicht Z

Keilmessebene

Vorschubrichtung

λ +

Abb.€1.9↜渀 Bezeichnung am Drehwerkzeug (nach DIN 6580 und 6581 bzw. ISO 3002-1 und 3002-3)

der Praxis als Zustellung ap und als Vorschub f€=€ae bezeichnet oder in den Größen, die für die Kennzeichnung des Spanbildungsvorgangs wesentlich sind; das sind die Spanungsgrößen€b und h (Abb.€1.10). Der Vorschub folgt aus der Werkstückdrehzahl nw 

f =

vf . nw

(1.3)

Die Schnittgeschwindigkeit vc wird üblicherweise für den maximalen Kontaktdurchmesser 2rmax angegeben: 

(1.4)

vc = 2π · rmax · nw .

Werkstück

f

rmax

f

b b κ

A = ap f = b · h h = f · sinκ b = ap/sinκ

h

κ h vf

ap A = Spanungsquerschnitt ap = Schnittiefe f = Vorschub b = Spanungsbreite h = Spanungsdicke κ = Einstellwinkel Werkzeug 0/09020  IFW

Abb.€1.10↜渀 Drehen: Schnitt- und Spanungsgrößen

8

1 Einführung in die Zerspantechnik

1.4â•…Zerspanprozess als System Im systemtechnischen Sinne lässt sich der Zerspanprozess als „black box“ darstellen, in den Eingangsoperanden hinein- und aus dem Ausgangsoperanden herausführen (Abb.€ 1.11). Die Eingangsoperanden lassen sich nach System- und Stellgrößenunterscheiden. Systemgrößen beschreiben die Bedingungen des Prozesses, die unveränderlich oder jedenfalls über längere Zeit invariant sind. Sie sind von der Maschine (statische und dynamische Steifigkeit, Temperaturgang), dem Werkstück (Festigkeit, Vorform, chemische Zusammensetzung, Gefügezustand) und dem Werkzeug (Stoff, Form, mechanische Eigenschaften) abhängig. Stellgrößen werden in der Regel mit jedem Werkstück oder jedem Auftrag manuell oder aus einem Programmspeicher abgerufen und verändert. Dazu gehören die Drehzahlen oder Schnittgeschwindigkeiten, die Vorschübe oder Vorschubgeschwindigkeiten und der Arbeitseingriff oder die Zustellung des Werkzeugs gegenüber dem Werkstück. Weiterhin können zu den einzustellenden Eigenschaften oder Größen die Zufuhr von Kühlschmierstoff oder auch die Spannkraft, mit der ein Werkstück gehalten wird, gehören. Die Ausgangsoperanden bestehen aus den Prozess- und Wirkgrößen. Prozessgrößen wie Zerspankräfte, Leistungen, Temperaturen in der Spanbildungszone, Schwingungen, die durch den Prozess verursacht sind, und akustische Emissionen, sind nur während des Prozesses wahrnehmbar. Sie können zur Überwachung oder Diagnose des Prozesses genutzt werden [TÖN01]. Wirkgrößen lassen sich am Werkstück (Maß-, Form- und Lageabweichungen, Mikrogeometrie, Randzonenbeeinflussung), am Werkzeug (Verschleiß), an der Maschine (Erwärmung, Verschleiß) und an den Hilfsstoffen (Erwärmung, Verunreinigung und chemische Veränderungen) ablesen. Prozess Ausgangsoperanden

Eingangsoperanden

Systemgrößen Maschine Werkzeug Spannsystem Werkstoff Rohteilform

Stellgrößen

Prozessgrößen

Schnittgeschwindigkeit

Kräfte, Leistungen Temperaturen Schwingungen Akustische Emissionen

Vorschubgeschwindigkeit Arbeitseingriff Kühlschmierstoff

Abb.€1.11↜渀 Zerspanprozess als System

Wirkgrößen Maße, Formen des Werkstücks Rauheiten Randzonenbeeinflussung Werkzeugverschleiß Maschinenveränderungen

1.5 Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Bohren

9

Die Eingangsoperanden werden durch den Prozess in Ausgangsoperanden überführt. Der Vergleich von Eingangs- und Ausgangsoperanden kennzeichnet das Übertragungsverhalten des Prozesses. Zur Bewertung eines Prozesses sind vier Kriterien eingeführt: • • • •

Zerspankraft, Verschleiß des Werkzeugs, Oberflächenausbildung des Werkstücks, Spanform.

Dabei wird davon ausgegangen, dass die Eingangsgrößen vorgegeben sind, dass also die Haupttechnologie und die Mengenleistung (z.€ B. die Volumenrate) über das Verfahren, die Maschine und die Steuerung ihrer Bewegungen bestimmt sind [TÖN01a]. Die Zerspankräfte sind von Bedeutung für • • • • •

Die Auslegung der Maschinenantriebe, Die Gestellauslegung bzw. die Gestellverformungen, Den Energie- und Leistungsbedarf, Die elastischen Verformungen von Werkstück und Werkzeug, Die notwendigen Werkstück- und Werkzeugspannungen.

Der Verschleiß des Werkzeugs bestimmt wesentlich die Wirtschaftlichkeit des Prozesses. Die Abweichung der Oberflächenausbildung von der im Prozess angestrebten Idealform (Maß, Form, Lage, Rauheit, physikalische Randzoneneigenschaft) kennzeichnet die Werkstückqualität. Die Spanform ist wichtig für die Werkzeugkonstruktion (Spanlücken), für die Gestaltung des Arbeitsraumes der Maschine und für einen ungestörten Prozessablauf (Beitrag zur Prozesssicherheit).

1.5â•…Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Bohren Das Bohren ist ein spanendes Verfahren mit drehender Schnittbewegung. Abbildung€ 1.12 zeigt gebräuchliche Bohrverfahren. Die Werkzeuge haben meist eine komplexe Gestalt. Grundsätzlich weist das Bohren einige Merkmale auf, die bei seiner Anwendung kritisch sein können. Diese sind: • Die Schnittgeschwindigkeit ist über dem Radius veränderlich, sie ist nämlich dem Radius eines Schneidenpunktes proportional. Sie ist auf der Drehachse also null. Hier kann kein Schneiden auftreten. Das hat Folgen für den Kraft- und Momentenbedarf. • Aus dem Bohrloch müssen Späne transportiert werden. Der Transportweg nimmt mit der Bohrlochtiefe zu, womit Probleme in der Späneabfuhr auftreten können (Entspänen). • Zufuhr von flüssigen Kühlschmierstoffen wird mit zunehmender Bohrtiefe kritischer, was besondere Maßnahmen erfordern kann (Innenkühlschmierung). • Bohrwerkzeuge sind maßgebunden. Der Bordurchmesser lässt sich also nicht über die Steuerung verändern.

10

1 Einführung in die Zerspantechnik Bohren Spiralbohrer

Spiralsenker Dreischneider

Einbohren Bohren ins Volle

Profilsenker

Aufbohren

Senken Gewindebohrer

Kernbohrer

Kernbohren

Zentrierbohrer

Gewindebohren

Zentrierbohren Maschinenreibahle

Reiben

Abb.€1.12↜渀 Bohrverfahren (nach DIN 8589-2)

Am Beispiel des Bohrens seien technologische Kenngrößen als bestimmende Einstellgrößen erläutert: Diese sind die Schnittgeschwindigkeit vc und der Vorschub je Schneide fz. Sie sind jede durch eine charakteristische Prozessgrenze determiniert. Die Schnittgeschwindigkeit wird durch die thermische Belastung und damit das Verschleißverhalten des Werkzeugs, der Vorschub je Schneide durch die mechanische Beanspruchung begrenzt. Aus diesen Kenngrößen folgen dann die abgeleiteten Einstellgrößen wie die Drehzahl nw mit dem Bohrerradius r 

nw = vc /(2 · π · r)

(1.5)

vf = z · fz · nw

(1.6)

und die Vorschubgeschwindigkeit vf mit der Schneidenzahl des Bohrers 

Zum Einbohren oder Bohren ins Volle wird meist ein Spiralbohrer (Wendelbohrer) mit z€=€2 verwendet. Das Zeitspanvolumen beim Vollbohren ist 

Qw =

1 · r · f · vc 2

(1.7)

worin der Vorschub f des Bohrers ist 

f = z · fz

(1.8)

Der Spiralbohrer besteht aus Schaft (zylindrisch oder kegelig) und Schneidteil. Abbildung€1.13 gibt Bezeichnungen des Bohrers, die Eingriffsgrößen und die Winkel am Schneidkeil wieder. Über den Schaft wird der Bohrer eingespannt und geführt. Der Schaft dient insbesondere der Drehmomenteinleitung. Der Schneidkeil

1.5 Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Bohren

11

Querschneide

Kern

Spannut

Fase der Nebenfreifläche

n

Nebenfreifläche

Fase der Nebenfreifläche

δ

Werkzeug

Werkstück

2ra

Stegbreite Fasenbreite vc Spanfläche Schneidenecke Hauptfreifläche

σ

η

Nebenschneide Hauptschneide

ve

ϕ vf

Werkzeugachse 326/10187c  IFW 8894

Abb.€1.13↜渀 Bezeichnungen und Wirkungsweise des Spiralbohrers (nach DIN8589-2)

weist eine komplexe Geometrie auf, über die ein Bohrer an die jeweilige Bearbeitungsaufgabe angepasst werden kann. Das Profil des Spiralbohrers soll einerseits große Spannuten aufweisen, um dem Spantransport genügend Raum zu lassen. Andererseits muss der Bohrer ausreichend torsionssteif (polares Trägheitsmoment) und torsionsfest (Widerstandsmoment) sein. Der Drallwinkel€δ der Spannuten (Steigungswinkel der Nuten) beeinflusst den Spantransport und bestimmt gleichzeitig den Spanwinkel des Schneidteils. Der Spanwinkel am Bohrer ist für das Verformungsgeschehen und für die Kräfte am Schneidkeil wesentlich. Es muss zwischen dem Spanwinkel an der Querschneide q, der ohne weiteres aus geometrischen Gründen stark negativ ist, und dem Spanwinkel an der Hauptschneide h unterschieden werden (Abb.€1.14). In der Nähe des Bohrerzentrums ist q€=€−/2. Im weiteren Verlauf der Querschneide nimmt er geringfügig zu, bleibt aber im Bereich von 

  rq σ σ · . − ≤ γq ≤ − 1 − 2 ra 2

(1.9)

Der Spanwinkel an der Hauptschneide entspricht außen (r€=€ra) dem Drallwinkel korrigiert um den Spitzenwinkel . 

γh (r = ra ) = arctan

tan δ . sin σ/2

Nach Innen verändert er sich mit dem Radius (Abb.€1.10) zu   r tan δ  . γh = arctan ra sin σ/2

(1.10)

(1.11)

12

1 Einführung in die Zerspantechnik γ'h γq

rq

ra

rq

r

Schneidenebene

σ

Bezugsebene

Keilmessebene

τ

γh 90° –

2π ra

γ'h

γ'h

2

Vereinfachung: τ = 0

2π r

γ'h

σ

2π rq 0

h Steigung der Bohrernut

Abb.€1.14↜渀 Spanwinkel am Bohrer

Ein Schliff durch die Spanbildungszone vor den Bohrerschneiden zeigt in Abb.€1.15 den stark veränderlichen Spanwinkel entlang dem Bohrerradius. Der Anschliff eines Spiralbohrers ist für die Schneidfähigkeit von großer Bedeutung, denn durch ihn wird der Freiwinkel bestimmt. Dabei ist zu beachten, dass sich das Verhältnis von Vorschub- zu Schnittgeschwindigkeit und damit der

0,051 mm Radius

0,076 mm Radius

0,13 mm Radius

Querschneide

0,025 mm Radius

Abb.€1.15↜渀 Spanbildung beim Bohren ins Volle

3,6 mm Radius

Hauptschneide

6,1 mm Radius

1.5 Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Bohren

13

Wirkrichtungswinkel€ entlang der Schneiden mit dem Radius des Bohrers ändert (s.€Abb.€1.14). Wie in Abschn.€6.1 abgeleitet wird, muss der Freiwinkel eines Schneidkeils mit diesem Geschwindigkeitsverhältnis allein aus kinematischen Gründen steigen, um ein Drücken zu verhindern. Wegen der um den Einstellwinkel κ€=€–/2 geneigten Schneide gilt ohne Berücksichtigung von elastischen Abplattungen ein Mindestfreiwinkel min 

tan αmin =

f · sin σ2 vf σ · sin = , vc 2 2π · r

(1.12)

wobei angenommen wurde, dass die Schneide nicht voreilt (↜€=€0). Umgekehrt lässt sich unter der Vorgabe eines minimalen Freiwinkels am Radius des Kerns rq ein bezogener Grenzvorschub fgr/2ra ermitteln 

fgr π · tan αmin rq = · . 2ra sin σ2 ra

(1.13)

Mit üblichen Werten (↜€=€118°, rq/ra€=€0,2) und unter Annahme von min€=€2° ergibt sich fgr/2ra€=€0,026. Mit Rücksicht auf Abplattung und Verschleiß sollte höchstens die Hälfte dieses Wertes genutzt werden. Der Anschliff eines Bohrers wird unter verschiedenen Kriterien ausgeführt: • Der Bohrer soll ausreichende Zentriereigenschaften besitzen. • Es muss ein ausreichender Freiwinkel über der gesamten Schneidenlänge erreicht werden. • Der Schneidkeil soll andererseits möglichst stabil sein. • Die Querschneide soll wegen der ungünstigen Spanbildungsvorgänge möglichst kurz sein. Am weitesten verbreitet bei Spiralbohrern aus Schnellarbeitsstahl ist der Kegelmantelschliff. Dazu wird der Bohrer gegenüber einer Schleiffläche um eine gegen seine Mittelachse gekippte Achse (Kippwinkel z.€ B.€ 20°) geschwenkt. Die Freifläche ist damit Teil eines Kegelmantels. Der Freiwinkel nimmt gegen die Bohrerachse zu. Der Kegelmantelschliff lässt sich einfach kinematisch auf Spitzenschleifmaschinen erzeugen. Daneben gibt es eine Reihe von Sonderanschliffen, die teilweise genormt (DIN€1412), teilweise herstellerspezifisch sind. Je nach Anwendungsfall wird dabei eines der vorn angegebenen Kriterien besonders betont. Abbildung€1.16 zeigt Sonderanschliffe. In Form€A wird die Querschneidenlänge durch Ausspitzen etwa halbiert, wobei die Form der Ausspitzung dem Nutenprofil angepasst sein muss. Mit der verkürzten Querschneide lassen sich die Vorschubkräfte wesentlich herabsetzen, das Drehmoment wird dagegen kaum beeinflusst. Nach Form€ B wird zusätzlich eine Spanwinkelkorrektur an den Hauptschneiden vorgenommen. Damit ist die Bindung des Spanwinkels an den Drallwinkel der

14

1 Einführung in die Zerspantechnik Form A

Ausgespitzte Querschneide Form C

Kreuzanschliff

Form B

Ausgespitzte Querschneide mit korrigierte Hauptschneide Form D

Ausgespitzte Querschneide mit facettierten Schneidenecken

Abb.€1.16↜渀 Anschliffformen gebräuchlicher Spitzenanschliffe (nach DIN 1412)

Nut gelöst. Derartige Korrekturen können die Stabilität der Schneiden erhöhen und Spanformen günstig beeinflussen. Der Kreuzanschliff nach Form C kann als besondere Art der Ausspitzung aufgefasst werden. Die Querschneidenlänge wird auf etwa 6€€% des Außenradius verringert. Damit lassen sich an der Querschneide sogar positive Spanwinkel erreichen. Beim Aufbohren und Senken wird eine Vorbohrung erweitert. Da keine Mitte mehr vorhanden ist, besteht die Schwierigkeit, das Werkzeug koaxial zu führen. Die Werkzeuge sind daher meist drei- oder mehrschneidig. Der Spänetransport ist jedoch einfacher als beim Bohren ins Volle. Daher werden Bohrungen mit großem Durchmesser häufig mit einem kleineren Spiralbohrer vorgebohrt und dann in einer oder mehr Stufen auf den Nenndurchmesser erweitert. Diese Vorgehensweise ist auch dann angesagt, wenn die zulässige Vorschubkraft und/oder das zulässige Drehmoment einer Maschine nicht für das Bohren in einem Zug ausreichen. Das Zeitspanvolumen beim Aufbohren ist mit dem Innenradius ri   1 ri 2 Qw = · r − · f · vc  (1.14) 2 r Zentrierbohren ist erforderlich, wenn in ungünstige (raue, unebene oder geneigte Flächen) Oberflächen Bohrungen eingebracht werden sollen. Bei sehr steifer Führung des Bohrers (kurze Einspannung des Bohrers, steife Spindel) oder bei Anwendung von Bohrbuchsen kann auf das Zentrieren verzichtet werden. Kernbohren wird für große Bohrdurchmesser eingesetzt; denn dabei wird nicht das gesamte Material der Bohrung sondern nur ein Ring zerspant, was geringeres Drehmoment und geringere Leistung erfordert. Kernbohren setzt Durchgangsbohrungen voraus.

1.6 Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Fräsen

15

Gewindebohren erzeugt Innengewinde. Gewindebohrer müssen mit dem der Steigung entsprechenden Vorschub gefahren werden. Das kann bei maschineller Fertigung durch exakte Führung in einer NC-Maschine oder nach dem Anschneiden durch ein Ausgleichsfutter geschehen. Beim Gewindebohren muss die Drehrichtung zum Herausfahren umgekehrt werden. Auf Mehrspindel-Stangendrehautomaten müssen dazu besondere Vorrichtungen (Abkoppeln der Spindel und Drehrichtungsumkehr oder Überholspindel auf der Werkzeugseite) vorhanden sein. Große Innengewinde können durch Profildrehen in mehreren Durchgängen, durch das Strehlen, erzeugt werden. Dann erübrigt sich eine Drehrichtungsumkehr zum Herausfahren. Auch mit steuerbaren kollabierenden Gewindebohrern (collapsible tap) kann so gefahren werden. Reiben ist ein Feinbearbeitungsverfahren, das dem Aufbohren mit mehrschneidigen Werkzeugen bei geringer Schnitttiefe entspricht. Es dient dazu, maß- und formgenaue Bohrungen herzustellen. Die Lagegenauigkeit kann nicht beeinflusst werden. Toleranzbreiten von IT 7 – bei höherem Aufwand auch IT 6 – sind erreichbar. Rautiefen liegen im Bereich von Rz€=€5€µm. Bei konventionellen Reibahlen aus Schnellarbeitsstahl wird mit geringen Schnittgeschwindigkeiten von 10 bis 20€m/min und geringen Vorschüben von 0,08 bis 1,25€mm gearbeitet. In getaktet automatisierten Anlagen ist diese Art des Reibens in der Regel stark Taktzeit bestimmend. Daher wurden alternative Verfahren und Werkzeuge entwickelt.

1.6â•…Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Fräsen Beim Fräsen wird die notwendige Relativbewegung zwischen Werkzeug und Werkstück durch eine kreisförmige Schnittbewegung des Werkzeugs und eine senkrecht oder schräg zur Drehachse des Werkzeugs verlaufende Vorschubbewegung erzielt. Die Vorschubbewegung kann vom Werkzeug oder Werkstück oder kombiniert von beiden ausgeführt werden. Die Schneide ist nicht ständig im Eingriff. Vorschub- und Wirkrichtungswinkel sind während des Eingriffs zeitlich veränderlich (s.€Abschn.€ 1.3). Abbildung€ 1.17 zeigt die wichtigsten Fräsverfahren. Diese sind nach der Herstellung verschiedener Formen geordnet, die durch die Vorschubbewegung bestimmt sind. Beim Stirnfräsen steht die Drehachse des Werkzeugs senkrecht aus der erzeugten Fläche, beim Umfangsfräsen liegt sie parallel dazu. Das Umfangs-Stirnfräsen ist die Kombination beider Verfahren, bei der zwei senkrecht zueinander stehende Flächen erzeugt werden. Das Schraubfräsen und das Wälzfräsen erzeugen Funktionsflächen, die schraubig oder Evolventen förmig ausgebildet sind. Das Profilfräsen überträgt die Werkzeugform auf das Werkstück; es ist also form- und maßgebunden. Die breiteste Formenvielfalt lässt sich mit dem Formfräsen erreichen, die allerdings abhängig ist von den in einer Fräsmaschine verfügbaren gesteuerten Vorschubachsen. Eine Fräsmaschine hat meist drei geradlinige Vorschubachsen, die bei üblicher numerischer Steuerung simultan und abhängig von einander gesteuert werden können (Bahnsteuerung). Damit lassen sich dann beliebige räumliche Bahnen mit dem Werkzeug fahren. In speziellen Maschinen

16

1 Einführung in die Zerspantechnik Planfräsen Stirn -

Umfangs-Stirn-

Umfangs WZ

WZ

WZ

WST

Fräsen

Schraubfräsen

Wälzfräsen

WST

WZ

WZ

WST

Profilfräsen WZ

WST

WST

WST

x

z

WST Werkstück WZ Werkzeug Vorschubrichtung WST / WZ Drehrichtung WST / WZ

Formfräsen

WST

WZ

% 1234

. . . N 5 X...Z...F... . . .

Abb.€1.17↜渀 Fräsverfahren (nach DIN 8589-3)

werden den drei geradlinigen Vorschubachsen noch zwei Drehachsen zugefügt (Fünf-Achsen-Fräsen) womit dann in jedem Punkt der Bahn der Drehvektor der Fräserachse eine beliebige Richtung annehmen kann. Wenn die Produktivität eines Fräsprozesses beim Schruppen betrachtet wird, wenn es also darauf ankommt möglichst rasch größere Volumina vom Werkstück zu trennen, zählt die Volumenrate (Zeitspanvolumen€Qw): 

Qw = ap · ae · vf

(1.15)

Aw = ae · vf

(1.16)

Wenn eine möglichst große Fläche beim Schlichten bearbeitet werden soll, wird die Produktivität durch die Flächenrate (Zeitspanfläche)€Aw bestimmt (gilt für das Stirnfräsen, für das Umfangsfräsen wird in Formel (1.16) ae gegen ap vertauscht) 

Prinzip bedingt ist jede Schneide eines Fräsers maximal 180° oder weniger im Eingriff, d.h. der Schnitt ist unterbrochen. Es entstehen dabei kommaförmige Späne. Die Eingriffsgrößen sind vom Eingriffswinkel€ abhängig (Abb.€1.18). Häufig wird die Mittenspandicke€ hm zur Beschreibung des Fräsprozesses verwendet. Sie ist die über dem Eingriffsbogen gemittelte Spanungsdicke. 

1 hm = · ϕc

ϕA

ϕE

h(ϕ) dϕ =

1 · fz sin κ (cos ϕE − cos ϕA ) ϕc

(1.17)

1.6 Verfahrensarten und Eingriffsgrößen beim Fräsen fz

Schneide Austrittsebene

Z x

ϕ

z : Schneidenzahl fz =

Ausschnitt Z fz

180° – ϕ

D

ϕA

ae

17

ϕc ϕE

A

n

ϕ = 0° y

fc A

i. Bahnkurve i. + 1 Bahnkurve

fc κ ap

fz

ϕ

h Werkzeugschneide

vf

n·z fc = fz · sinϕ h = fz · sinϕ · sinκ

ϕ

b Werkstück

Schnitt A - A

Abb.€1.18↜渀 Eingriffsverhältnisse beim Stirnfräsen

wobei gilt 

(cos ϕA − cos ϕE ) = 2ae /D

(1.18)

Nach der Anschnittart ist zwischen dem Gleichlauf- (Bergab-Fräsen, Downhill) und Gegenlauffräsen (Bergauf-Fräsen, Uphill) zu unterscheiden (Abb.€1.19 und 1.20). Beim Gleichlauffräsen greift die Schneide am dicken Ende des kommaförmigen Spans ein und baut die Zerspankraft stoßartig auf, die Maschine muss daher eine ausreichende dynamische Steifigkeit aufweisen (ausreichend steif gegen Schwingungen sein). Beim Gegenlauffräsen beginnt die Spanbildung am dünnen Ende, am Anfang kommt es daher zum Drücken zwischen Fräser und Werkstück und damit zu ungünstigen Spanbildungsverhältnissen, da anfangs die Mindestspanungsdicke unterschritten wird und kein Spanen stattfindet, sondern nur hohe Normal- und Reibkräfte entstehen, die stärkeren Verschleiß als beim Gleichlauffräsen bewirken. Wenn die Maschine und das Werkstück es zulassen, sollte Gleichlauffräsen bevorzugt werden. Die Maschine darf insbesondere kein Spiel im Vorschubantrieb aufweisen, was allerdings bei modernen NC-Maschinen ohnehin nicht der Fall ist. Das Gleichlauffräsen weist eine Kraftkomponente normal zur erzeugten Oberfläche auf, das Werkstück wird in der Regel auf seine Unterlage gedrückt. Das macht das Gleichlauffräsen auch zur Bearbeitung langer schlanker Werkstücke interessant, die beim Gegenlauffräsen eher von der Unterlage abgezogen würden. Beim Stirnfräsen kommt es je nach Lage der Drehachse zum Werkstück zum Gegen- und Gleichlauffräsen, wie Abb.€1.18 zeigt. Nach Gl. 1.17 wird die gemittelte Spanungsdicke als Mittelwert über dem Eingriffsbogen errechnet. In der Literatur findet man als Vereinfachung den Wert der Spanungsdicke über dem mittleren Eingriffsbogen. Da (1.10) den Bogen nichtlinear mit der Spanungsdicke verknüpft, sind die Definitionen nicht identisch. Beim Gleich- oder Gegenlauffräsen ist der Unterschied jedoch gering.

18

1 Einführung in die Zerspantechnik

n 1

2

2 1 vf

vc

ve

3

n

ve

vc

3 vf

a

b

Vorschubrichtungswinkel 90q < d 180q

Vorschubrichtungswinkel 0q d < 90q

Abb.€1.19↜渀 Gleichlauf- (a) und Gegenlauffräsen (b)

Abb.€1.20↜渀 Spanungsdicke beim Fräsen

h

hm

ϕE

ϕA

ϕE

Gegenlauf

ϕA

ϕ

Gleichlauf ϕA

ϕC

ϕE

Stirnfräsen

Fragen ╇ 1. Geben Sie eine Gliederung der Gesamtheit der Fertigungsverfahren und der spanenden Verfahren an. Welche Ordnungsgesichtspunkte liegen den Systematiken zugrunde? ╇ 2. Beurteilen Sie die Fertigungsverfahren Gießen, Schmieden und Spanen unter verschiedenen Kriterien. ╇ 3. Geben Sie Maßzahlen für die Leistungsfähigkeit spanender Verfahren an, beim Schruppen und beim Schlichten.

Literatur

19

╇ 4. Wie können Sie die unterschiedlichen Faktoren zur Berechnung der Volumenraten beim Drehen und beim Fräsen erklären? ╇ 5. Nennen Sie Verfahrensgrenzen für Schlichtverfahren. ╇ 6. Nennen Sie Verfahrensgrenzen für Schruppverfahren. ╇ 7. Wie unterscheiden sich Wirk- und Vorschubrichtungswinkel beim Drehen und Bohren einerseits und beim Fräsen andererseits? ╇ 8. Wie lassen sich die Volumenraten für verschiedene Bohrverfahren ermitteln? ╇ 9. Wie ist die Bezugsebene zur Angabe der Winkel am Drehmeißel definiert; wie liegen die Schneiden- und die Keilmessebene? 10. Kennzeichnen Sie den Zerspanprozess im systemtechnischen Sinne. 11. Welches sind die Eingangsgrößen (Einflussgrößen) eines Zerspanprozesses? 12. Welche Wirkgrößen kann man angeben? Welches sind die Kriterien zur Beurteilung eines Zerspanprozesses? 13. Nennen Sie Prozessgrößen eines Zerspanprozesses. 14. Geben Sie technologische Kenngrößen (weitgehend invariante Einstellgrößen) für das Bohren an. 15. Vergleichen Sie wichtige Eingangsgrößen des Drehprozesses mit denen des Bohrens, Räumens und Fräsens. 16. Ermitteln Sie die gemittelte Spanungsdicke beim Umfangs-Planfräsen und beim Gleichlauffräsen.

Literatur von Produkten II. Vorlesungsmanuskript, Leibniz Univ. Hannover 2010 [DIN1412] N.N.: DIN 1412 Spiralbohrer aus HSS. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2001 [DIN6580] N.N.: DIN6580 Begriffe der Zerspantechnik. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1985 [DIN6581] N.N.: DIN 6581 Begriffe der Zerspantechnik. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1985 [DIN8589-0] N.N.: DIN 8589 Fertigungsverfahren Spanen; Einordnung, Unterteilung, Begriffe. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2003 [ISO3002-1] N.N.: ISO 3002-1 Basic quantities in cutting and grinding – Part 1: Geometry of the active part of cutting tools. International Standard Organisation, 1992 [ISO3002-3]N N.N.: ISO 3002-3 Basic quantities in cutting and grinding – Part 3: Geometric and kinematic quantities in cutting. International Standard Organisation, 1984 [TÖN01] Tönshoff, H.K.; Inasaki, I.: Sensors in Manufacturing. Sensors Applications, Volume 1. Wiley-VCH, 2001 [TÖN01a] Tönshoff, H.K.: Übersicht über die Fertigungsverfahren. Dubbel, Kap.€S 1, 20.Auflage, 2001 [TÖN10] Tönshoff, H.K.: Massivumformteile wirtschaftlich spa nen. Infostelle Industrieverband Massivumformung e.V., Hagen, 2010

Kapitel 2

Spanbildung

Beim Spanen dringt ein Schneidkeil in den Werkstoff ein, wodurch dieser plastisch verformt wird und als Span über die Spanfläche des Schneidkeils abgleitet. Dieser Vorgang wird als Spanbildung bezeichnet. Die Spanbildung lässt sich in der Keilmessebene darstellen, das ist nach Abb.€1.9 die Ebene senkrecht zur Schneide, in der wesentliche Teile des Stoffflusses stattfinden (Abb.€ 2.1). Dabei kann von ebener Formänderung ausgegangen werden. Der ebene Formänderungszustand ist lediglich an den Rändern des Spanungsquerschnittes, an der freien Oberfläche und vor der Schneidenecke, gestört, weil an diesen Stellen durch die Bindung zum unverformten Material bzw. durch die freie Oberfläche Stoff quer zur Keilmessebene fließt. Bei der Spanbildung kommt es je nach Verformungsverhalten des Werkstoffs zu kontinuierlichem oder diskontinuierlichem Abfließen des getrennten Materials, d. h. zu unterschiedlichen Spanbildungsarten.

2.1â•…Spanbildungsarten Je nach Werkstoff und Zerspanungsbedingungen lassen sich folgende Spanbildungsarten unterscheiden (Abb.€2.2): • • • •

Fließspanbildung Lamellenspanbildung Scherspanbildung Reißspanbildung

Fließspanbildung ist die kontinuierliche Spanentstehung. Der Span gleitet mit gleichmäßiger Geschwindigkeit in stationärem Fluss über die Spanfläche ab. Eine Begünstigung der Fließspanbildung erfolgt durch gleichmäßiges, feinkörniges Gefüge und hohe Duktilität des Werkstoffs, durch hohe Schnittgeschwindigkeit und geringe Reibung auf der Spanfläche, durch positive Spanwinkel und geringe Spanungsdicke (Abb.€2.3). Lamellenspanbildung ist ein gleichmäßiger, periodischer Spanbildungsvorgang, welcher der Fließspanbildung ähnelt. Allerdings bilden sich FormänderungsB. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_2, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

21

22

2 Spanbildung

Abb. 2.1↜渀 Spanungsquerschnitt und Schneidkeil

Span

Schnitt in der Keilmessebene

Werkzeug h Werkstück

Draufsicht auf die Spanfläche

Schnittfläche Spanungsquerschnitt

Oberfläche des Werkstücks

Keilmessebene

Werkzeug h

Fließspanbildung

Lamellenspanbildung

Werkzeug

Werkzeug

Werkstück

Werkstück

Scherspanbildung

Reißspanbildung

Werkzeug

Werkstück

Werkzeug

Werkstück

Abb. 2.2↜渀 Spanbildungsarten

schwankungen, die im Span mehr oder weniger deutliche Lokalisierungen oder sogar konzentrierte Scherbänder sichtbar werden lassen. Der Span weist durch thermische oder elasto-mechanische Vorgänge gebildete Lamellen mit hoher Bildungsfrequenz im kHz- Bereich auf. Solche Lamellenspäne sind bei gut verformbaren Werkstoffen höherer Festigkeit zu beobachten, insbesondere bei der Zerspanung mit hohen Schnittgeschwindigkeiten (s. a. Hochgeschwindigkeitszerspanung).

2.1 Spanbildungsarten

23

Abb. 2.3↜渀 REM-Aufnahmen von Spanbildungsarten

Scherspanbildung ist die diskontinuierliche Entstehung eines noch zusammenhängenden Spanes, der jedoch deutliche Unterschiede im Verformungsgrad entlang der Fließrichtung erkennen lässt. Zur Scherspanbildung kommt es vorzugsweise bei negativen Spanwinkeln, geringeren Schnittgeschwindigkeiten und größeren Spanungsdicken. Reißspanbildung tritt auf, wenn der Werkstoff wenig plastisch verformbar ist oder aufgrund von starken Inhomogenitäten (z.€B. Gusseisen mit Lamellengraphit) vorgegebene Gleitsysteme bildet. Teile des Werkstoffes werden weitgehend unverformt aus dem Stoffverbund herausgerissen. Die Oberfläche des Werkstücks wird dann weniger durch die Spuren des Werkzeugs als durch die Reißvorgänge während der Spanbildung bestimmt. Bei einer Fließspanbildung kann es zu Aufbauschneiden kommen (Abb.€2.4). Dabei lagern sich Werkstoffpartikel auf der Spanfläche und an der Schneidkante ab. Diese Partikel wurden stark verformt und kaltverfestigt. Sie sind weit härter als der Grundwerkstoff. Voraussetzungen für eine Aufbauschneidenbildung sind daher

Abb. 2.4↜渀 Aufbauschneidenbildung

24

2 Spanbildung

• • • •

Die Fähigkeit zur Kaltverfestigung des Werkstoffs, Eine stabile, weitgehend stationäre Spanbildung, Eine Stauzone im Stofffluss vor der Schneidkante sowie Ausreichend geringe Temperaturen in der Spanbildungszone, die keine Rekristallisation zulassen.

Aufbauschneiden verändern die Schneidkeilgeometrie. Sie erleichtern in der Regel die Spanbildung (geringere Kräfte). Beim Abwandern von Aufbauschneiden kann es zum Mitreißen von Werkzeugpartikeln (adhäsiver Verschleiß) kommen. Harte, kaltverfestigte Teile der Aufbauschneide können sich in die neu entstehende Werkstückoberfläche einlagern. Aufbauschneidenbildung ist daher in der Regel unerwünscht. Sie tritt allerdings bei höheren Schnittgeschwindigkeiten und damit höheren Temperaturen in der Spanbildungszone nicht mehr auf, da es wegen der Umformung oberhalb der Rekristallisationstemperatur nicht zur Kaltverfestigung kommen kann. Bei kontinuierlicher Spanbildung, d.h. bei Fließspanbildung, lässt sich der Prozess modellhaft durch fünf Verformungszonen beschreiben (Abb.€2.5). Die hauptsächliche plastische Verformung findet in der primären Scherzone durch Schubverformung (Scherung) statt. In den sekundären Scherzonen vor der Span- und der Freifläche wird der Werkstoff zusätzlich unter dem Einfluss hoher Reibung verformt. Vor der Schneidkante bildet sich eine Stauzone (Zone hohen allseitigen Druckes), die gleichzeitig die Zone ist, in der der Werkstoff getrennt wird. Schließlich lässt sich noch eine Verformungsvorlaufzone beobachten, in der geringe, aber bleibende Verformungen auftreten. Diese Zone ist bestimmend für die Eindring-

Span Scherebene

Vsp

h'

Werkzeug 2

φ

h

1 vc

Schneidkeil rβ

γ

5

Werkstück 1 : primäre Scherzone 2 : sekundäre Scherzone an der Spanfläche 3 : sekundäre Scherzone an der Stau- u. Trennzone 4 : sekundäre Scherzone an der Freifläche 5 : Verformungsvorlaufzone

Abb. 2.5↜渀 Zonen der Spanentstehung [WAR74]

3

α

4

tv γ α φ tv

: Spanwinkel : Freiwinkel : Scherwinkel : Verformungstiefe

2.2 Spanwurzeluntersuchungen

25

tiefe plastischer Verformungen in das Werkstück, also für die Randzonenbeeinflussung.

2.2â•…Spanwurzeluntersuchungen Zur Analyse der Spanbildung und des Werkstoffverhaltens in der Wirkzone wurden Methoden entwickelt, die das Verformungsgeschehen vor dem Schneidkeil sichtbar machen können. Diese sind im Wesentlichen die • Die Schnittunterbrechung • Die Mikrokinematographie und • Die Simulation mit finiten Elementen (FEM). Diese Untersuchungen sollen Informationen über die Spanbildungsart, die plastischen Verformungen in der Spanbildungszone und die Lage der Scherebene liefern. Die Spanbildungsuntersuchungen bilden damit die Basis für die anschließenden Berechnungen von kinematischen, mechanischen und thermischen Verhältnissen in der Spanbildungszone. Das Prinzip der Schnittunterbrechung beruht auf einer abrupten Trennung von Werkzeug und Werkstück. Hierbei wird der Verformungszustand „eingefroren" und kann nach metallographischer Präparation mittels Mikroskop analysiert werden. Trotz schneller Unterbrechung des Vorganges muss von gegebener Formänderungsgeschwindigkeit bis zum starren Zustand abgebremst werden. Das bedeutet, dass tatsächlich nicht der Zerspanungsvorgang bei normaler, stationärer Schnittgeschwindigkeit eingefroren wird, sondern ein in der instationären Phase des Abbremsens sich ergebender Zustand. Dennoch ist die Methode der Schnittunterbrechung anerkannt, sollte aber bei stark zeitabhängigen Vorgängen, wie bei thermisch bestimmten Abläufen oder raschen, instationären Verformungen kritisch betrachtet werden. Die Schnittgeschwindigkeit, bei der die Spanwurzel entnommen werden soll, ist für die Auslegung von Schnittunterbrechungsvorrichtungen ausschlaggebend. Insbesondere beim Einsatz hoher Schnittgeschwindigkeiten müssen Schnittunterbrechungsverfahren die Anforderung erfüllen, in einem minimalen Zeitintervall t0 den Spanbildungsprozess zu unterbrechen. Stark vereinfachte Geschwindigkeitsverhältnisse bei einem Abbremsversuch sind in Abb.€2.2 dargestellt. Hierbei wird von einer konstanten negativen Beschleunigung a ausgegangen. Es gilt daher 

vrel = vc − awz · t

(2.1)

und darüber hinaus mit vrel€=€0€m/min nach t0 für den benötigten Bremsweg ∆x 

x =

1 vc t0 . 2

(2.2)

26

2 Spanbildung

Abb. 2.6↜渀 Geschwindigkeitsverhältnisse bei der Schnittunterbrechung

h

vrel = vc – vwz

v

vc

vc vWZ

0,5vc vwz 0

t0

t

Aus diesen Beziehungen lässt sich für einen noch zulässigen Bremsweg die notwendige Beschleunigung a ermitteln zu 

aWZ =

vc2 . 2x

(2.3)

Dieser Zusammenhang verdeutlicht, dass die Bremsbeschleunigungen bereits bei geringen Schnittgeschwindigkeiten und zulässigen Bremswegen, die 10€% der Spanungsdicke nicht überschreiten sollten, sehr groß sein müssen. Anzumerken ist insbesondere, dass die Schnittgeschwindigkeit in der 2. Ordnung in Gl. 2.3 eingeht. Um die zur Beschleunigung notwendigen Kräfte in Grenzen zu halten, kommt es daher vor allem bei hohen Geschwindigkeiten darauf an, die zu beschleunigenden Massen möglichst gering zu halten (Abb.€2.6). Zur Schnittunterbrechung, auch Quick-Stopp genannt, werden verschiedene Anordnungen genutzt (Abb.€2.7). Grundsätzlich lassen sich Werkzeug oder Werkstück beschleunigen oder abbremsen. beschleunigen vc

bremsen

Werkzeug

Werkstück Werkzeugschlitten

vWz

Führung

vc

b

a

vc

Werkstück

vc

Werkstück

Führung

Abrissstelle

Abb. 2.7↜渀 Prinzipien der schnittunterbrechung

c

d

Führung

Prallplatte

2.2 Spanwurzeluntersuchungen

27

Das Prinzip der Schnittunterbrechung durch Werkzeugbeschleunigung ist im Teilbild a) dargestellt [KLO93]. In der Regel werden hierbei ganze Werkzeugeinheiten mit dem Werkzeughalter beschleunigt. Die benötigte und zunächst gespeicherte potentielle Energie wird innerhalb weniger Millisekunden in kinetische Energie umgesetzt. Als Energiespeichermedien dienen Federn, Druckluft oder auch Explosivstoffe. Zur Schnittunterbrechung durch Beschleunigung des Werkzeugs können auch mechanische Trennvorrichtungen eingesetzt werden [BAI88]. Ein sich mit dem Werkstück drehendes Hindernis wird während einer Umdrehung über das Werkzeug gestellt, so dass dieses aus dem Eingriff beschleunigt wird. Im Teilbild b) ist das Werkzeug (eine beidseitig schneidende Platte) auf einem möglichst massearmen Schlitten gespannt. Der Schlitten wird z.€B. durch Druckluft beschleunigt und trifft dann auf das Werkstück. Dort wird ein kurzes Stück gespant (durch Hobeln) und das Werkzeug mit Schlitten durch das Werkstück, das als Prallring ausgebildet ist, abgebremst. Dem Teilbild c) entspricht eine Anordnung, die Ben Amor [BEN03] basierend auf einem Ansatz von Buda [BUD68] für hohe Schnittgeschwindigkeiten entwickelte. Diese Methode beschleunigt nur minimale Massen. Details des Verfahrens sind in Abb.€2.8 dargestellt. In einen Steg wird eine Sollbruchstelle eingebracht. Dieser wird anschließend durch radiales Einstechen zerspant. Mit zunehmender Schnittzeit wird der verbleibende Restquerschnitt oberhalb der Sollbruchstelle schließlich so klein, dass die zulässige Bruchspannung überschritten wird, ein Bruch eintritt und das Segment vom Werkstück abreißt. Das abgerissene Segment samt anhaftendem Span wird daraufhin durch die Schnittkraft vom Werkstück weg beschleunigt und dient als Spanwurzel der Analyse der Spanbildung. Folgendes Zahlenbeispiel belegt die Wirksamkeit dieses Verfahren zur Schnittunterbrechung. Gegeben sei: h(b = 0,2) (3 mm2 ), (vc = 300 m/min), Stahl C45, Fc = 1800 N, m = 3g.

Werkstücksegment mit Spanwurzel vC

vf Werkzeug Werkzeug

Werkstück

Werkstück Vorbearbeitung der Proben durch Fräs- und Bohroperationen: Erzeugung von Sollbruchstellen

Bolzen zur Vermeidung elastischer und plastischer Verformungen

Abb. 2.8↜渀 Schnittunterbrechung nach Ben Amor

Sollbruchstellen

28

2 Spanbildung

Span

Spansegmentierungsfrequenz: fs = 635 kHz bei: Segmentbreite bs = 0,05 mm und vc = 4000 m/min Spanwurzel

Spanhöhe: h = 183 µm Verfahren: Orthogonal-Einstechdrehen KSS: trocken Schnittbedingungen: Vorschub: f = 0,1 mm Spanungsbreite: b = 2 mm Werkstoff : C15 unbehandelt

50 µm

Scherzone

Schneidstoff: HC P30-P40 Ti(C,N) Werkzeuggeometrie SNGN 12 04 12 εr γ κ α 0° 0° 90° 0°

Spanhöhe: h = 191 µm 100 µm

Abb. 2.9↜渀 Spanwurzel aus C15 bei hoher Schnittgeschwindigkeit

Es wird nun vorausgesetzt, dass die anfängliche Beschleunigungskraft über die Dauer des Trennvorgangs wirksam und damit auch die Beschleunigung konstant ist. Damit ist 

awz = Fc /2m

(2.4)

Hieraus lässt sich ein Beschleunigungsweg entsprechend Gl. 2.3 von 21€ µm errechnen. Abbildung 2.9 zeigt eine Spanwurzel, die mit dieser Methode bei hoher Schnittgeschwindigkeit gewonnen wurde. Die Beschleunigungsstrecke kann die 10€%-Bedingung zwar nicht erfüllen. Dennoch zeigt sich hier ein gutes zur Analyse geeignetes Bild des Formänderungsgeschehens vor der Schneide. Im Teilbild d) der Abb.€2.7 wird ein massearmes Werkstück in einem Führungsschacht durch Druckluft beschleunigt und prallt, nachdem es einen kurzen Spanweg durchlaufen hat, auf eine Platte, durch die es rasch abgebremst wird. Mit einer ähnlichen Einrichtung wurden Spanwurzeln bis zu ursprünglichen Schnittgeschwindigkeiten bis 2.400€ m/min aufgenommen (Abb.€ 2.10), wobei ein Bremsweg von weniger als 20€µm eingehalten werden konnte [HOW05]. Im Gegensatz zu den Verfahren der Schnittunterbrechung bietet die Mikrokinematographie die Möglichkeit, Spanbildungsvorgänge im laufenden Prozess aufzunehmen [WAR74]. Dazu wird eine polierte und geätzte Probe (Schwarz-WeißGefüge) gegen eine Quarzglasplatte gepresst (Abb.€ 2.11) und durch Querdrehen spanend bearbeitet. Durch die Quarzglasplatte lässt sich der Vorgang mittels eines Mikroskops vergrößert beobachten. Die Methode bietet allerdings wegen der freien Werkstückfläche nur ein angenähertes Bild der Zerspanung im Inneren. Bewegungsscharfe Aufnahmen sind nur bis zu Schnittgeschwindigkeiten von 1 m/min möglich.

2.3 Scherebenenmodell

29 0

0

40 µm

40 µm 0

40 µm

vc = 0 m/s h = 80 µm vc = 5 m/s h = 100 µm Werkstoff : TiAl6V4 Schneidstoff : HM K10 Freiwinkel α0 : 15° Spanwinkel γ0 : 0° ©

0

40 µm

vc = 10 m/s h = 100 µm 0

40 µm

408-37-01

vc = 20 m/s h = 100 µm

vc = 40 m/s h = 100 µm

Abb. 2.10↜渀 Spanwurzeln aus TiAl6V4 [HOW05] Abb. 2.11↜渀 Versuchsstand zur Mikrozerspanung [WAR74]

Keilriemen

Quarzglasscheibe

Hohlspindel

poliertes/geätztes Werkstück

Beleuchtung Mikroskop

Werkzeug

vf Ortsfest

2.3â•…Scherebenenmodell Verschiedene Theorien zur rechnerischen Behandlung des Zerspanprozesses gehen von einem Scherebenenmodell aus. Die plastische Formänderung während der Spanbildung findet danach allein in der Scherebene statt. Je nach Verformungsverhalten des Werkstoffes und nach Prozessbedingungen bildet das Modell die Realität ausreichend genau nach. Unter der Voraussetzung der Gültigkeit des Scherebenenmodells und ebener Formänderung (Orthogonalschnitt) lässt sich die Schergeschwindigkeit vφ bestimmen (Abb.€2.12). 

vφ = vc

sin (90◦ − γ ) cos γ = vc sin (90◦ + γ − φ) cos (φ − γ )

(2.5)

30

2 Spanbildung

vc = Schnittgeschwindigkeit vsp = Spangeschwindigkeit vφ = Schergeschwindigkeit

vs

b'

p

Scherebene h'

vφ

v

sp

φ γ

w'

γ

b

λh =

h vc

φ

vc

cos (φ − γ ) sin φ

w

Abb. 2.12↜渀 Scherebenmodell und Schergeschwindigkeit

Aus der bei großen plastischen Formänderungen hinreichend genau gegebenen Volumenkonstanz folgt1 

b h w · · =1 b h w

oder λb · λh · λw = 1,

(2.6)

für die Stauchungen . Da ebene Formänderung vorausgesetzt wird, ist die Breitenstauchung b€=€1, und es folgt  Es gilt zudem 

λh · λW = 1.

(2.7)

λw =

v sp w = . w vc

(2.8)

λh =

vc 1 = . vsp λW

(2.9)

Folglich ist 

Aus dem Geschwindigkeitsplan (Abb.€2.12) folgt dann 

λh =

cos (φ − γ ) . sin φ

(2.10)

1╇ Im Gegensatz zur elastischen Formänderung gilt für große plastische Formänderungen Volumenkonstanz. Für den elastischen Fall lässt sich die Volumenänderung über die Formänderungen in Normal- und Querrichtung (elastische Querzahl ν) bestimmen: V/V = (1 − 2 v)ε. Dies gilt jedoch nur für elastisches Verhalten!

2.3 Scherebenenmodell

h0

h

31

h0

h

Stauchung

Dehnung

γs

l0

Scherung

Abb. 2.13↜渀 Formänderungen

Da sich die Spandickenstauchung h (kurz Spanstauchung) durch Messen der Spandicke oder der Spanlänge (beim unterbrochenen Schnitt) und aus den Einstellgrößen bestimmen lässt, kann so der Scherwinkel  im Experiment ermittelt werden. In der Plastomechanik (der Mechanik plastischer Verformungen) werden Formänderungen als bezogene Größen behandelt. In Abb.€2.13 sind Stauchung, Dehnung und Scherung dargestellt. Zur zahlenmäßigen Beschreibung plastischer Hauptformänderungen werden in der Literatur zwei Notationen verwendet. In den Werkstoffwissenschaften und überwiegend auch im englischen Sprachraum arbeitet man mit der bezogenen Formänderung , und zwar D für Druck und Z für Zug. Es gilt 

εD =

h0 − h h =1− h0 h0

(2.11)

εZ =

h − h0 h = −1 h0 h0

(2.12)

und 

In der Umformtechnik wird vornehmlich im deutschen Sprachraum arbeitet mit der logarithmischen Formänderung  gearbeitet.2 

ϕ = ln

h h0

(2.13)

B.A. Behrens führt gute Gründe an, die Notation der logarithmischen Formänderung zu verwenden [DOB07, S.56 f]. Darauf sei verwiesen. Die Notationen sind unschwer ineinander zu überführen:  und 

ϕ = ln (1 − εD )

(2.14)

ϕ = ln(εZ − 1)

(2.15)

2╇ Mit der logarithmischen Formänderung wird nur die plastische Formänderung erfasst, nicht die elastische. Dies ist jedoch bei großen plastischen Formänderungen unerheblich.

32

2 Spanbildung

Für kleine Formänderungen unterhalb  = 0,1 sind die Zahlenwerte praktisch gleich. Damit sind auch die Notationen für die Formäderungsgeschwindigkeiten zu beachten. Für die Stauch- und Dehngeschwindigkeiten gelten:  und   und 



εD = 1 − eϕ

(2.14a)

εZ = eϕ − 1

(2.15a)

ε˙ D =



d dϕ (1 − eϕ ) · dϕ dt



·

dϕ dt

(2.16)

ε˙ Z =



d ϕ dϕ (e − 1) · dϕ dt



·

dϕ dt

(2.17)

ϕ˙ =

1 × ε˙ D ε˙ D 1 − εD

(2.16a)

ϕ˙ =

1 × ε˙ Z ε˙ Z εZ − 1

(2.17a)

und 

Für plasto-mechanische Rechnungen des Spanens ist der Grad der Formänderung im Werkstoff von Interesse. Unter folgenden Voraussetzungen • • • • •

Scherebenenmodell, Volumenkonstanz, Homogenität des Werkstoffs, Isotropie des Werkstoffs, ebene Formänderung,

2'

Span a ψ

a

2 3 1

a

1'

3'

χ

4

a

Schneidkeil

γ 4'

Abb. 2.14↜渀 Verformungsgeometrie bei Orthogonalschnitt

α

vC Werkstck

2.3 Scherebenenmodell

33

Abb. 2.15↜渀 Hauptformänderungen beim Spanen

2b γ

Scherebene

φ

2a

Werkzeug

2r

lässt sich nach Abb.€2.14 die Scherung S als Tangens des Verformungswinkels  bestimmen (der Begriff „Scherwinkel“ wäre passender, ist aber in der Literatur bereits für den Winkel  zwischen Schnittrichtung und Scherebene vergeben). Der Verformungswinkel  wird gegen die Normale auf die Scherebene gemessen. Es folgt daraus 1 tan χ = tan (φ − γ ) +  (2.18) tan φ Das in Abb.€2.14 betrachtete Volumenelement wurde seitenparallel zur Scherebene gewählt, um direkt die Scherverformung tan  sichtbar zu machen. Für die Ankopplung des Verformungsgeschehens an eine Vergleichsformänderung sind die bezogenen Formänderungen, die maximale Dehnung εZ und die maximale Stauchung εD des Werkstoffs nach Durchtritt durch die Scherebene von Interesse. Dazu wird ein ungerichtetes Volumenelement, d.h. ein kreisförmiges Element, betrachtet, das sich hinter der Scherebene zu einer Ellipse verformt (Abb.€2.15). Die lange und die kurze Achse 2a und 2b bezogen auf den Kreisdurchmesser 2 r entsprechen der maximalen Dehnung und Stauchung. Die Dehnung und Stauchung sind demnach 

εZ =

2a −1 d

(2.19)

und  

εD = 1 −

  1 1 εZ = × tan (φ − γ ) + −1+ 2 tan φ

2b 2b d d

  tan (φ − γ ) +

(2.20) 1 tan φ

2

+1

(2.19a)

34

2 Spanbildung

    1 1 1 2  εD = × tan (φ − γ ) + +1+ tan (φ − γ ) + +1 2 tan φ tan φ

(2.20b)

Offenbar ist dann 

εZ + εD = tan χ = γs

(2.21)

In Abb.€2.16 sind die Verläufe der Dehnung εZ und Scherung S über dem Scherwinkel  aufgetragen für einen Spanwinkel von €=€0°. Größere Spanwinkel verringern den Scherwinkel, die Dehnung und die Scherung. Die bisher ermittelten Formänderungen und ihre Überführung ineinander beruhen allein auf geometrischen Zusammenhängen. In der Umformtechnik ist es üblich, sich Vergleichshypothesen zu bedienen, um mehrachsige Formänderungen und Spannungen in einachsige Vergleichswerte umzuwandeln [DOB07, S.153€f.].

5,0

–

4,0

Scherung γs, Dehnung ε

3,5

3,0 γS 2,5 ε 2,0

1,5

1,0

0,5

Abb. 2.16↜渀 Formänderungen und Scherwinkel nach Köhler [KÖH68]

0

0

10

20

30

40

Scherwinkel φ

°

60

Fragen

35

Die Rechnung nach Tresca nutzt die Schubspannungshypothese, die Rechnung nach von Mises die Gestaltänderungshypothese. Über einen Energieansatz folgen damit auch die Vergleichsformänderungen. Die in Gl. 2.21 enthaltene Scherung S lässt sich in die einachsige Vergleichsformänderung  umrechnen. Es gilt nach Tresca

nach Tresca ϕ =

1 χS 2

1 und nach von Mises undv.nach von v. Mises ϕ = √ χS . 3

(2.22) (2.23)

Fragen ╇ 1. Was bedeutet „ebene Formänderung“, was „ebener Spannungszustand“? ╇ 2. Welche Möglichkeiten des orthogonalen Spanens kennen Sie? ╇ 3. Wie lassen sich einachsige Hauptformänderungen beschreiben? Geben Sie die beiden Notationen an. ╇ 4. Leiten Sie die Formänderungsgeschwindigkeiten ab. ╇ 5. Welche Größen müssen zur Bestimmung des Winkels, um den ein Element in der Scherebene schubverformt wird, bekannt sein, wenn das Scherebenenmodell zugrunde gelegt wird? ╇ 6. Wie kann man diese Größen messen? ╇ 7. Welche Methoden werden zur Untersuchung der Spanwurzel benutzt? Sie geben den Umformvorgang nur angenähert wieder. Welche Einschränkungen bestehen? ╇ 8. Welche Umformzonen lassen sich bei der Spanbildung unterscheiden? ╇ 9. Erläutern Sie die Spanarten und grenzen Sie diese gegen die Spanformen ab. 10. Was ist ein Lamellenspan? Wie lässt sich der Gleichförmigkeitsgrad bestimmen? 11. Unter welcher Voraussetzung kann es zur Scherlokalisierung kommen? 12. Was sind Aufbauschneiden? 13. Warum treten Aufbauschneiden nur im Fließspanbereich auf? 14. Welche Wirkungen hat die Aufbauschneide auf das Arbeitsergebnis am Werkstück und auf das Werkzeug? 15. Bestimmen Sie unter der Voraussetzung des Scherebenenmodells die Schergeschwindigkeit. 16. Erläutern Sie über die bei Metallen übliche elastische Querzahl (Poissonzahl), warum bei elastischer (nicht plastischer) Umformung keine Volumenkonstanz vorausgesetzt werden kann. 17. Wie lässt sich der Scherwinkel aus der Spanstauchung ermitteln? 18. Errechnen Sie den Verformungswinkel ?

36

2 Spanbildung

Literatur [BAI88] Baik, M.C.: Beitrag zur Zerspanbarkeit von Kobaltlegierungen. Dr.-Ing. Diss., Universität Dortmund, 1988 [BEN03] Ben Amor, R.:Thermomechanische Wirkmechanismen und Spanbildung bei der Hochgeschwindigkeitszerspanung. Dr.-Ing. Diss., Universität Hannover, 2003 [BUD68] Buda, J.; Vasilko, K.; Stranava, J.: Neue Methoden der Spanwurzelgewinnung zur Untersuchung des Schneidvorganges. Industrie Anzeiger 90 (1968) 5, S. 78-81 [DOB07] Doege, E.; Behrens, B.-A.: Handbuch der Umformtechnik. Springer Verlag, 2007 [HOW05] Hoffmeister, H.-W.; Wessels, T.: Thermomechanische Wirkmechanismen bei der Hochgeschwindigkeitszerspanung von Titan- und Nickelbasislegierungen. In [TÖN05, S. 470-491] [KLO93] Klose, H.-J.: Einfluss der Werkstofftechnologie auf die Zerspanbarkeit niedriglegierter Gusseisen. Dr.-Ing. Diss., Universität Hannover, 1993 [TÖN05] Tönshoff, H.K.; Hollmann, F.: Hochgeschwindigkeits-spanen. Wiley-VCH-Verlag, 2005 [WAR74] Warnecke, G.: Spanbildung bei metallischen Werkstoffen. München: Techn. Verlag Resch, 1974

Kapitel 3

Spanformung

Die Spanform ist eines der vier Kriterien der Zerspanbarkeit (s. Kap.€1.3). Gerade bei automatisierten Prozessen ist ein ungestörter Spanablauf wichtig, um nicht dem Maschinenbediener die inhaltsleere und ermüdende Funktion der ständigen Überwachung der gesicherten Spanabfuhr zuzumessen und damit seine Bindung an die Maschine und den Prozess zu erzwingen (Verstoß gegen das Mensch-UmweltKriterium). Das Problem der Spanform stellt sich nicht bei Verfahren, die prinzipbedingt mit unterbrochenem Schnitt arbeiten (Fräsen, Kreissägen, Schleifen). Bei kontinuierlichen Prozessen, wie beim Drehen und Bohren, kann die Spanformung gegenüber anderen Zerspanbarkeitskriterien dominant sein, denn sie berührt entscheidend die Prozesssicherheit. Die Spanform kennzeichnet die nach dem Zerspanprozess vorliegende Form des Spans. Sie ist das abschließende Ergebnis der Spanbildung und des Spanablaufs von der Wirkstelle. Zur Quantifizierung der Spanformung wurden Spanformklassen und die Spanraumzahl eingeführt [STA90].

3.1â•…Spanraumzahl und Spanformklassen Je nach Spanform nimmt das Spanvolumen (Schüttvolumen der Späne) einen weit größeren Raum ein als der massive Werkstoff. Das Verhältnis der beiden Volumina oder Volumenströme ist die Spanraumzahl RZ 

RZ =

QSpan . QW

(3.1)

Sie kennzeichnet die Sperrigkeit der Späne und dient zur Bemessung von Arbeitsräumen der Werkzeugmaschinen, von Spantransporteinrichtungen und Spanräumen der Werkzeuge (Spanraum im Fräser, Spannut im Bohrer). Je nach Spanform kann die Spanraumzahl sehr unterschiedliche Werte annehmen (Abb.€3.1). Durch die Entwicklung der Schneidstoffe wurde die mögliche und wirtschaftliche Schnittgeschwindigkeit (s. Kap.€ 8.1) und das mögliche Zeitspanvolumen (=Volumenrate) stark erhöht. Je Dekade wurden im Mittel Steigerungen um den B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_3, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

37

38

3 Spanformung

≥ 90

1

Wirrspäne

≥ 90

2

Flachwendelspäne

≥ 50

3

lange, zylindr. Wendelspäne

≥ 50

4

Wendelspanstücke

≥ 25

5

Spiralspäne

≥

8

6

Spiralspanstücke

≥

8

7

Bröckelspäne

≥

3

8

brauchbar

Bandspäne

Beurteilung

ungünstig

Spanformklasse

gut

Spanraumzahl RZ

Abb.€3.1↜渀 Spanformen (Stahl-Eisen-Prüfblatt 1178–1190)

Faktor€2 erreicht. Zugleich nehmen mit höherer Schnittgeschwindigkeit die Spanraumzahlen tendenziell ab. Das Zeitspanvolumen eines Drehprozesses z.€B. wurde so stark gesteigert, dass die Spanformung zu einer wesentlichen Verfahrensgrenze werden kann. Auch die Tendenz zu festeren und zäheren Werkstoffen wirkt in die gleiche Richtung. Zur Charakterisierung der Spanformen wurden acht Spanformklassen eingeführt (Abb.€ 3.1) [STA90]. Ihnen lassen sich Spanraumzahlen zuordnen. Lange Späne, wie Bandspäne, Wirrspäne und Flachwendelspäne, sind ungünstig und können Personen, Werkzeuge, Werkstücke und Maschine gefährden. Kurze Spanstücke, wie Bröckelspäne und Spiralspanstücke, können Schwierigkeiten beim Abtransport von der Wirkstelle (z.€B.€beim Bohren) oder bei ungenügendem Schutz der Werker (Augenverletzungen) machen. Wendelspanstücke und Spiralspäne sind günstig. Um günstige Spanformen zu erreichen, muss der Span in Stücke oder Partikel zerlegt werden. Dies kann geschehen durch • Primäre Spanformung oder • Sekundäre Spanformung. Primäre Spanformung hängt allein von der nicht kontinuierlichen Spanbildung ab. Zu den zur primären Spanformung neigenden Werkstoffen gehören Gusseisen mit Lamellengraphit, Messinge mit geringem Kupfergehalt und eutektische oder übereutektische Aluminiumsiliziumlegierungen, also spröde Werkstoffe, die nur ein geringes plastisches Verformungsvermögen haben und daher während der Spanbildung bereits reißen oder brechen. Sie sind die kurzspanenden Werkstoffe. Das Spanen erfolgt meist durch Reißspanbildung. Bei Scherspan- oder Fließspanbildung muss eine sekundäre Spanformung nach der eigentlichen Spanbildung erzwungen werden. Man spricht von langspanenden Werkstoffen.

3.2 Spanleitung

39

3.2â•…Spanleitung Bei langspanenden Werkstoffen, d. h. bei Fließ- und Scherspanbildung, lassen sich für nicht zu geringe Vorschübe günstige Spanformen durch Spanleitung erreichen. Der Span wird entsprechend seiner Fließrichtung aus der Spanbildungszone abgeführt. Welche der beiden prinzipiell möglichen Fließrichtungen der Span einnimmt, hängt von den plastomechanischen Vorgängen an der Schneide ab (Abb.€3.2). OkuÂ� shima und Minato haben dazu ein einfaches Modell entwickelt, das den Spanungsquerschnitt in Inkremente zerlegt und die inkrementellen Fließvektoren nach einem Seileckverfahren zu einer Resultierenden zusammensetzt [OKU59] (Abb.€ 3.3).

Werkstück

Spanfläche vc Werkzeug (Draufsicht)

vf

Fließrichtung parallel zur Spanfläche

Span Span Werkstück

Spanfläche

vc

Fließrichtung normal zur Spanfläche

Werkzeug

Abb.€3.2↜渀 Fließrichtung des Spans

Werkstück

Werkzeug Resultierende (Fließrichtung)

Inkremente

Abb.€3.3↜渀 Seileck zur Bestimmung der Fließrichtung

40

3 Spanformung

Anlaufen an Schnittfläche

Anlaufen an Freifläche

Anlaufen an Werkstückoberfläche

Vorschubrichtung

Abb.€3.4↜渀 Wirkung von Spanleitstufen

Dabei wird jedes Inkrement gemäß seinem Flächeninhalt gewichtet. Dies ist ein rein geometrisches Verfahren, das die plastomechanischen Vorgänge nur näherungsweise wiedergeben kann. Dem realen Prozess näherkommende Verfahren beruhen auf FEM-Rechnungen [MÜL93]. Hinzu kommt, dass nach dem Seileckverfahren eine Spanleitung durch Neigung der Spanfläche (um den Spanwinkel γ und den Neigungswinkel β) nicht zu berücksichtigen ist. Gerade die Formgebung der Spanfläche an Wendeschneidplatten durch Fortschritte in der Sintertechnik wird häufig genutzt, um die Fließrichtung des Spans zu beeinflussen. Durch geeignete Ausbildung der Spanfläche kann der abfließende Span an die Schnittfläche des Werkstücks, an die Werkstückoberfläche oder an die Freifläche des Werkzeugs gelenkt werden (Abb.€3.4). Das nachfließende Material sorgt dafür, dass der am Hindernis gehaltene Span aufgebogen wird. Dadurch wird dem Span eine zusätzliche plastische Verformung aufgezwungen. Die dabei auf Zug beanspruchte Spanoberseite ist zudem meist von der Spanbildung her gekerbt und zerklüftet und bricht durch das Aufbiegen. Spanleitung kann durch eingeschliffene oder eingesinterte Stufen oder durch aufgesetzte, in das Klemmsystem von Wendeschneidplatten integrierte, „Spanformer“ (falscher Begriff, da sich die Spanform erst durch Anlaufen am Hindernis ergibt) erreicht werden (Abb.€3.5). Es wurden vielfältige Formen von eingesinterten Spanleitstufen entwickelt. Ihre Geometrie muss an die Einstellbedingungen, insbesondere an Vorschub, Schnittgeschwindigkeit und Schnitttiefe angepasst sein (Abb.€3.6).

3.2 Spanleitung

41

Schnitttiefe ap

Abb.€3.5↜渀 Ausführungen von Spanleitstufen [HIN09]

Vorschub f

Abb.€3.6↜渀 Bereich günstiger Spanform bei Werkzeugen mit Spanformstufen (Sandvik)

Bei geringen Vorschüben ist Spanformung durch Spanleitung kaum möglich, da die plastische Dehnung, die durch das Aufbiegen des Spans erreicht werden kann, nicht ausreicht. Abbildung€ 3.7 zeigt, dass die Randdehnung εR eines gebogenen Spans bei gegebenem Biegeradius€r′ der Spandicke€h′ proportional ist. Bei dünneren Spänen kommt es also nur zu geringen plastischen Dehnungen, die vom Werkstoff noch ohne Brechen ertragen werden können. Ein ähnlicher Effekt, wie er mit der Vergrößerung der Spanungsdicke verbunden ist, lässt sich durch eine Wölbung des Spanungsquerschnitts entlang der Schneide erreichen (Abb.€3.8). Dadurch wird die Randdehnung partiell erhöht, und der Span wird steifer, was das Brechen unterstützt. Auch Abstech- oder Einstechdrehmeißel werden mit einer gewölbten Spanfläche versehen, wodurch das Einklemmen der Späne in der Nut verhindert werden soll.

42

3 Spanformung dünner Span dicker Span

∆l r' ϕ

εR2

l

εR1

l ∆l = h'/2 r'

neutrale Faser

εR =

h'1

h'2

∆l = h' l 2r'

h'1 εR1 εR2 = h'2

Abb.€3.7╇ Randdehnung eines Spans

Längsdrehen

Abstechen

b

vf

Span

vc Werkzeug

vf

ω

Abstechmeißel

Abb.€3.8↜渀 Gewölbte Spanfläche

3.3â•…Werkstoffeinfluss Während der Spanbildung wird der Werkstoff starken plastischen Formänderungen ausgesetzt. Das Formänderungsvermögen hängt wesentlich von der Zusammensetzung des Werkstoffs ab. Ob es also zu primärer oder sekundärer Spanformung

3.3 Werkstoffeinfluss

43

als Folge der plastischen Verformung kommt, wird entscheidend durch den zu bearbeitenden Werkstoff bestimmt. Generell lassen sich kurz- und langspanende Werkstoffe unterscheiden. Zu den kurzspanenden, zur Reißspanbildung neigenden Werkstoffen gehören Gusseisen mit Lamellengraphit (Grauguss), spröde Messinge und Aluminiumgusslegierungen. Zu den langspanenden Werkstoffen zählen Stähle, Kupfer und Aluminiumknetlegierungen. Bei Stählen lässt sich das Formänderungsvermögen durch Legierungselemente so beeinflussen, dass eher günstige Spanformen entstehen. Allerdings wirken sich diese Begleiter meist ungünstig auf die Zähigkeit des Stahls aus. Kohlenstoff ist der wichtigste Eisenbegleiter (Abb.€3.9). Kohlenstoffstähle enthalten Ferrit (↜α-Mischkristall) und Perlit, der als Eutektoid aus Zementit (Eisenkarbid Fe3C) und Ferrit besteht. Ferrit ist weich und gut verformbar, Zementit (orthorhombisch kristallin) ist hart, spröd und praktisch nicht verformbar. Mit höherem Kohlenstoffgehalt von€ >↜0,2€ %€ C bis zur eutektoiden Zusammensetzung (Perlit) von 0,8€ %€ C nimmt das Formänderungsvermögen des Stahls ab. Einsatzstähle (<0,2€ %€ C) wie C15, 16MnCr5, 18CrNi8 neigen dazu, Band- und Wirrspäne zu bilden. Stähle mit höherem Perlitanteil ergeben günstigere Spanformen (Abb.€3.10). Ferrit <0,02%.

Ferrit + Perlit

Perlit (Eutektoid)

1

Spanformklasse günstiger

Perlit + Zementit

8 0,20

0,40

0,60

0,80

%

HV

Ferrit (α-Mischkristalle)

90

Perlit (Ferrit + Zementit)

200

Martensit

800

Zementit

>1000

Abb.€3.9↜渀 Spanform und Gefüge

Formänderungsvermögen

Gefügebestandteile

Härte

Kohlenstoffgehalt

44

3 Spanformung 1 günstiger

8 0

0,85 C - Gehalt

%

8 0

0,03

0,1

%

S - Gehalt 1 günstiger

günstiger

1

Spanformklasse

Spanformklasse

günstiger

1

8

10

150 µm Korngröße

8

10

20

%

Bruchdehnung

Abb.€3.10↜渀 Einfluss der Werkstoffeigenschaften auf die Spanform (Kohlenstoffstahl)

Schwefel ist im Eisen wenig löslich. Abhängig von weiteren Legierungsbestandteilen entstehen Sulfide. Eisensulfid bildet ein Eutektikum. Es führt im Temperaturbereich von 800 °C bis 1000 °C zur Rotbrüchigkeit. Sauerstoff setzt die Temperaturen des Sulfideutektikums herab und verstärkt damit die Neigung zum Rotbruch. Durch Mangan, das eine größere Affinität zum Schwefel hat als Eisen, bildet sich Mangansulfid (MnS). Es hat einen höheren Schmelzpunkt als FeS. Dadurch wird die Rotbruchgefahr beseitigt. Mangansulfide sind nach dem Walzen lang gestreckt und zeilig angeordnet. Sie bilden Störstellen im Stahl und verbessern dadurch die Spanform. Allerdings wird damit auch die Querzähigkeit der Stähle beinträchtigt. Automatenstähle werden mit extrem hohen Schwefelgehalten (9S20 oder 45S20) von ca. 0,2€ % S legiert. Damit sind neben anderen Vorteilen der Zerspanbarkeit durchweg gute Spanformen verbunden. Durch neue Stahlherstellungsverfahren (Blastechniken) lassen sich Stähle mit besonders niedrigen Schwefelgehalten herstellen. Sie weisen ungünstige Spanformen auf (Abb.€3.11). Phosphor führt zu starken Entmischungen (Seigerungen) im Stahl, die sich kaum durch Wärmebehandlungen beseitigen lassen. Phosphor fördert die Sprödbrüchigkeit bei Raumtemperatur und die Anlasssprödigkeit. Phosphor gilt daher als Stahlschädling. Je nach Stahlgüte werden die Inhalte auf unter 0,05€% P oder weiter begrenzt. Durch Ferritversprödung sorgt Phosphor für günstige Spanformen. Blei ist im Eisen praktisch unlöslich. Die Umwandlungspunkte des Eisens (im Eisen-Kohlenstoff-System) werden durch Blei nicht verändert. Blei lagert sich submikroskopisch an den Korngrenzen ab. Dadurch werden die Späne kurzbrüchig. Die Wärmebehandlung des Stahls beeinflusst über die Ausbildung des Gefüges die Verformungsfähigkeit und damit auch die Spanbildung und Spanformung we-

3.3 Werkstoffeinfluss Werkstoff: Schneidstoff: Spanformgeometrie: Schnittgeschwindigkeit: Vorschub: Schnittiefe: Schneidkeilgeometrie:

45 C45 (± S) BY Schwefelgehalt : –S = 0,002 %, +S = 0,030 % TiC / TiN besch. HM A, F vc = 160 m. min–1 f = 0,1 mm, 0,25 mm ap = 2,5 mm κ = 75° / β = 90° / α = 6° / rε = 0,8 mm –S :

0,002 %

+S :

0,03 %

Spanform / Spanformklasse Schruppen Vorschub f = 0,25 mm Spanformgeometrie A

3,4

8

Schlichten Vorschub f = 0,1 mm Spanformgeometrie F

3,4

5

Ac3 Ac1

Temp. 

Temp. 

Abb.€3.11↜渀 Einfluss des Schwefelgehalts auf die Spanform

V Schmieden

Härten

BY Schmieden

Ac3 Ac1

Anlassen Zeit t

Zeit t chem. Zusammensetzung

C45 V

C 0,45

Si 0,2

Mn 0,77

P 0,019

S 0,035

C45 BY

Zerspanbedungungen 10 mm V

Korngröße 28 µm

Schnittgeschw.: vc = 200 m.min–1 Schnittiefe : ap = 2,5 mm Vorschub : f = 0,315 mm Schneidstoff : TiC-Al2O3- besch.HM α γ λ ε κ rε 6° 0° 90° 60° 0,8 mm 5°

10 mm BY

Korngröße 102 µm

Abb.€3.12↜渀 Einfluss der Wärmebehandlung auf die Spanform

sentlich [WIN82, PAT87]. Dabei gilt allgemein, dass umso günstigere Spanformen entstehen, je inhomogener und grobkörniger der Werkstoff ist. So wirkt sich bei Vergütungsstählen (z.€B. C45, 42CrMo4, 36CrNiMo4) eine gesteuerte Abkühlung aus der Schmiedewärme (Abb.€3.12), genannt BY-Behandlung (↜best yield strength)

46

3 Spanformung

günstig aus.1 Mit dieser Behandlung können durch Einsparen weiterer Wärmvorgänge Kosten bei der Rohteilherstellung durch Schmieden (Fortfall der Erwärmung zum Härten und zum Anlassen, Verringerung von Richtkosten) verringert werden. Die BY-Behandlung erzeugt ein grobkörniges Gefüge, bei dem Perlitkörner von einem geschlossenen Ferritnetz umgeben sind. Die Spanformen sind günstiger als bei einem Vergütungs- oder Normalisierungsgefüge. Andere Wärmebehandlungen sind auf die Ausbildung besonderer physikalischer Eigenschaften gerichtet und werden nicht primär zur Verbesserung der Spanformung eingesetzt. Das Weichglühen (G) von Stählen höheren C-Gehalts oder von legierten Stählen soll dem Werkstoff hohe Härte nehmen und damit die Zerspanbarkeit (Kräfte, Verschleiß) verbessern. Die Spanformen werden dabei ungünstiger wegen der Bildung höherer Ferritanteile. Durch Normalglühen (N) bei Stählen mit C-Gehalten unter 0,9€% wird das Gefüge umkristallisiert (Glühtemperatur wenig über GOS im Eisen-Kohlenstoff-Diagramm) und dadurch feinkörniger und gleichmäßiger verteilt. Die Spanformung wird kaum beeinflusst, allenfalls verschlechtert. Durch Vergüten (V) lässt sich die Festigkeit eines Stahls erhöhen. Dazu wird durch Härten Martensit gebildet. Durch anschließendes Anlassen verliert der Stahl wesentlich an Härte, wird aber zäher. Hochvergütete Stähle (hohe Festigkeit) zeigen eher günstige Spanformen. Mit höherer Anlasstemperatur sinkt die Festigkeit und das Formänderungsvermögen steigt. Entsprechend werden die Spanformen ungünstiger.

3.4â•…Einfluss der Schnittbedingungen Die Schnittbedingungen wirken sich durch Beeinflussung der Spanbildung (Schnittgeschwindigkeit und Spanwinkel) und über sekundäre Effekte (sekundäre Spanformung: Vorschub und Schnitttiefe) auf die Spanformen aus. Der Vorschub bestimmt mit der Spanstauchung die Spandicke und damit die Verformungsfähigkeit des Spans (s.€Abschn.€3.2). Das führt zu einer starken Abhängigkeit der Spanformen vom Vorschub (Abb.€3.13). Bei richtig ausgelegten Spanleitstufen können für große Vorschübe (Schruppen) günstige Spanformen erreicht werden, nicht dagegen für geringe Vorschübe. Die Schnitttiefe wirkt sich nur wenig auf die Spanform aus. Bei großen Schnitttiefen nimmt die Neigung des Spans ab, durch Anlaufen an ein Hindernis zu brechen. Die Schnittgeschwindigkeit bestimmt wesentlich die Temperaturen in der Spanbildungszone über Wärmeleitung und Konvektion (s.€Kap.€5). Höhere Schnittgeschwindigkeiten führen zu höheren Spanbildungstemperaturen. Bei höheren Temperaturen sind die meisten Stähle stärker verformbar. Daher werden sie während 1╇ BY-Behandlung oder auch P-Behandlung führt zu einem schmiedeperlitischen Gefüge. Eingesetzt werden ausscheidungshärtende Stähle (AFP-Stähle). Die Bezeichnung BY entspricht nicht mehr europäischer Norm.

47

1

8

Spanformklasse

Spanformklasse

Fragen

100 300 m.min–1 1000 Schnittgeschwindigkeit vc

1

8 Vorschub f 1

Spanformklasse

vc

1

vc > vc 2

8

8 Schnittiefe ap

vc

2

Spanformklasse

1

1

–γ 0° +γ Spanwinkel γ

Abb.€3.13↜渀 Einfluss der Schnittbedingungen auf die Spanform (nach [DEG93])

der Spanbildung weniger geschädigt. Höhere Schnittgeschwindigkeiten führen zu ungünstigeren Spanformen bis ca. vc€=€400€m/min. Bei Vergütungsstählen wird die Spanbildung oberhalb dieses Geschwindigkeitsbereichs ungleichmäßig. Es wechseln Bereiche starker mit solchen geringer plastischer Formänderung. Sowohl ausgesprochene Lamellenbildung als auch feine Segmentierung des Spans (adiabate Scherung) können vorliegen. Der Spanwinkel beeinflusst die Scherung bei der Spanbildung. Negative Spanwinkel führen zu starker Verformung, die besonders bei geringer Schnittgeschwindigkeit den Span vorschädigen und damit sekundäres Brechen erleichtern. Eine umfassende Einflussanalyse hat Nakayama [NAK92] vorgenommen (Abb.€3.14). Er verknüpft die Spanbildung über den Scherwinkel€(A), die Scherverformung (D) und die Kaltverfestigung€(G) mit der Spanformung. Der Einfluss des Werkstoffs wird über seine Zähigkeit€(B), die Spantemperatur€(C) und die Risse im Span€(E) gekennzeichnet. Die Schneidkeilform€(F, H) und die Wirkung des Werkzeugverschleißes werden angegeben.

Fragen ╇ 1. Was verstehen Sie unter den Begriffen Zeitspanvolumen (Volumenrate) und Spanraumzahl, welcher Zusammenhang besteht zwischen ihnen? ╇ 2. Welche Bedeutung hat die Spanraumzahl? ╇ 3. Nennen und beschreiben Sie Ihnen bekannte Spanformen und beurteilen Sie ihre Zweckmäßigkeit.

48

3 Spanformung

A

Scherwinkel

Spandicke

Spanbruch

B

Zähigkeit des Spans

C

Spantemperatur

B

D

Scherverformung

B

E

Risse im Span

B

F

Schneidkantenverschleiß

G

Kaltverfestigung des vorlaufenden Schnitts

H

Kolkverschleiß Scherwinkel

Spanbruch

effektiver Spanwinkel

A B

effektiver Spanwinkel Spandicke Spanbruch

Abb.€3.14↜渀 Einflussgrößen auf die Spanform [NAK92]

╇ 4. Welche Möglichkeiten der Spanformbeeinflussung sind Ihnen bekannt? Erläutern Sie deren Vor- und Nachteile. ╇ 5. Erläutern Sie die Funktion einer Spanformstufe. ╇ 6. Wie wirken sich die wichtigsten Eisenbegleiter auf die Spanformung von Stahl aus? ╇ 7. Wie lässt sich erklären, dass bei großen Spanungsdicken günstigere Spanformen auftreten als bei geringen Spanungsdicken?

R

∞

bL R0 f tL

ap k

a

b

b h

c

Abb.€3.15↜渀 Einsatz von Spanleitstufen. a Eingesinterte Spanleitstufe. b Annahme: Span wird von Krümmungsradius R auf R→∞ aufgebogen. c Spanungsgrößen beim Drehen

Weiterführende Literatur

49

╇ 8. Wie wirkt sich Kolkverschleiß, wie Schneidkantenverschleiß auf die Spanformen aus? ╇ 9. Eine in der Praxis übliche Methode zur Spanformung beim Drehen ist der Einsatz von Spanleitstufen. Ihre Aufgabe ist es, den abfließenden Span gegen ein Hindernis in Fließrichtung zu leiten und somit durch eine zusätzliche Materialbeanspruchung den Span brechen zu lassen. Ist beim Einsatz einer eingesinterten Spanleitstufe (Abb.€ 3.15a) ein sicherer Spanbruch beim Drehen des Werkstoffs C45 gewährleistet, wenn angenommen wird, dass der Span von einem Krümmungsradius R auf R€ =€ ∞ aufgebogen wird (Abb.€ 3.15b)? Der Einstellwinkel beträgt κ€ =€90°, der Vorschub f€ =€ 0,1€mm, der Spanwinkel€γ€=€10° und der Scherwinkel ø€=€35° (Abb.€3.15c) für den Spanformer gilt: bL€=€1,0€mm, tL€=€0,3 mm. Die gegen die gekerbte Spanoberseite des Spans gemessene Bruchdehnung von C45 beträgt εb€=€7,1€%. 10. Welche Möglichkeit besteht, unter Anwendung desselben Werkzeugs die Spanform zu verbessern?

Literatur [DEG93] Degner, W.; Lutze, H.; Smejkal, E.: Spanende Formung – Theorie, Berechnung, Richtwerte. 13. Aufl., Carl Hanser Verlag, München, Wien 1993 [HIN09] Hintze, W.: Persönliche Mitteilung, 2009 [MÜL93] Müller, M.; Hintze, W.: Werkzeugentwicklung zur Spanbeherrschung beim Drehen und Bohren. VDI-Berichte 988 (1993) S. 331-344 [NAK92] Nakayama, K: Persönliche Mitteilung, 1992 [OKU59] Okushima, K.; Minato, K.: On the behaviour of chip in steel cutting. Bulletin of the Japan Society of Mechanical Engineers, 2 (1959) 5, p. 58-64 [PAT87] Patzke, M.: Einfluss der Randzone auf die Zerspanbarkeit von Schmiedeteilen. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover 1987 [STA90] Stahl-Eisen-Liste. Verein deutscher Eisenhüttenleute. Düsseldorf: Verlag Stahleisen 8. Auflage 1990 [WIN82] Winkler, H.: Zerspanbarkeit von niedriglegierten Kohlenstoffstählen nach gesteuerter Abkühlung. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover 1982

Weiterführende Literatur Crafoord, R.; Kaminski, J.; Lagerberg, S.; Ljungkrona, O.; Wretland, A.: Chip control in tube turning using a high-pressure water jet. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture 218 (1999) 8, p. 761-767 Jawahir, I. S.; van Lutterfelt, C. A.: Recent developments in chip control research and applications. Annals of the CIRP 42 (1993) 2, p. 659-93 Klocke, F.; König, W.: Fertigungsverfahren Bd. 1: Drehen, Fräsen, Bohren. 8. Aufl. Springer Verlag Berlin, Heidelberg, New York 2008

50

3 Spanformung

Klocke, F.; König, W.: Fertigungsverfahren Bd. 2: Schleifen, Honen, Läppen. 4. Aufl. Springer Verlag Berlin, Heidelberg 2005 Nakayama, K.; Arai, M.: Comprehensive chip form classification based on the cutting mechanism. Annals of the CIRP 41 (1992) 1, p. 71-74 Strenkowski, J. S.; Athavale, S. M.: A partially constrained Eulerian orthogonal cutting model for chip control tools. Journal of Manufacturing Science and Engineering, 119 (1997) 4B, p. 681-688

Kapitel 4

Kräfte und Leistungen beim Spanen

Zur Auslegung von Maschinen, Werkzeugen, Spannzeugen und überhaupt des gesamten Prozesses ist die Kenntnis von Kräften und Leistungen, die beim Spanen auftreten, unerlässlich. Daher wurden verschiedene Ansätze entwickelt, diese Prozessgrößen vorherzubestimmen. Es sind dies • Ansätze unter Nutzung empirischer Modelle, bei denen auf experimentellen Ergebnissen aufgebaut wird, • analytische Modelle auf der Grundlage der elementaren Plastomechanik • und Ansätze mit der Finite-Elemente-Methode (FEM). Empirische Modelle sind geeignet, Leistungen und Kräfte in einem begrenzten Gültigkeitsbereich mit guter Genauigkeit wiederzugeben. Eine Schwierigkeit besteht im Allgemeinen darin, die Gültigkeitsgrenzen zu bestimmen. Dennoch haben sich in der Praxis die auf dieser Methode beruhenden Rechenverfahren weitgehend eingeführt, weil sie einfach zu handhaben sind. Ob sie noch innerhalb gegebener Gültigkeitsgrenzen angewandt werden, sollte kritisch betrachtet werden. Analytische Modelle auf der Grundlage der elementaren Plastomechanik können meist nicht den Anspruch erheben, im Einzelfall exakte Ergebnisse zu liefern. Sie haben aber den großen Vorteil, die Zusammenhänge der wichtigsten Eingangsgrößen eines Prozesses in Form von Gleichungen wiederzugeben. Daraus lassen sich dann die „Stellschrauben“ zur Beeinflussung des Prozesses ableiten im Sinne einer Tendenzanalyse. Mit der Finite-Elemente-Methode lassen sich Leistungen und Kräfte – und auch weitere Größen wie Verschiebungen, Bahngeschwindigkeiten, Dehnungen, Spannungen und auch thermische Größen – weitgehend exakt ermitteln. Allerdings ist der Modellierungsaufwand und je nach Modellierung auch der Rechenaufwand erheblich. Da inzwischen sehr leistungsfähige Rechenprogramme existieren, die den Modellierungsaufwand mindern, und weil mit schnellen Rechnern auch der Rechenzeitaufwand begrenzt werden kann, wird die FEM in Entwicklungsabteilungen und in der Forschung zunehmend eingesetzt. Allerdings ist Voraussetzung für eine zuverlässige Rechnung, dass das Stoffverhalten des Werkstoffes und die Kontaktbedingungen zwischen Werkstoff und Werkzeug ausreichend genau modelliert werden.

B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_4, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

51

52

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

4.1â•…Empirische Modelle Der Werkstoff setzt dem Eindringen des Schneidkeils einen Widerstand entgegen, der durch Aufbringen einer Kraft, der Zerspankraft Fz, überwunden werden muss. Diese Zerspankraft steht im Allgemeinen schräg im Raum (Abb.€ 4.1). Sie wird zweckmäßig in einem rechtwinkligen Koordinatensystem zerlegt, das zwei Achsen in den Richtungen der Schnitt- und der Vorschubbewegung hat. Damit lassen sich die entsprechenden Kräfte und Leistungen unmittelbar den Bauteilen und Antrieben der Maschine zuordnen. In der aus Schnitt- und Vorschubvektor gebildeten Arbeitsebene liegt die Aktivkraft Fa, also die vektorielle Summe aus Schnittkraft Fc und Vorschubkraft Ff, 

(4.1)

F a = F c + F f

senkrecht dazu liegt die Passivkraft Fp und folglich gilt 

Fz = Fa + Fp .

(4.2)

Die Passivkraft trägt nicht zur Leistungsumsetzung bei, da in ihrer Richtung keine Bewegung zwischen Werkzeug und Werkstück stattfindet. Sie ist jedoch für die Abdrängung von Werkzeug und Werkstück je nach Steifigkeit der im Kraftfluss liegenden Bauteile und damit für Maß- und Formfehler wesentlich. Die für das Spanen erforderlichen Leistungen ergeben sich als Produkt aus den Geschwindigkeitskomponenten und den in ihrer Richtung wirkenden Komponenten der Zerspankraft. Damit erhält man die Leistungen zu:

ve η vc Werkstck vf

0

Fp

Ff

Fc Werkzeug

Abb.€4.1↜渀 Komponenten der Zerspankraft beim Drehen (nach DIN€6584)

Fz

Fa

Arbeitsebene

4.1 Empirische Modelle

53

Schnittleistung Schnittleistung : Pc = Fc · vc

Vorschubleistung: Vorschubleistung :  Üblicherweise gilt: woraus folgt

Pf = Ff · vf

Fc > Ff

und

(4.3) (4.4)

vc  vf

Pc  Pf

Zur Ermittlung der für die Zerspanung notwendigen Antriebsleistung einer Werkzeugmaschine sind daher die Schnittleistung und die Schnittkraft wichtig. Die Schnittkraft ist in der Regel größer als die Vorschubkraft. Da auch die Schnittgeschwindigkeit größer ist als die Vorschubgeschwindigkeit, ergibt sich durch Produktbildung eine für die Zerspanung notwendige Schnittleistung, die sogar deutlich oberhalb der Vorschubleistung liegt. Bei der Auslegung moderner Werkzeugmaschinen spielen allerdings die erforderlichen Schnitt- und Vorschubleistungen in der Regel eine untergeordnete Rolle. Die Anwender von Werkzeugmaschinen fordern geringe Nebenzeiten und damit kurze Beschleunigungszeiten der Antriebe. Die installierten Beschleunigungsleistungen liegen deshalb teilweise um ein Vielfaches über der allein für den Zerspanvorgang nach Gl. 4.3 und 4.4 ermittelten Leistungen Pc und Pf Üblicherweise wird die Schnittkraft auf den Spanungsquerschnitt A = apâ•›⋅â•›f bzw. bâ•›⋅â•›h bezogen und als spezifische Schnittkraft kc bezeichnet. Dann ist 

Fc = kc · A

(4.5)

Die Schnittkraft hängt von einer Vielzahl von Größen ab. Dazu gehören • • • • •

Die Werkstoffeigenschaften (Festigkeit, Formänderungsvermögen, Fließkurve), Die Schnittgeschwindigkeit, Die Form des Spanungsquerschnittes (Verhältnis ap/f bzw. b/h), Die Winkel des Schneidkeils und Die Kontaktbedingungen zwischen Werkstoff und Schneidkeil,

wobei durchaus Wechselwirkungen zwischen mehreren der genannten Einflüssen und der Kraft bestehen. Der allgemeine funktionale Zusammenhang zwischen der spezifischen Schnittkraft und den Einflussgrößen wird angeschrieben zu kc = kc0 · 0 (kc0 ; h; b; γ ; vc ; µ . . . ..)



(4.6)

Darin ist kc0 die spezifische Schnittkraft, die für festgelegte Bezugsgrößen der Einflussparameter h, b, γ, vc, µ etc. gilt. Ψ0 ist eine Funktion, die die Einflüsse dieser Einflussparameter und die Wechselwirkungen zwischen ihnen berücksichtigt. Ψ0 ist dimensionslos. Zum Trennen einer Volumeneinheit Vw ist die Schnittarbeit Wc zu verrichten. Die hierzu korrespondierende spezifische Schnittenergie ec ist 

ec =

Wc Pc Fc · vc kc · b · h · vc = = = = kc Vw Qw Qw b · h · vc

(4.7)

54

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

h

b

h

h

vf

b

b

vf κ = 0°

κ = 90°

vf

0 < κ < 90°

Abb.€4.2↜渀 Spanungsquerschnitt mit Spanungsgrößen

Wie aus dieser Gleichung hervorgeht, ist die spezifische Schnittkraft kc eine energetische Größe, was ihrer physikalischen Bedeutung korrekt entspricht; denn tatsächlich ist kc nicht eine auf den Spanungsquerschnitt wirkende Kraft, also eine Spannung, sondern eine Energie je Volumeneinheit oder eine Leistung je Volumenrate mit der Dimension J/mm3. kc hängt von der Form des Spanungsquerschnittes ab, der durch die Spanungsgrößen h und b oder die Schnittgrößen ap und f bzw. bei mehrschneidigen Werkzeugen ap und fz definiert ist. Dass der Einstellwinkel κ in Gl. 4.6 nicht explizit berücksichtigt wird, geht auf eine Überlegung von O.€Kienzle zurück [KIE54], die idealisierte plastomechanische Vorgänge beim Spanen mit geometrisch bestimmter Schneide zu Grunde legt. Abbildung€4.2 erläutere die Überlegung von O.€Kienzle: Sie legt nahe, dass die Spanungsbreite b in guter Näherung proportional in die Schnittleistung eingeht; denn das Formänderungsgeschehen vor dem Schneidkeil ändert sich mit Variation von b nicht, solange b >> h ist, d.h. solange Randeinflüsse der Spanbildung an der freien Oberfläche und am unverformten Werkstückmaterial vernachlässigt werden können. Danach ändert eine Verdoppelung der Spanungsbreite b an der spezifischen Energie nichts. So lässt sich die Spanungsbreite b als proportionale Einflussgröße einführen. Zugleich ist damit der Einfluss des Einstellwinkels berücksichtigt, wie Abb.€4.2 zeigt. Die Spanungsdicke h dagegen wirkt sich unmittelbar auf das Formänderungsgeschehen aus. Zum Beispiel ändert sich die Spanstauchung mit der Spanungsdicke. Linearität kann daher nicht unterstellt werden. Tatsächlich zeigen experimentelle Untersuchungen, dass der Faktor kc von der Spanungsbreite in guter Näherung unabhängig ist aber nichtlinear von der Spanungsdicke h abhängt, wie über einen weiten Bereich von h und für verschiedene spanende Verfahren Abb.€4.3 festzustellen ist (logarithmische Teilung der Achsen). Da die experimentellen Befunde im doppellogarithmischen Diagramm in guter Näherung – jedenfalls abschnittsweise einen Verfahrensbereich überdeckend – durch eine ausgleichende Gerade wiedergegeben werden können (Abb.€4.4), lässt sich eine Potenzfunktion anschreiben1: 1╇ Im doppellogarithmischen Diagramm gilt die Geradengleichung: lg kc − lg kc1.1 = mc (lg h − lg h0 ) und damit folgt nach Delogarithmieren Gl. 4.6

4.1 Empirische Modelle

55

2

spez. Energie kc bzw. Wc/Vw

Polieren MPa 105 6

Schleifen

4 Reiben

2

Drehen, Bohren und Fräsen

4

10 8 6 4 2

103 –6 10

10–5

10–4

10–3 10–2 Spanungsdicke h

10–1

1 mm

101

Abb.€4.3↜渀 Spezifische Schnittenergie und Spanungsdicke für Stahlwerkstoffe

3,16 Werkstückstoff : 20 MnCr 5 BG Schnittgeschw. : vc = 100 m.min–1 Schnitttiefe : ap = 3 mm Schneidstoff : Hartmetall P10

spezifische Energie kc

GPa

α

γ

λ

ε

κ

5°

6°

0°

90°

70°

2,0 kc

rε 0,8 mm

kc1.1 = 1510 MPa mc = 0,24

1,6 kc1.1

mc = -

1,25

lg(kc/kc1.1) lg(h/ho)

h 1,0 0,16

0,25

0,4

ho

0,63 Spanungsdicke h

Abb.€4.4↜渀 Spezifische Energie über der Spanungsdicke

1,0

mm

2,5

56

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen



kc0 = kc1.1 ·



h h0

−mc

(4.8)

worin h0 eine Bezugsgröße ist. kc1.1 ist der Hauptwert, –mc der Anstiegswert der spezifischen Schnittkraft. kc1.1 wird seit der Schreibweise von Kienzle zu h0€=€1€mm angegeben.2 Das hat allerdings zur Folge, dass kc1.1 in der Regel nicht direkt zur Leistungsberechnung durch Multiplikation mit der Volumenrate angesetzt werden kann; denn selbst bei Schruppvorgängen ist h meist erheblich kleiner als 1€ mm. Eine Umrechnung auf eine eher praxisgerechte Spanungsdicke erfolgt nach der Beziehung:  −mc h0  (4.9) kc1.x = kc1.1 · hx 1 −mc ) oder z. B. für hx = 0.5 mm kc1.0,5 = kc1.1 · ( 0.5 Für wichtige Werkstoffe sind die spezifischen Schnittenergien für die Bezugsgröße h€=€1€mm und der Anstiegswert –mc in Tab.€4.1 eingetragen [SAN05]. Nach Formulierung der spezifischen Energie durch die Kienzle-Gleichung lässt sich als Grundgleichung der Leistungsbestimmung für das Spanen anschreiben:  −mc h  (4.10) Pc = kc1.1 · · Qw ·  0 h0

Tab.€4.1↜渀 Spezifische Zerspankräfte für das Drehen (nach Dubbel)

2╇ Die Schreibweise kc1.1 wurde von Kienzle gewählt, weil dies der kc-Wert bei den Bezugsgrößen b€=€1€mm und h€=€1€mm ist.

4.1 Empirische Modelle

57

1,4 Stahl Ck45

1,3

Einflussgr|‰e ψγ

1,2 1,1

Gusseisen GGL

1,0 0,9 0,8

–10

°

–5 0 Spanwinkel γ

10

Abb.€4.5↜渀 Einfluss des Spanwinkels

Mit einem Produktansatz für Ψ0 werden weitere Größen erfasst: 

0 = ψγ · ψvc · ψµ · 1 (kc ; h; b; γ ; vc ; . . . ..)

(4.11)

Der Winkel am Schneidkeil, der das Verformungsgeschehen am stärksten beeinflusst, ist der Spanwinkel€ γ bzw.€ γr. Daraus ist zu schließen, dass auch der Leistungsbedarf vom Spanwinkel abhängt. Für die Stahl- und Gussbearbeitung wurde in Versuchen in guter Näherung eine lineare Abhängigkeit im praktisch üblichen Bereich des Spanwinkels festgestellt (Abb.€4.5). Für Stahl Ck 45 gilt in guter Näherung 

  γ ψγ = 1.09 − 0.09 · γ0

und für Gusseisen mit Lamellengraphit (GGL)   γ ψγ = 1.03 − 0.09 ·  γ0

mit γ0 = 6◦

mit

γ0 = 2◦

(4.12)

(4.13)

Aus dem Vergleich der Geraden in Abb.€4.5 kann man folgern, dass der Einfluss des Spanwinkels auf die spezifische Energie mit der Verformungsfähigkeit oder der Bruchdehnung wächst. Auch über den Einfluss der Schnittgeschwindigkeit vc liegen experimentelle Befunde vor. Die Arbeiten über das Hochgeschwindigkeitsspanen [BEN03] haben gezeigt, dass sich die Leistung bei hohen Schnittgeschwindigkeiten oberhalb einer Grenzgeschwindigkeit vcc (siehe dazu auch Abschn. 8) in erster Näherung propor-

58

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

Abb.€4.6↜渀 Schnittgeschwindigkeitseinfluss

ψυ

Einflusssgr|‰e ψυ

ψυ0

ψυ∞

vcc

vc

Schnittgeschwindigkeit

tional zur Schnittgeschwindigkeit verhält, das heißt, ψv ist konstant. Zu geringeren Schnittgeschwindigkeiten hin steigt ψv an. Bei vc€ =€0 wird ψv€=€ψv0 gesetzt. Eine vereinfachte Darstellung gibt Abb.€4.6 wieder. Daraus lässt sich eine Näherung für den Einfluss der Schnittgeschwindigkeit ableiten: 

für vc < vcc gilt:

ψv = (1 − α) · vc /vcc + α

mit der Überhöhung der spezifischen Energie: α =

(4.14)

ψv0 . ψv

 für vc ≥ vcc gilt:

ψv = 1

(4.15)

Die Kontaktbedingungen können sich z.€B. durch unterschiedliche Reibung ändern. Untersuchungen zeigen, dass der Einfluss des Kühlschmierstoffs (Emulsion oder Mineralöl) nicht groß ist und vernachlässigt werden kann. Anders ist das für Beschichtungen der Schneidkeile; denn durch sie kann sich der Reibwert gegenüber unbeschichtetem Hartmetalle µu deutlich ändern. Reibkontakt zwischen dem Werkstoff besteht an der Freifläche und an der Spanfläche. Eine Abschätzung des Reibeinflusses ergibt 

ψµ =

1 + (µ/µu ) · R 1+R

(4.16)

mit R = eγ/eΦ als dem Verhältnis der Reibenergie zur Umformenergie, µu als dem Reibwert ohne Beschichtung und µ als dem durch Beschichtung verringerten Reibwert (siehe auch Abschn. 7: Schneidstoffe). In der Literatur werden Verhältnisse R€=€0,15 bis 0,3 angegeben. Mit R€=€0,15 ist ψµ maximal. Der Einfluss auf die spezifische Leistung ist vergleichsweise gering. Er liegt in der Größenordnung von +/– 0,10.

4.1 Empirische Modelle

59

Die in Gl. 4.9 angeschriebene Formel kann näherungsweise nach den Faktoren ψγâ•›, ψv und ψµ abgebrochen werden. Das Residuum Ψ1 in Gl. 4.11 lässt sich in Anbetracht der mit den experimentellen Befunden ohnehin begrenzten Genauigkeit vernachlässigen. Nach Gl. 4.3 ist die Schnittkraft unmittelbar aus der Leistung zu berechnen. Es ist 

(4.17)

Fc = Pc /vc

Die Arbeiten von O. Kienzle hatten ursprünglich zum Ziel, die Schnittkraft und nicht die zum Spanen erforderliche Leistung zu ermitteln. kc wurde entsprechend Gl. 4.5 angeschrieben zu  und damit nach Gl. 4.8 

(4.18)

Fc = kc · b · h

Fc = kc1.1 · b · h0 ·



h h0

1−mc

· 0

(4.19)

Versuche zur Erfassung der Schnittkraft wurden von Kienzle und Victor mit Hilfe der in Abb.€4.7 abgebildeten Anordnung durchgeführt. Dabei wird das Drehmoment über Dehnmessstreifen aufgenommen, und daraus die Schnittkraft abgeleitet. Heute werden die Zerspankraftkomponenten meist piezoelektrisch aufgenommen.

Trägerscheibe 3 Schema

Dehnmessstreifen 6 Biegestab als Mitnehmerbolzen 4 Drehherz 5

Werkstück Bürste 8

Körnerspitze auf Wälzlagern 2 Schleifring 7 Biegestab als Mitnehmerbolzen 4

Drehherz 5

Anzeigegerät der Wheatstone'schen Brücke 9

Dehnmessstreifen 6

Abb.€4.7↜渀 Schnittmomenten-Messnabe (nach Kienzle und Victor)

60

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

Abb.€4.8↜渀 Piezoelektrische 3-Komponenten-Kraftmessung (nach Kistler)

Fx

Fz Fy

Fx Fy Fz

Piezoelektrische Materialien wie bestimmte Kristalle, z.€B. Quarz (SiO2) oder Keramiken, erzeugen bei mechanischer Belastung als Folge der elastischen Verformung Ladungen. Diese werden in geeigneten Verstärkern in Spannungssignale umgesetzt. Als Sensoren dienen häufig dünne Quarzkristallscheiben, die je nach ihrer kristallographischen Orientierung schub- oder drucksensitiv sind. Werden also drei entsprechend orientierte Scheiben aufeinander angeordnet und verspannt (um durch Reibung Schubkräfte und durch die Vorspannung auch Zugkräfte aufnehmen zu können), lassen sich mit einem derartigen Element Komponenten in 3 Raumrichtungen aufnehmen. Solche Pakete werden kompakt gebaut, weisen eine hohe Steifigkeit auf und haben damit auch eine hohe Eigenfrequenz, was für dynamische Untersuchungen wichtig ist. In Abb.€4.8 sind 2 Schubquarze über und unter einem Druckquarz angeordnet. Einer der Hersteller, die Kistler Instrumente AG, Winterthur/Schweiz gibt für seine Produkte einen Übersprechfehler von weniger als 1€% an [KIS09]. Durch geschicktes Zusammenschalten von 4 Paketen, wie in Abb.€ 4.9 zu sehen, gelingt es, 3 Kraftkomponenten und bis zu 3 Momente zu erfassen. Dabei wird jedenfalls bei der gezeigten Bauart erreicht, dass die Kräfte im Raum weitgehend unabhängig von der Lage ihrer Wirkungslinie erfasst werden können, was den Mess- und Auswerteaufwand erheblich verringert. Das Zusammenschalten der 4 Pakete S1 bis S4, in denen jeweils 3 Kraftkomponenten Fx, Fy und Fz gemessen werden, ergeben die globalen Größen wie folgt [KIS09] 

Fx = Fx1+2 + Fx3+4

(4.20)



Fy = Fy1+4 + Fy2+3

(4.21)



Fz = Fz1 + Fz2 + Fz3 + Fz4 .

(4.22)

4.2 Modellierung der Vorschub- und Passivkraft

Sensor 4

Sensor 1

Fx

a

Fz

Fx1+2 Fx3+4 Fy1+4 Fy2+3 Fz1 Fz2 Fz3 Fz4

Mz Mz

My

a

Sensor 3

b

61

Sensor 2

b

Abb.€4.9↜渀 Dreikomponenten Schnittkraftmesser (nach Kistler)



Mx = b × (Fz1 + Fz2 − Fz3 − Fz4 )

(4.23)



My = a × (−Fz1 + Fz2 + Fz3 − Fz4 )

(4.24)



Mz = b × (−Fx1+2 + Fx3+4 ) + a × (Fy1+4 − Fy2+3 )

(4.25)

Die Rechnungen lassen sich analog in einem Summier-Rechner oder in einem Digitalrechner ausführen. Kistler gibt an, dass für eine genaue Momentenmessung eine Kalibrierung notwendig ist [KIS09].

4.2â•…Modellierung der Vorschub- und Passivkraft Die beiden übrigen Komponenten der Zerspankraft sind zur Auslegung von Maschinenbaugruppen und aus Genauigkeitsgründen von Interesse. Für die Bemessung von Vorschubantrieben kann die Vorschubkraft Ff gefragt sein, obwohl in modernen automatisierten Maschinen meist die notwendigen Beschleunigungen

62

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

die vom Prozess herrührenden Vorschubkräfte weit überwiegen. Die Passivkraft Fp geht – lineares Systemverhalten vorausgesetzt – proportional in die elastische Abdrängung von Werkzeug und Werkstück ein und bestimmt damit Maß- und Formfehler. Während z.€B. beim Drehen aus der i.€Allg. größeren Schnittkraft Fehler 2.€Ordnung folgen 

2 d = · d



Fc cy

d = 2 ·

Fp cx

2

(4.26)

bewirkt die Passivkraft Fehler 1.€Ordnung 

(4.27)

Die Drangkraft Fd ist die vektorielle Summe aus Passiv- und Vorschubkraft 

→ Fd

→

→

= Ff + F p .

(4.28)

Bei üblichen Einstellbedingungen (h<
Ff = Fd · sin κ

(4.29)



Fp = Fd · cos κ

(4.30)



Ff = tan κ. Fp

(4.31)

Als Richtwert zur Abschätzung der Drangkraft gilt 

Fd ≈ 0.7 · Fc (h  b).

(4.32)

In Anlehnung an die Modellierung der Schnittkraft Fc lassen sich auch Potenzansätze für die Vorschub- und Passivkraft angeben, wobei allerdings auch hier unterstellt wird, dass die Spanungsbreite proportional in die Passiv- und Vorschubkraft eingehen, was hier weniger zutrifft als für die Schnittkraft.  1−mf h Ff = kf1.1 · b · h0 ·  (4.33) h0 

Ff = kf1.1 · b · h0 ·



h h0

1−mf

(4.34)

Die Haupt- und Anstiegswerte der spezifischen Vorschub- und Passivkräfte für einige wichtige Metalle sind in Tab.€4.1 enthalten.

4.3 Oberflächenkräfte am Schneidkeil

63

Wie in Abschn.€ 4.1 erläutert, lassen sich auch hier andere Bezugsgrößen als h0€=€1€mm und b0€=€1€mm einführen. Es gelten dann entsprechende Beziehungen wie in Gl.€4.8.

4.3â•…Oberflächenkräfte am Schneidkeil Mit den gezeigten Messanordnungen können die Zerspankräfte nur integral aufgenommen werden. Die Messungen geben keinen Hinweis auf die Oberflächenkräfte, d.h. auf die Verteilung der Kräfte über die Kontaktflächen. Zum einen wird jedoch tatsächlich die Zerspankraft sowohl über die Spanfläche als auch die Freifläche eingeleitet, zum anderen sind die Kräfte flächenmäßig verteilt. Abbildung€4.10 gibt eine Aufteilung auf Span- und Freifläche wieder, wobei quasi-orthogonales Spanen vorausgesetzt ist. Zur Messung der Oberflächenkräfte werden folgende Methoden eingesetzt: • Spannungsoptik (Schneidkeil aus aktivem Material), • Variation der Kontaktflächen, • Geteilte Schneidkeile. Der Literatur [ZOD67, KAT57, UST60] lassen sich die in Abb.€4.11 dargestellten charakteristischen Verteilungen auf der Spanfläche für das Orthogonaleinstechdrehen entnehmen.

z

Fc

x Fp y

KL

VB KL

VB

Fc = ∫ bσγy dx + ∫ bταy dy 0 0

Schneidkeil Breite b

α VB

KL

σγ y

Fp = ∫ bσαx dy + ∫ bτγx dx 0 0

τγ x σαx

ταy Kontaktflächen: KL : Kontaktlänge auf Spanfläche VB : Kontaktlänge auf Freifläche b : Breite des Keils

Abb.€4.10↜渀 Oberflächenkräfte am Schneidkeil

α

Schneidkeil Breite b

64

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

Normal - u. Schubspannung σγ, τγ

nach Zorev (Rechnung)

nach Kattwinkel nach Usui und Takeyama (Spannungsoptische Messungen an Blei)

σγ

σγ σγ

KL

τγ

KL

KL

τγ

τγ Werkzeug

Werkzeug

α+γ

Werkzeug

α+γ

α+γ

extrapoliert KL : Kontaktlänge

Abb.€4.11↜渀 Spannungsverteilungen auf der Spanfläche [ZIE95]

Ziebeil nutzt einen geteilten Schneidkeil, so dass Kraftanteile auf der Spanfläche bei unterschiedlich langen Kontakten KL im Orthogonalschnitt aufgenommen werden können [ZIE95]. Dabei wird vorausgesetzt, dass die Schnittkraft nur über die Spanfläche eingeleitet wird. Kraftanteile in Schnittkraftrichtung an der Freifläche werden vernachlässigt. Abbildung€4.12 zeigt den Normalspannungsverlauf bei unterschiedlichen Schnittgeschwindigkeiten für eine Aluminiumlegierung. Eine Abschätzung der Kraftanteile auf Span- und Freifläche kann alternativ zu diesen aufwändigen Messungen eine einfache Betrachtung diskreter Kräfte leisten

1000 Schnittbedingungen:

vc = 800 m/min

γ = – 6° Werkstoff : Al Cu Mg Pd Schneidstoff : Al2O3/ZrO2 f = 2 mm α = 6°

Normalspannung

MPa

600

400 vc = 200 m/min

200

vc = 100 m/min

vc = 400 m/min 00

0,2

0,4

0,6 Kontaktlänge KL

Abb.€4.12↜渀 Normalspannungen auf der Spanfläche [ZIE95]

0,8

mm

1,2

4.3 Oberflächenkräfte am Schneidkeil

65

Abb.€4.13↜渀 Diskrete Kraftanteile auf der Span- und Freifläche

FγN Fγ T FαN

FαT

(Abb.€4.13). Vorausgesetzt wird ein bekanntes Reibgesetz, z.€B. das Coulombsche Gesetz, das an Frei- und Spanfläche gleichermaßen gilt. 

FαT = µ · FαN

(4.35)

Fγ T = µ · Fγ N  Aus der Kräftesumme folgt weiterhin

(4.36)



Fγ N + FαT = Fc

(4.37)

(4.38) FαN + Fγ T = Fd  Damit lassen sich aus gemessenen Kräften Fc und Fd die Normallkraftanteile auf die Span- und Freiflächen bestimmen: 

Fγ N =

1 × (Fc − µ × Fd ) 1 − µ2

(4.39)

FαN =

1 × (Fd − µ × Fc ) 1 − µ2

(4.40)

und 

Die Tangentialanteile ergeben sich nach Coulomb durch Einsetzen in Gl. 4.35 und 4.36. Beispiel: Für einen Schrupp-Schlichtdrehprozess seien folgende Zahlenwerte angenommen: µ = 0.3

und

Dann ergeben sich folgende Kraftanteile:

Fd = 0.7 Fc

FγN€=€0.9 Fc,â•… FαN€=€0.33 Fcâ•… oderâ•… FαN€=€0.56 Fd, FγT€=€0.27 Fcâ•… oderâ•… FγT€= Fdâ•… undâ•… FαT€=€0.1 Fc

66

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

Diese Zahlenwerte stimmen in guter Näherung mit den von Denkena [DEN92, SPA67] angegebenen überein.

4.4â•…Analytische Ansätze aus der Plastomechanik Die Theorie der Plastomechanik führt die Kraft- und Leistungsbestimmung auf werkstoffkundliche Grundgrößen und die allgemeine Beschreibung des Stoffverhaltens bei bildsamer Formgebung zurück. Die elementare Theorie, für die hier zwei Beispiele gegeben werden, verwendet stark vereinfachende Modelle der Kinematik (Verschiebungen und Formänderungen) und der Kinetik (Spannungen und Kraftwirkungen). Diese Ansätze gewinnen ihren Wert weniger dadurch, dass sie Kräfte und Leistungen exakt beschreiben können, sondern vielmehr dadurch, dass sie wichtige Eingangs- und Prozessgrößen in ihrer gegenseitigen Abhängigkeit darstellen.

4.4.1  Theorie nach Ernst und Merchant Ernst und Merchant [ERN41] nehmen für ihre Theorie an, dass • Orthogonales Spanen, d.h. ebene Formänderung vorliegt, • Die Zerspankraft senkrecht zur Arbeitsebene linienförmig in den Schneidkeil eingeführt wird, • Coulombsche Reibung besteht, • Die Formänderung allein in der Scherebene stattfindet (Scherebenenmodell) und • Der Spannungszustand über der Scherebene konstant ist. In Abb.€4.14 ist die zwischen Werkzeug und Werkstück wirkende Zerspankraft in drei Systemen auf rechtwinklig zueinander stehende Komponenten (Thaleskreis über Fz) zerlegt. Aus den eingetragenen Kräften lässt sich die Schubspannung in der Scherebene τφ berechnen: 

τφ =

Fz · cos (φ + ρ − γ ) · sin φ b·h

(4.41)

Die Scherebene liegt dort, wo die Schubspannung τφ maximal ist. Der zugehörige Scherwinkel€φ ergibt sich durch Nullsetzen der ersten Ableitung der Funktion τφ€(φ) 

dτφ =0 dφ

(4.42)

cos (φ + ρ − γ + φ) = 0

(4.43)

nach einiger Umformung zu 

4.4 Analytische Ansätze aus der Plastomechanik

67

Span Scherebene

h´

h

Schneidkeil

FTφ

FNφ

γ

vc φ

Fc ϑ Fp

η

α

ρ–γ

ρ

Fz FTγ

Werkstück

FNγ

Abb.€4.14↜渀 Kräftegeometrie beim Orthogonalschnitt

wobei nur Werte für φ < 90ˆsinnvoll sind. Folglich gilt die Scherwinkelbeziehung nach Ernst und Merchant 

φ=

π ρ γ − + . 4 2 2

(4.44)

4.4.2  Theorie nach Hucks Auch die Theorie von Hucks gibt die Voraussetzungen Orthogonalschnitt, Scherebenenmodell, Coulombsche Reibung (Reibwert µ) und konstante Schubspannung in der Scherebene vor [HUC54]. Weiter gilt, dass der Span frei über der Spanfläche abfließt, d.h. die Normalspannung auf der Spanfläche verschwindet (σTγ€=€0). Die Ableitung der Scherwinkelbeziehung nach Hucks erfolgt nach Abb.€4.15. Aus dem Mohrschen Spannungskreis folgt 

tan ω =

2τy = 2µ σNy

(4.45)

und aus dem Richtungsfeld 

π π =φ+ +ω−γ 2 4

(4.46)

68

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen γ

σTγ τγ

Spannungszustand in der Scherebene

τγ

σNγ

τγ

σNγ

τγ

σTγ

τmax τTγ 2ω σ3

Scherebene

α

π 4

φ

vc

ω

1

γ

π 4 Richtungsfeld

3

σTγ σ

σNγ

1;3: Hauptnormalspannungsebene

σ1 Mohrscher Spannungskreis

Abb.€4.15↜渀 Scherwinkelbeziehung nach Hucks

Es ergibt sich schließlich folgende Gleichung π 1 (4.47) + γ − arctan 2 µ 4 2 Abbildung€4.16 stellt die Scherwinkelbeziehungen nach Ernst und Merchant sowie Hucks graphisch dar. Darüber hinaus sind ca.€20 weitere Scherwinkelbeziehungen bekannt, deren allgemeine Form sich wie folgt angeben lässt:



φ =



(4.48)

φ = f (ρ, γ , ...) 70 Ernst und Merchant γ ρ Φ=π + – 4 2 2

Grad

Scherwinkel Φ

50 Hucks Φ = π + γ – 1 arctan(2 µ) 4 2

40 30 20 Lee und Shaffer / Krystof

10 0 –20

Φ=π +γ –ρ 4

–10

0

10 20 30 Winkeldifferenz ρ – γ

Abb.€4.16↜渀 Gegenüberstellung von Scherwinkelbeziehungen

40

Grad

60

4.4 Analytische Ansätze aus der Plastomechanik

69

Mit dem Scherwinkel lässt sich der schubverformte Querschnitt Aφ€ =€ b€ ⋅€ h/sinφ bestimmen. Mit der Scherspannung τφ€=€τmax ergibt sich daraus die Scherkraft FTφ und mit den bekannten Winkeln€φ und ρ die Zerspankraft und ihre Komponenten. Die Scherspannung lässt sich aus plastomechanischen Grundversuchen gewinnen [DOE86, ELM04].

4.4.3  Fließkurven und Stoffgesetze Die Spannungen, die erreicht werden müssen, damit der Werkstoff sich plastisch verformt oder fließt, werden meist experimentell in einachsigen Grundversuchen, im Zug- oder Druckversuch, seltener im Torsionsversuch oder auch in dem Spanen technologisch näher liegenden Experimenten [ALS01] ermittelt. Die wichtigsten Einflussgrößen auf die Formänderungsfestigkeit sind die Temperatur, die Formänderung (Dehnung, Stauchung oder Schub) und die Formänderungsgeschwindigkeit. Während in der Umformtechnik wie z.€B. beim Schmieden, Fließpressen oder Tiefziehen meist mit quasistationären Formänderungsgeschwindigkeiten bis φ□€=€50€s–1 gearbeitet wird, treten beim Spanen Formänderungsgeschwindigkeiten bis zu 104€s–1 und beim Hochgeschwindigkeitsspanen bis 106€s–1 auf. Daher lassen sich Fließkurven, die für umformtechnische Analysen bestimmt wurden, nicht auf das Spanen übertragen. Fließkurven für hohe Geschwindigkeiten findet man inzwischen in der Literatur [z.€B. TÖH05]. Für Kohlenstoffstahl CK45N sind beispielhaft Fließkurven bis zu φ□€=€5.000€s–1, φmax€=€0.7 und θmax€=€1.000€°C dargestellt. Abbildung€4.17 zeigt den Einfluss von Temperatur und Formänderungsgeschwindigkeit 1000 Ck45N ϕ = 0,1 Formänderungsfestigkeit

MPa •

ϕ = 700–1000 s–1 600 ϕ• = 0,1 s–1 400

200

0

0

200

400

600 Temperatur

°C

1000

Abb.€4.17↜渀 Formänderungsfestigkeit, Temperatur und Formänderungs-geschwindigkeit

70

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen 1000 300 °C

Formlnderungsfestigkeit kf

MPa

600

900 °C

400 Ck45N ϕ• = 5000 s–1

200

0

0

0,4

1,2

0,8

–

1,8

Formlnderung ϕ

Abb.€4.18↜渀 Formänderungsfestigkeit, Temperatur und Formänderung

auf die Formänderungsfestigkeit. Als Folge der dynamischen Verfestigung (dynamische Reckalterung) steigt die Formänderungsfestigkeit bei diesem Werkstoff im Bereich von 250 bis 400€°C deutlich an. Abbildung€ 4.18 gibt die Formänderungsfestigkeit in Abhängigkeit von der Formänderung bei einer Temperatur von 300€°C und 900€°C für eine Formänderungsgeschwindigkeit von 5.000€ s–1 wieder. Wie zu erwarten liegt die Formänderungsfestigkeit bei 900 °C niedriger als bei 300€°C. Sie fällt mit zunehmender Formänderung ab, weil wegen annähernd adiabater Umformung die Temperatur in der Umformzone steigt. Für numerische Rechnungen werden die Zusammenhänge von Formänderungsfestigkeit, Formänderungsgeschwindigkeit, Formänderung und Temperatur in komplexen Funktionen dargestellt, was wegen der Wechselwirkungen zwischen den Größen und dem unregelmäßigen Verlauf der Funktionen nicht trivial ist. Solche Funktionen heißen Stoffgesetze oder Fließgesetze. In den kommerziellen Programmsystemen zur numerischen Rechnung plastischer Vorgänge wie MARC oder Deform sind häufig solche Stoffgesetze bereits implementiert. Meist wird das Stoffgesetz von Johnson/Cook genutzt, nicht zuletzt wegen seiner Einfachheit [JOC85]. In [ELM04] sind Stoffgesetze für das Spanen mit hohen Geschwindigkeiten für Stähle, Titan und eine Aluminiumlegierung formuliert. In den Fließkurven bzw. Stoffgesetzen wird die Fließspannung oder Formänderungsfestigkeit kf angegeben, also die Fließgrenze bei einachsigem Spannungszustand. Mit Hilfe eines Fließkriteriums lassen sich mehrachsige Normalspannungszustände oder Schubspannungen in die einachsige Vergleichsspannung kf übertragen. Aus einer Energiebetrachtung ergibt sich daraus auch die Umrechnung von Formänderungen. Nach dem Fließkriterium von Tresca (Schubspannungshypothese) gilt: 

τmax =

1 kf 2

(4.49)

4.5 Numerische Theorie

71

1 (4.50) γS 2 und nach dem Fließkriterium von v. Mises (Gestaltenergieänderungshypothese):



ϕ=

 

1 τmax = √ kf 3

(4.51)

1 ϕ = √ γS 3

(4.52)

Damit lassen sich dann die nach den in Abschn. 4.4.1 angeschriebenen Kräfte FTφ, Fz und Fc für den Orthogonalschnitt ermitteln. Die Tangentialkraft in der Scherebene FTφ ist somit b·h (4.53) FTφ = τmax · .  sin φ Aus den Kräfteplänen in Abb.€4.13 folgen 

Fz = FTφ ·

und

1 cos (φ + ρ − γ )

Fc = Fz · sin 2φ.



(4.54) (4.55)

4.5â•…Numerische Theorie Mit der später in Abschn.€A vorgestellten Methode der Finiten Elemente lassen sich Spannungen, Kräfte und Temperaturen während des Spanens berechnen. Wegen des numerischen Ansatzes können dabei komplexe Stoffgesetze berücksichtigt werden, worauf in Abschn. 4.4 bereits hingewiesen wurde. Beispielhaft seien hier zwei Stoffgesetze angeführt. Der Ansatz von Johnson/Cook enthält bereits einen dynamischen Anteil  

kf (ε, ε˙ , ϑ) = (A + Bε n ) · (1 + C · ln(˙ε /˙ε0 )) · (1 − (ϑ ∗ )m ) mit ϑ ∗ =

ϑ − ϑ0 . ϑm − ϑ0

(4.56) (4.57)

Die fünf Parameter sind werkstoffspezifisch und werden aus Fließkurvenscharen bestimmt. ε und ε˙ stehen für plastische Dehnungen und Dehngeschwindigkeiten. ε˙ 0 ist eine Bezugsformänderungsgeschwindigkeit. Sie wird zu ε˙ 0€=€1s–1 gewählt. ϑ* ist die bezogene Temperatur mit ϑ0€ =€ 293€ K als Referenztemperatur und ϑm als Schmelztemperatur des Werkstoffs. Für Stahl Ck45N wird angegeben A€=€500€MPa, B€=€693€MPa, C€=€0,0114, n€=€0,36, m€=€1 und ϑm€=€1808€K [JOC83].

72

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

Ähnlich aufgebaut ist das Stoffgesetz von El-Magd [ELM04]. Es eignet sich für die numerische Behandlung spanender Prozesse deshalb besonders, weil es große Bereiche der Formänderungsgeschwindigkeit, der Formänderung und der Temperatur überstreicht. Wie oben erwähnt, treten beim Spanen anders als bei den meisten makroskopischen Umformvorgängen wie beim Walzen, Ziehen, Schneiden oder Tiefziehen um zwei bis drei Zehnerpotenzen größere Formänderungsgeschwindigkeiten auf. Die Formänderungen liegen in der gleichen Größenordnung und der Temperaturbereich, den ein Stoffteilchen während der Spanbildung durchläuft, reicht von Raumtemperatur bis zu 500€°C oder unter besonderen Bedingungen sogar bis zur Schmelztemperatur. Auch bei numerischen Rechnungen nach der FEM wird im Allgemeinen von einem Kontinuum ausgegangen, das sich isotrop verhält und das jedenfalls zu Beginn der Formänderung homogen ist. Auch Volumenkonstanz kann wegen der großen plastischen Formänderung vorausgesetzt werden. Das Stoffgesetz macht die Fließspannung kf von der Formänderung ε, der Formänderungsgeschwindigkeit ε˙ und der Temperatur€ϑ abhängig. Bei El-Magd setzt es sich multiplikativ aus einem isothermen Teil σiso und einem Faktor Ψ€(ϑ), der den mit Formänderungsgeschwindigkeit steigenden adiabaten Anteil berücksichtigt, zusammen 

kf (ε, ε˙ , ϑ) = σiso (ε, ε˙ , ϑ0 ) ·  (ϑ).

(4.58)

Die isotherme Fließspannung muss für eine Bezugstemperatur angegeben werden. Häufig wird ϑ0€=€273€K gesetzt. Dann wird aufgrund umfangreicher experimenteller Untersuchung angenähert 

σiso (ε, ε˙ ) = K · εn · ε˙ m + ηε˙ .

(4.59)

Darin stecken der Festigkeitsparameter K [MPa] für die Festigkeit des Werkstoffs und die Exponenten n und m für die Verfestigung mit der Formänderung bzw. mit der Formänderungsgeschwindigkeit. η [MPa⋅s] ist ein Viskositätsparameter, der den Hauptteil des Geschwindigkeitseinflusses ausmacht. Durch die schnelle Umformung in der Spanbildungszone wird die dem Prozess zugeführte Energie, die wie vorn bereits erläutert wurde, fast vollständig in Wärme umgesetzt wird, auf die Spanbildungszone konzentriert, die Umformung ist nahezu adiabat – und zwar umso mehr, je größer die Schnittgeschwindigkeit und je geringer die Temperaturleitfähigkeit des Werkstoffes ist. Die Umformung ist mehr oder weniger weit vom isothermen Fall entfernt. Dies kann nach El-Magd durch die Temperaturfunktion Ψ(ϑ) berücksichtigt werden 

    ϑ ϑ µ ψ(ϑ) = exp − . + Ax exp − ϑ1 ϑ2

(4.60)

In dem Exponentialansatz sind zwei Bezugstemperaturen ϑ1€[K] und ϑ2€[K] sowie die dimensionslosen Größen Gewichtungsfaktor Ax und der Exponent µ enthalten. Diese Parameter müssen für jeden Werkstoff aus Versuchen gewonnen werden. Für

4.5 Numerische Theorie

73

eine große Zahl von Werkstoffen sind sie tabelliert [ELM04]. Dabei ist einzuräumen, dass insgesamt acht Parameter in dem hier angeschriebenen Stoffgesetz Aufwand bedeuten, der aber durch den breiten Gültigkeitsbereich gerechtfertigt werden kann. Die Parameter für Stahl Ck45N sind K€ =€ 1341€ MPa, n€ =€ 0,17, m€ =€ 0,01, η€=€0,0242€MPa⋅s, ϑ1€=€1300€K, ϑ2€=€700€K, Ax€=€0,33 und µÂ€=€7. In Abb.€4.16 sind Fließkurven dargestellt, die von El-Magd aufgenommen wurden. Daten für die Modelle von Johnson/Cook und El-Magd werden in Stauch- oder Scherversuchen ermittelt. Einen interessanten Ansatz zur Fließkurvenermittlung wählt Altan. Er lässt sich von der Überlegung leiten, sich mit der Datenaufnahme möglichst nahe an den Prozess anzulehnen, für den die Daten auch nachher benötigt werden. Er verzichtet daher auf die klassischen werkstoffkundlichen Grundversuche und wählt einen Umfangsfräsprozess, mit dem er in einer Rückwärtssimulation aus gemessenen Zerspankraftkomponenten auf die Parameter eines Stoffgesetzes schließt. Von einem Ansatz des Stoffgesetzes nach Johnson/Cook ausgehend 

(4.61)

k¯ f = (A + Bεn ) (1 + Cln˙ε ) (D − Eϑ xm )

Punkt Xn

Knoten K konstante Spannung

Werkzeug Punkt X0 Y

Knotenkräfte entlang des Pfades X

X

Pfad X Kräfte in X-Richtung

Punkt X0

Werkstück Kräfte in Y-Richtung

Punkt Xn

Pfad X0...n

Abb.€4.19↜渀 Kräfte in der FE-Simulation

Zeit t

Kräfte auf einen Knoten K

Vergleichsspannung nach von Mises bei Inkrement 82

Krafte auf das Werkzeug in X –Richtung

werden die Startwerte (A0, B0, C0, D0, E0, m0 und n0) bestimmt. Dabei wird kf mit dem Algorithmus von Oxley aus den gemessenen Kräften bestimmt [OXL89]. Das Verfahren wird iterativ wiederholt, bis gemessene und aufgrund des Modells errechnete Kräfte ausreichend genau übereinstimmen [ALS01]. Mit Hilfe der Stoffgesetze lassen sich über die FEM Kräfte und Spannungen in der Spanbildungszone ermitteln. Abbildung€4.19 zeigt ein Beispiel. Im Teilbild links oben sind die Vergleichsspannungen nach von Mises in einem Moment der Spanbil-

Kräfte in Y-Richtung

Kräfte in X-Richtung

Zeit t

74

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

dung dargestellt. Die durchgezogenen Linien zeigen Knoten, in denen gleiche Spannungen wirken. Rechts oben sind die Kräfte in Schnittrichtung über der Zeit bzw. über den Schnittweg nach Eindringen des Schneidkeils dargestellt. Im Teilbild rechts unten wird nur die Kraft an einem Knoten über der Zeit abgebildet (am Knoten K, s. links oben). Schließlich sind links unten die Kraftkomponenten in Schnittrichtung (x) und normal dazu (y) entlang dem Knotenpfad x0€→€xn aufgetragen.

4.6â•…Leistungen, Momente und Kräfte beim Bohren Die beim Bohren aufzubringende Leistung ist Folge von Scher- oder Umformvorgängen und von Reibung. Wie in Abschn.€ 1.5 beschrieben wurde, trennen beim Bohren ins Volle (mit einem zweischneidigen Spiralbohrer) zwei Haupt- und zwei Querschneiden je einen Span ab, wobei der Werkstoff unterschiedlich umgeformt wird. Vor den Hauptschneiden bilden sich Späne dem Drehen vergleichbar, allerdings entlang der Schneide mit unterschiedlicher Schnittgeschwindigkeit und unterschiedlichen Spanwinkeln. Die Querschneiden haben stark negative Spanwinkel (Abb.€1.13 und 1.14). Bis zur Mitte des Bohrers fällt die Schnittgeschwindigkeit auf null ab und der als Span getrennte Werkstoff muss zusätzlich zu seiner Bewegung normal zur Schneide eine Querverschiebung erfahren, um aus dem Bereich des Bohrerkerns in den Raum der Spannut zu gelangen. Diese Scher- und Quetschvorgänge sind eher einem Fließpressvorgang als der freien Spanbildung beim Drehen ähnlich. Die Spanbildung und Spanverschiebung erfolgt hier unter hohem hydrostatischem Druck vor den Schneiden. Reibvorgänge treten – wie beim Drehen – auf den Span- und Freiflächen auf. Zusätzlich reiben die Fasen der Nebenfreiflächen an der Bohrungswand und die von Quer- und Hauptschneiden gebildeten Späne in den Spannuten und an der Bohrungswand. Daraus folgt, dass die Kräfte und Momente beim Bohren über der Bohrtiefe nicht konstant sind, sondern ansteigen und zwar zunächst beim Eindringen der Bohrerspitze annähernd proportional zum Bohrweg und dann mit geringerer Steigung der zunehmenden Reibung entsprechend. Die Anteile, die Haupt- und Querschneide durch Scher- und Reibvorgänge zu Leistungen, Kräften und Momenten beitragen, lassen sich näherungsweise nach dem Dekompositionsprinzip ermitteln. Dazu wird der Bohrvorgang in Teile aufgelöst (Abb.€4.20). Beim „freien Bohren“ (B) wird ein rohrförmiges Werkstück mit einem Außenradius geringer als dem Bohrradius und einem Innenradius größer als der Kerndurchmesser des Bohrers bearbeitet. Nur die Hauptschneiden spanen. Die Späne können frei abfließen. Die aufzubringende Schnittleistung, die Momente und die Kräfte in Schnitt- und Vorschubrichtung entsprechen in guter Näherung dem Drehen (A). Auf die für diesen Fall geltende Schnittleistung Pch lässt sich die Grundgleichung nach Gl. 4.8 anwenden.  −mc h  (4.62) Pch = kc1.1 · · Qv ·  0 h0

4.6 Leistungen, Momente und Kräfte beim Bohren

a

75

b h

h

b

b

O nw

nw

Orthogonales Drehen

Bohren ohne Führungsfaseneinfluss

c

d Reibung durch die Späne

Spanen und Umformen an der Querschneide

Reibung durch die Führungsfase Aufbohren

Bohren ins Volle

Abb.€4.20↜渀 Dekompositionsprinzip

Beim Aufbohren (C) können die Späne nicht mehr frei abfließen. Es kommen Reibkräfte hinzu. Ein Vergleich mit dem Bohren ins Volle lässt schließlich den Einfluss der Querschneiden erkennen (D). Daraus ergibt sich ein zusätzlicher Schnittleistungsanteil von der Wirkung der Querschneide Pcq, so dass gilt 

Pc = Pcq + Pch

(4.63)

1 · Mch tc

(4.64)

Diese Dekomposition setzt allerdings Unabhängigkeit der Teilvorgänge voraus, was streng nicht gegeben ist; denn z.€B. tragen die von den Querschneiden erzeugten Späne zur Spanreibung bei. Die Leistungsanteile lassen sich in Versuchen entsprechend Abb.€4.20 über gemessene Momente bestimmen. Das Moment aus dem Eingriff der Hauptschneiden sei Mch, aus der Querschneide Mcq und das Verhältnis beider sei tc€=€Mch/Mcq. Aus Messungen beim Bohren von Stahl C€45 ergibt sich ein Momentenverhältnis von ungefähr tc€=€11 d. h. der Querschneidenanteil am Schnittmoment und an der Schnittleistung ist gering. Mit Mcq =

 ist die Gesamtleistung

  1 · Pch Pc = 1 + tc

und 

1 Pch = 1 + tc 



· kc1.1 ·

mit h = ½ f sin σ/2 (f = Bohrervorschub)



h h0

−mc

· Qv · 0

(4.65)

76 Kräfte

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen Fc2

Vollbohren ω

Fp1

Fp2

Aufbohren Werkzeug Werkstück

d0

Fc1

d0 ap

ap

2rc

vc

vc

vf

fz κ

Fp2 Ff1 Ff2 2rc

vf

fz b

Fp1

ω

h

b

h κ

κ

κ

di

σ rc = 1 (ra + ri) 2

σ rc = 0,41.ra*) * ) aus Versuchen an Stahl Ck45

Abb.€4.21↜渀 Spanungsgeometrie und Zerspankräfte beim Bohren

Abbildung€4.21 zeigt die Bohrerspitze und die an ihr angreifenden Kräfte, die hier als diskret wirkend angesetzt werden. Die Kräfte werden als Oberflächenkräfte über die Kontaktflächen eingeleitet, d.h. als Normal- und Schubspannungen. Für die folgende Betrachtung werden diese Spannungen zu längenbezogenen Streckenlasten zusammengefasst. In Abb.€4.22 sind diese Streckenlasten, für die in eine Ebene geklappten Quer- und Hauptschneiden, aus Schnitt- pc und Vorschubstreckenlast pf schematisch dargestellt. Die geringe Radiusabhängigkeit der bezogenen Schnitt-

Querschneide 0 rq

Hauptschneide ra

pch Streckenlast aus Schnittkraft

pcq pc 0

rq

ra

pf

pfh Streckenlast aus Vorschubkraft pfq

Abb.€4.22↜渀 Belastung von Haupt- und Querschneide

pf

pc

4.6 Leistungen, Momente und Kräfte beim Bohren

77

kraft lässt zu, dass mit abschnittsweiser konstanter Streckenlast gerechnet werden kann. Es gilt folglich für das Bohrmoment 

Mc = 2 ·

rq 0

pcq · rdr + 2 ·

ra

rq

pch · rdr

(4.66)

Es wird ein Lastverhältnisses sc€=€pcq/pch und ein Radiusverhältnis q€=€rq/ra eingeführt. Für Spiralbohrer des Typs N im Durchmesserbereich von 5€mm bis 20€mm ist ein Radiusverhältnis von q€=€0,19 üblich. 

Mc = pch · ra2 · (1 − q2 + sc · q2 )

(4.67)

oder das Verhältnis der einzelnen Momentenanteile 

Mch pch · (1 − q2 ) = Mcq pcq · q2

tc =

(4.68)

woraus sich das Lastverhältnis bestimmen lässt sc =



(1 − q2 ) 1 · q2 tc

(4.69)

oder in Zahlen für Stahl C45 sc = 2.4 Für die Schnittkraft je Schneide ergibt sich 

Fc =

rq 0

pcq dr +

ra

pch dr.

(4.70)

rq

und mit sc und q ist 

Fc = pch · ra (1 − q + sc · q)

(4.71)

Mit Mc und Fc lässt sich für das Bohren ins Volle der wirksame Radius rc, an dem die diskret angenommene Schnittkraft angreift, errechnen. 

rc =

Mc 1 + q 2 · (sc − 1) = 2 · Fc 2 · [1 + q(sc − 1)]

(4.72)

Damit folgt in Zahlen für das Bohren ins Volle von Stahl C45 rc = 0.41 ra 

Mc = 0, 41ra . 2Fc

(4.73)

Aus Gl. 4.65 und 4.67 lässt sich schließlich die Streckenlast auf die Hauptschneide und mit sc auch auf die Querschneide bestimmen, wobei ω die Winkelgeschwindigkeit des Bohrers ist.

78

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

pch =



Pc   ω × ra2 × 1 + q 2 (sc − 1)

(4.74)

Die Vorschubkraft Ff je Schneide ergibt sich zu 

Ff =

rq 0

pfq dr +

ra

pfh dr.

(4.75)

rq

Mit dem Kraftverhältnis sf€=€pfq/pfh gilt 

Ff = (sf · q + 1 − q)pfh · ra .

(4.76)

Das Kraftverhältnis liegt bei sf€=€4 und damit wird Fh = 0.76 + 0.81 pfh · ra



(4.77)

Der erste Term in Gl. 4.77 steht für die Vorschubkraft an der Querschneide, der zweite für die an der Hauptschneide. Das bedeutet, der Querschneideneinfluss ist von gleicher Größenordnung wie der der Hauptschneide. Zu berücksichtigen ist, dass durch Verschleiß der Querschneide und zu einem geringeren Teil auch der Hauptschneiden die Vorschubkraft beim Bohren ins Volle bis zum Faktor 2 wachsen kann. Ein Verkürzen der Querschneide durch Anschliffe unterschiedlicher Art (s. Abb.€1.11) kann die Vorschubkraft wesentlich verringern, wie durch Minderung des Schneidenverhältnisses q aus Gl. 4.76 abzulesen ist. Die bezogene Vorschubkraft für die Hauptschneiden lässt sich aus der KienzleGleichung ermitteln. Es gilt 

pch = kc1.1

h(1−mc )  ; sin σ/2 · 1 − q(1 − sc )

pfh = kf 1.1 ·



h = fz sin σ/2

h(1−mf ) sin σ/2 · [1 + q (1 − sf )]

(4.78)

(4.79)

Die bisher angeschriebenen Ableitungen beziehen sich auf das Bohren ins Volle. Beim Aufbohren einer Vorbohrung mit ri€ >€ rq gilt dagegen Gl. 4.62 ohne einen Querschneideneinfluss. Danach lassen sich ohne weiteres Momente und Kräfte errechnen. Mch =

1 · Pch ω

Der Wirkradius rc wird 

rc =

1 Mc = (ra + ri ). 2 · Fc 2

(4.80)

4.7 Leistungen und Kräfte beim Fräsen

79

und Fc =



Mc . 2 · rc

(4.81)

Die Vorschubkraft beim Aufbohren ergibt sich entsprechend Gl. 4.33 zu Ff = kf 1.1 ·



ra − ri · h(1−mf ) sin σ/2

(4.82)

In den bisher angeschriebenen Ableitungen ist der Reibungseinfluss der Späne und der Führungsfase (Fall C in Abb.€ 4.20) nicht einbezogen. Tatsächlich steigt das Bohrmoment mit der Bohrtiefe um ungefähr 10€% je 2 ra Tiefe an. Um die Reibung der Führungsfase nicht zu stark bis zum Klemmen ansteigen zu lassen, werden Spiralbohrer zum Schaft hin leicht konisch (um 0.2 bis 0.8€% des Bohrerdurchmessers) ausgeführt; was der Erwärmung des Werkzeugs während des Bohrens Rechnung trägt.

4.7â•…Leistungen und Kräfte beim Fräsen Die vorn angeschriebenen Gl. 4.3 und 4.8 für die Schnittleistung sind grundsätzlich auch für das Fräsen gültig. 

(4.83)

Pc = Fc · vc Pc = kc1.1 ·





h h0

−mc

· Qw ·  0

(4.84)

In Gl. 4.84 geht die Spanungsdicke h ein, die für den Einsatz eines mehrschneidigen Fräswerkzeugs ermittelt werden muss, wie in Abb.€1.17 angegeben ist. Offenbar ist bei allen Verfahren, bei denen der Vorschubrichtungswinkel φ veränderlich ist (also beim Fräsen und daraus abgeleiteten Verfahren sowie beim Schleifen) die Spanungsdicke nicht konstant, entsprechend sind es auch nicht die momentane Leistung und die momentane Zerspankraft. Zur Bestimmung der mittleren Antriebsleistung, die an einer Frässpindel mindestens zur Verfügung gestellt werden muss, ist folglich der Mittelwert der Leistung über dem Eingriffsbogen zu bilden. Der Einfachheit halber wird unterstellt, dass der Einfluss der Spanungsdicke h auf die spezifische Energie kc in kc0 (Gl. 4.8) ausreichend genau erfasst ist, so dass er in der Korrekturfunktion 0 vernachlässigt werden kann. Folglich kann angeschrieben werden: 

Pcm

1 = kc1·1 · fz · sin k · Qw · ψ0 · ϕc

ϕA

sin−mc dϕ

(4.85)

ϕE

In Gl.4.85 tritt ein Integral auf, das allgemein analytisch nicht zu lösen ist. Daher wird zur Ermittlung der mittleren Leistung meist mit der mittleren Spanungsdicke

80

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

hm nach Gl. 1.16 gearbeitet, die dann über dem Eingriffswinkel φc als konstant angenommen wird.  1 ϕA 1 (1.17) hm = h(ϕ) dϕ = · fz sin κ · (cos ϕE − cos ϕA )  ϕc ϕE ϕc Daraus folgt dann  −mc 1 hm ∗ P = · k · Q · c1.1 w  (4.86) cm ϕc h0 Allerdings ist damit nur eine Näherung angeschrieben; denn die Mittelung wurde nicht über der spezifischen Energie sondern über der Spanungsdicke durchgeführt. Der Fehler, der durch diese Näherung gemacht wird, lässt sich numerisch z.€B. z.€B. über MATLAB ermitteln. Für einen Exponenten von mc€=€0.25 wurde der Fehler ε in Abb.€4.23 dargestellt. 

ε=

∗ − Pcm Pcm Pcm

(4.87)

Man erkennt, dass über die Näherungslösung zwar eine zu geringe Leistung errechnet wird (ε€>€0), dass also die Berechnung über die mittlere Spanungsdicke für alle Kombinationen des Eingriffs- und Austrittswinkels unter dem Fräsintegral liegt, dass der Fehler aber äußerst gering ist. Zur Ermittlung der notwendigen Antriebsleistung der Maschine sind der Wirkungsgrad im Antriebsstrang und ein Zuschlag von 15€% für die Ungleichförmigkeit der momentanen Leistung gegenüber der eben angeschriebenen mittleren Leistung zu berücksichtigen.

0.12 Fehler ε

0.1 0.08 0.06 0.04 0.02 0 200 150 100 50 φ2[°]

0

0

Abb.€4.23↜渀 Fehler durch Mittelung des Fräsintegrals

100

50 φ1[°]

4.7 Leistungen und Kräfte beim Fräsen

81

Das mittlere Drehmoment, das an der Frässpindel zur Verfügung gestellt werden muss, ergibt sich aus der mittleren Schnittleistung und der Winkelgeschwindigkeit ω der Frässpindel zu 

Mc =

1 Pcm ω

(4.88)

Für die Auslegung von Maschinenkomponenten, Werkzeugen und Spannmitteln sind nicht die mittleren Werte der Prozessgrößen Drehmoment und Zerspankraft als vielmehr deren Maximalwerte von Interesse. Daher kann nicht von der mittleren Spanungsdicke ausgegangen werden sondern von ihrem Maximalwert. Dieser ist für φE und φA < 90°:â•…â•… â•… hmax = fz · sin κ · sin φA φE und φA > 90°:â•…â•… â•… hmax = fz sin κ sin φE φE < 90° und φA > 90° â•… hmax = fz sin κ Für die Komponenten der Zerspankraft (Abb.€4.24) Schnittkraft Fc, Schnittnormalkraft FcN und Passivkraft Fp (Tab. 4.2) gilt dann   hmax −mi Fi = ae · fz · ki1.1 · mit i = c, cN , p  (4.89) h0 Für die auf die Spindel insgesamt wirkenden Kräfte muss allerdings die Kraftwirkung aller im Eingriff befindlichen Schneiden berücksichtigt werden. Gegenüber der Drehbearbeitung ist die Messung der Kräfte, die am Fräserzahn angreifen, durch das rotierende Werkzeug schwieriger. Oft erfolgt die Messung der Maschinenspindel

z ω

Messerkopf

U

ap

ap

Schneide

Vb

Austrittsebene Schneide

x

ϕ

vf ϕc ϕe

ü

ae1

ae

"Z"

Eintrittsebene

–Ff Fx

x –Fc

ω

i.–1. Bahnkurve ϕ = 0°

Fy vc

D

ϕa

vf

Fa

fz

vc

S

Sa

Va

Werkstück

T Sb κr

vf Fp

ae2

fc

Einzelheit "Z"

i.

Bahnkurve

Abb.€4.24↜渀 Eingriffs- und Kraftverhältnisse beim Stirnplanfräsen

–FcN ω

ϕ –FfN

–Fa ϕ = 0°

y

82

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

Tab.€4.2↜渀 Spezifische Zerspankräfte für das Fräsen (Dubbel)

Zerspankraftkomponenten zwischen Maschinentisch und Werkzeug im ortsfesten Koordinatensystem (Ff, Fp, FfN) mit einer piezoelektrischen DreikomponentenMessplattform (s.€Abb.€ 4.9). Anschließend ist eine Transformation in umlaufende Koordinaten notwendig, um die Zerspankräfte Fc und FcN zu erhalten. Aus der Differenzbildung zwischen großen Komponenten können sich dabei allerdings unzulässige Messfehlerüberhöhungen ergeben. Die zur Umrechnung erforderliche Transformationsmatrix ergibt sich zu: 

  Fc sin ϕ  FcN  =  cos ϕ Fp 0 

− cos ϕ sin ϕ 0

   0 Fx 0  ·  Fy  . Fz 1

(4.90)

Für eine Zerspankraftmessung beim Fräsen wurde daher der in Abb.€ 4.25 dargestellte Einzahnfräser entwickelt [BUS91]. Die Kraftmessung erfolgt auch hier piezoelektrisch über drei Dreikomponenten Kraftmesszellen, die sehr dicht an der Wirkstelle angeordnet sind. Die entsprechende Einheit gewährleistet die direkte Erfassung der Zerspankräfte Fc, FcN und Fp. Die Halterung der Schneidplatten erfolgt durch Kassettensysteme, so dass unterschiedliche Schneidengeometrien und Werkzeugwinkel realisiert werden können. Festgelegt ist hierbei der Werkzeugdurchmesser des Fräsers zu 200€mm.

Fragen ╇ 1. Erläutern Sie die Möglichkeiten zur Modellierung der Schnittleistung bzw. der Schnittkraft. ╇ 2. Welchen Beitrag bringen die Zerspankraftkomponenten zur an der Wirkstelle umgesetzten Leistung?

Fragen

83

ω

Schleifring 3 - Komponenten Kraftmesselement

Ladungsverstärker

Kassette

Fc Fz

FcN

Kassettenhalter Schneidplatte

Fp

Abb.€4.25↜渀 Ermittlung der Zerspankraftkomponenten mittels Einzahnfräser

╇ 3. Warum wird in der Kienzleschen Schnittkraftbeziehung der Einstellwinkel nicht berücksichtigt? ╇ 4. Geben Sie eine physikalische Deutung der Größe kc. Sehen Sie in der Dimension “Kraft/Fläche“ die Bedeutung einer Spannung? ╇ 5. Die Kienzlesche Schnittkraftbeziehung ist scheinbar dimensionsunrichtig. Wie kommt es dazu? ╇ 6. Was bedeutet der Hauptwert der spezifischen Schnittkraft kc1.1? ╇ 7. Hängt die Schnittkraft Fc stärker von der Spanungsbreite b oder der Spanungsdicke h ab? ╇ 8. Wie verändert sich Fc wenn bei konstantem Spanungsquerschnitt h verringert wird? ╇ 9. kc hat die Dimension einer Spannung. Welcher spezifischen Energie entspricht sie? 10. Geben Sie die Kienzle-Beziehung für beliebige Bezugsgrößen an. 11. Wie wirkt sich das Formänderungsvermögen eines Werkstoffs auf den Einfluss des Spanwinkels auf die spezifische Energie aus? 12. Welche Möglichkeiten der Schnittkraftmessung sind Ihnen bekannt? 13. Wenn höher frequente Zerspankraftkomponenten gemessen werden müssen, welches Messprinzip wählen Sie? 14. Erläutern Sie das Prinzip der Zerspankraftmessung, das weitgehend unabhängig von der Wirkungslinie der Kraft ist. 15. Auf welchem Extremalprinzip baut die plastizitätsmechanische Ermittlung der Scherwinkelbeziehung von Ernst und Merchant auf?

84

4 Kräfte und Leistungen beim Spanen

16. Erläutern Sie Vereinfachungen oder nicht reale Voraussetzungen in der Theorie von Ernst und Merchant. 17. Die plastizitätsmechanischen Überlegungen von Hucks gehen vom Volumenelement aus. Welche Spannungen setzt er an und wie stehen sie zueinander in Beziehung? 18. Wie hängt der Scherwinkel von der Differenz zwischen Reibwinkel und Spanwinkel aufgrund der Scherwinkelbeziehungen von Ernst/Merchant und Hucks ab (qualitativ)? 19. Welche Folgerungen kann man daraus bei einer Vergrößerung des Spanwinkels ziehen? 20. Welche Möglichkeit zur Messung der Scherspannung wird genutzt? 21. Was ist die isotherme und was die adiabate Fließspannung? 22. Altan entwickelte ein Verfahren der Rückwärtssimulation zur Bestimmung der Fließkurve. Was ist damit gemeint ? 23. Erläutern Sie das Dekompositionsprinzip bei der Drehmoment- und Vorschubkraftermittlung für das Bohren. 24. Beim Bohren ins Volle ergibt sich das Moment aus der Schnittkraft Fc und dem Radius rc, an dem man sich die Kraft Fc angreifend denken kann. Warum ist rc werkstoffabhängig? 25. Wie lassen sich rechnerisch die raumfesten und schneidteilfesten Fräskraftkomponenten ineinander überführen? 26. Berechnen Sie unter Zuhilfenahme der Scherwinkelbeziehung nach Ernst u. Merchant sowie unter Berücksichtigung des Fließkriteriums nach Tresca für Ck 45€N die Tangentialkraft FTφ in der Scherebene und die zugehörige Schnittkraft Fc für den Orthogonalschnitt. gegeben: kf€=€774€MPa, γ€=€–6°, h€=€0,2€mm, b€=€2€mm, µÂ€=€0,2

Literatur [ALS01] Altan, T.; Shatla, M.; Kerk, C.: Process Modeling in Machining – Part I – Determination of Flow Stress Data. Journal of Machine Tools & Manufacture, V. 41, 2001, p. 1511 [BEN03] BenAmor,€R.: Thermomechanische Wirkmechanismen und Spanbildung bei der Hochgeschwindigkeitszerspanung. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover 2003 [BUS91] Bussmann, W.: Formfehleranalyse beim Planfräsen gehärteter Bauteile. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 1991 [DEN92] Denkena, B.: Verschleißverhalten von Schneidkeramik bei instationärer Belastung. Dr.Ing. Diss. Universität Hannover 1992 [DIN6584] Begriffe der Zerspantechnik; Kräfte Energie, Arbeit, Leistungen. Hrsg. Beuth Verlag 1982 [DOE86] Doege, E.; Meyer-Nolkemper, H.: Fließkurvenatlas metallischer Werkstoffe. Hanser Verlag, 1986 [ELM04] El-Magd, E., Treppmann, C.: Spanen metallischer Werkstoffe mit hohen Geschwindigkeiten. In: Tönshoff, H.K. und Hollmann, F., Herausgeber Wiley-Verlag 2004. [ERN41] Ernst, H.J.; Merchant M.E.: Chip formation, friction and finish. Trans. ASME 29, (1941), P. 299

Literatur

85

[HUC54] Hucks, H.: Zerspanungskräfte und Werkstoffmechanik. Fort schrittliche Fertigung und moderne Werkzeugmaschinen, 7.€Aachener Werkzeugmaschinen Kolloquium, Essen, 1954, S. 73–80 [JOC85] Johnson, G.R., Cook, W.H.: Fracture characteristics of three metals subjected to various strains, strain rates, temperatures and pressures. Eng. Frac. Mech., 21 (1985) 1, p 31–45 [JOC83] Johnson, G.R., Cook, W.H.: A constitutive model and data for metals subjected to large strains, high strain rates and high temperatures. 7th International Symposium on Ballistics, The Hague 1983 [KAT57] Kattwinkel, W.: Untersuchungen an Schneiden spanender Werkzeuge mit Hilfe der Spannungsoptik. Ind. Anz., (1957) 36, S. 29–36 [KIE54] Kienzle, O.: Einfluss der Wärmebehandlung von Stählen auf die Hauptschnittkraft beim Drehen. Stahl und Eisen, 74 (1954), S. 530–551 [KIS09] NN: Zerspankraftmessung. Firmendruckschrift 2009, Kistler Instrumente AG, Winterthur/Schweiz [LAP02] Lapp, Chr.: Indirekte Erfassung und Regelung von Bearbeitungskräften an direkt getriebenen Vorschubeinheiten. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover, 2002 [OXL89] Oxley, P.L.B.: Mechanics of Machining, an Analytical Approach to As-sesing Machinability. Halsted Press/John Wiley & Sons Ltd. 1989 [SPA67] Spaans, C.: An exact Method to Determine the Forces on the Clearance Plane. CIRP Annals 15 (1967), S. 463–469 [UST60] Usui, E., Takeyama, H.: A Photoelastic Analysis of Machining Stress. Trans. ASME, J. Eng. Ind.. (1960) 11, S. 303–308 [ZIE95] Ziebeil, F.: Mechanische und thermische Belastung von Zerspan-werkzeugen. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 1995 [ZOD67] Zorev, N.N., Del. G.D. e.al.: Spannungszustand in der Schnittzone. Annals of the CIRP, 14 (1967) S. 337–346

Kapitel 5

Energieumsetzung und Temperaturen

5.1â•…Umsetzungseffekte Dem Zerspanprozess wird mechanische Leistung zugeführt 

Pc = kc · Qw

(5.1)

Die Leistung aus der Vorschubbewegung ist vernachlässigbar und bleibt hier unberücksichtigt (s.€Abschn.€4). Diese Schnittleistung wird durch folgende physikalische Effekte in Wärme oder potentielle Energie umgesetzt: • • • • •

Umformung, Scherung, Reibung, Stofftrennung, Stoffumlenkung, Eigenspannungen

In der folgenden Darstellung werden diese Leistungsanteile auf das Zeitspanvolumen oder gleichbedeutend die Energieanteile auf das abgespante Volumen bezogen. Damit lässt sich in einer Energiebilanz die spezifische Schnittenergie kc den bezogenen Energieanteilen aus der Umformung kφ, der Reibung kγ, der Stofftrennung kT, der Stoffumlenkung kM und den durch die Eigenspannungen bedingten Anteil kel gleichsetzen: 

kc = kφ + ky + kT + kM + kel

(5.2)

cos γ τφ · Aφ · vφ = τφ · Qw sin φ cos (φ − γ )

(5.3)

Die Energieanteile sollen qualitativ abgeschätzt, damit ihre hauptsächlichen Einflussgrößen erkennbar werden. Es wird mit dem Scherebenenmodell gearbeitet, das analytischer Beschreibung zugänglich ist. Dies Modell setzt voraus, dass die gesamte Umformung in der Scherebene stattfindet. Mit den in Abschn.€4.4 angeschriebenen Voraussetzungen gilt, dass in der Scherfläche Aφ die konstante Scherspannung τφ wirkt. Die auf das Zeitspanvolumen bezogene Scherleistung ist demnach 

kφ =

B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_5, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

87

88

5 Energieumsetzung und Temperaturen

Für den Reibanteil kγ wird nur die Energieumsetzung auf der Spanfläche, nicht die an der Freifläche berücksichtigt. Es wird das Coulomb’sche Reibgesetz vorausgesetzt mit µÂ€=€tan ρ (µ:€Reibwert, ρ: Reibwinkel). Die Tangentialkraft, die auf die Spanfläche wirkt, ist nach Abschn. 4.4.1: 

FT γ = = τ φ · b · h ·

[cos (φ + ρ − γ ) · ( sin φ)] sin ρ

(5.4)

und folglich die spezifische Reibenergie 

ky = τφ ·

[cos (φ + ρ − γ ) · ( sin φ)] sin ρ

(5.5)

Zur Stofftrennung, d.h. zur Bildung neuer Oberflächen, muss Oberflächenenergie aufgewandt werden. Sie ergibt sich aus der Oberflächenspannung€T des Werkstoffs gegen das umgebende Medium und ist proportional zu den gebildeten Flächen. Die Fläche je Zeiteinheit am Span und am Werkstück ist:

 Daraus folgt für 

vc λh

(5.6)

A˙ WSt = b · vc

(5.7)

A˙ Sp = b ·



kT =



b·

vc λh

 + b · vc · T Qw

1 = 1+ λh 



·

T . h

(5.8)

Weiter folgt ein Energieanteil kM aus der Stoffumlenkung. Zu seiner Bestimmung wird die Spanbildung als eine Rohrströmung aufgefasst, die durch die Spanfläche umgelenkt wird. Dann ergibt sich der Impuls auf die Spanfläche zu: 

F M ·  t = m ·  vφ .

(5.9)

mit der Impulskraft FM in Richtung der Schergeschwindigkeit vφ und dem Zeitinkrement ∆t bzw. der Masse m und der Dichte€ρ (Achtung: ρ ist hier die Dichte und nicht der Reibwinkel). Daraus folgt:  und 

F M = ρ · QW · vφ kM =

(5.10)

FM · vφ ρ · vφ2 Qw

(5.11)

cos2 γ v2 . cos2 (φ − γ ) c

(5.12)

oder 

kM = ρ ·

5.1 Umsetzungseffekte

89

Abb.€5.1↜渀 Spannungs-Dehnungskurve

kf

tan α = E

kf = E.εf kel

α εf

ε

Schließlich ist der Energieanteil, der als bezogene Federenergie kel infolge von Eigenspannungen gespeichert werden kann, abzuschätzen. Dieser Anteil wird als elastische Energie (potentielle Energie) in der Werkstückrandzone und im Span gespeichert. Eine Abschätzung der maximal im Span und in der Werkstückrandzone verbleibenden Federenergie lässt sich über die Fließgrenze des Werkstoffs vornehmen. Dazu wird vereinfachend vorausgesetzt: • Eigenspannungen können die Fließgrenze nicht übersteigen, da sie andernfalls durch plastisches Fließen abgebaut würden. • Bei Entlastung des Werkstoffs gilt das Hooke`sche Gesetz. • Die Abschätzung kann am einachsigen Spannungszustand vorgenommen werden. Abbildung€ 5.1 zeigt die Spannungsdehnungskurve für den einachsigen elastischplastischen Zustand und die spezifische Federenergie kel. Die im Span und in der Randschicht des Werkstücks je Volumeneinheit maximal gespeicherte Energie ist 

2

kel =

1 kf 2E

(5.13)

An einem Zahlenbeispiel für übliche Bedingungen sollen die Größenordnungen der Anteile bestimmt werden. Zerspant wird normalisierter Kohlenstoffstahl C45N mit Hartmetallwerkzeugen. Damit sind folgende Größen festgelegt: E€╛=€210.000€N/mm2,â•…â•… ρ€=€7,8€g/cm3, kf€=€2€τφ€=€660€N/mm2,â•… µÂ€=€0,2,â•… T€=€40€mN/m, Die Zerspanungsbedingungen seien: Qw€=€250€cm3/min mit vc€=€250€m/min, h€=€0,3€mm und b€=€3,3€mm. Die Spanstauchung wurde zu λ€=€2,0 beobachtet. Der Spanwinkel beträgt γ€=€6°.

90

5 Energieumsetzung und Temperaturen

Abb.€5.2↜渀 Aufteilung der Zerspanarbeit [VIE53]

8000

Anteil der Verformungsarbeit und der Reibungsarbeit an der Zerspanarbeit

Zerspanarbeit

J 6000 4000

Ge

it

be

tar

m sa

Scherarbeit

2000 Spanflächenreibung Freiflächenreibung u. Trennarbeit

0 1,0 0,8

Scherarbeit

0,6 0,4 0,2 0

0

Spanflächenreibung Freiflächenreibung u. Trennarbeit 0,2 0,4 0,6 0,8 mm 1,0 Spanungsdicke h

Aus Gl. 2.9 folgt 

arc tan φ =

λ − sin γ cos γ

(2.9a)

Damit ergeben sich die Energieanteile kφ€=€760€N/mm2,â•… kγ€=€658€N/mm2,â•… kT€=€134 ⋅ 10–3€N/mm2, kM€=€0,155€N/mm2,â•… kel€=€1,4€N/mm2 Diese Energiebetrachtung führt zu einem zahlenmäßigen Ergebnis, das ca. 40€ % geringer ist als das nach der Kienzle-Formel, was auf die unterschiedlichen Ansätze zurückzuführen ist. Jedoch lässt sich ablesen, dass die Anteile kT, kM und kel für übliche Schnittbedingungen um Größenordnungen geringer als die Anteile kφ und kγ sind. Allerdings gewinnen kT und kM in der Ultrapräzisionszerspanung mit h€ ≈€ 10€ nm oder in der Hochgeschwindigkeitszerspanung mit vc€≈€ 104€m/min erheblich an Bedeutung. Ältere Arbeiten von Vieregge ergeben in Größenordnung vergleichbare Anteile (Abb.€5.2) der Energieumsetzung.

5.2â•…Wärmeabfuhr Die über die dominanten Effekte (kφ und kγ) umgesetzte Schnittleistung wird im Wesentlichen als Wärme abgeführt. Kleinere Anteile werden als elastische Energie (potentielle Energie aus Eigenspannungen) in der Werkstückrandzone und im Span gespeichert.

5.2 Wärmeabfuhr

91

Abb. 5.3╇ Energieverteilung an der Wirkstelle

u uc

100 % 80 70 60 50 40 30 20 10 0

Energieanteil im Werkzeug Energieanteil im Werkstück Energieanteil im Span

0

100 200 300 m/min 400 Schnittgeschwindigkeit vc

Die abgeführte Wärme verteilt sich auf den Span, das Werkstück, das Werkzeug und die Umgebung. Der Wärmestrom in die Umgebung ist gering, wenn nicht mit flüssigen Kühlschmierstoffen gearbeitet wird. Die Aufteilung der Abflüsse ist stark von der Schnittgeschwindigkeit abhängig (Abb.€5.3). Das liegt an der „Festkörperkonvektion“, der mit dem Span abgeführten Wärme und der begrenzten Wärmeleitung in den Schneidkeil und in das Werkstück. Der Wärmestrom in das Werkzeug ist bei stationärem Spanen, wenn also das Werkzeug dauernd im Eingriff ist, wegen deren hohen Temperaturen gering; der Wärmestrom in das Werkstück hängt von der Wärmeleitfähigkeit und von der Geschwindigkeit, mit der sich die Wirkstelle über das Werkstück bewegt ab, d.h. von der Schnittgeschwindigkeit. Zur Abschätzung der Wärmestromaufteilung in Span und Werkstück wird das in Abb.€5.4. dargestellte Modell verwendet. Das Modell geht von einem stationären Vorgang aus. In der Spanbildungszone besteht die Wärmequelle kc Qv. Aus dem Volumen fließen drei Ströme, q1 in das Werkzeug, q2 in das Werkstück und q3 in den Span. Ein vierter Teilstrom in den Kühlschmierstoff bzw. in die umgebende Luft bleibt hier unberücksichtigt. Die Teilströme q1 und q2 entstehen durch Wärmeleitung. Für sie gilt allgemein

q1

Werkzeug

Span Werkzeug kcQw

q3 Span

vc Werkstück h.Oh

Abb.€5.4↜渀 Modell zur Wärmestromteilung

q2 Werkstück

92

5 Energieumsetzung und Temperaturen



q1 = λ1 · x1 ·

1   · 1 · (θ0 − θi ) δ1

(5.14)

Mit λ als Wärmeleitfähigkeit, mit ∆x · "1" der Fläche, über die der Wärmestrom geleitet wird (die Erstreckung senkrecht zum Strom sei "1"), mit der Stärke der erwärmten Schicht δ, den Temperaturen im Quellvolumen θ0 und im angrenzenden Körper θi. q3 = cp · ρ · Qw · θ0



(5.15)

Mit cp als der Wärmekapazität, ρ der Dichte und θ0 der Temperatur des Quellvolumens, von dem aus die Wärmeströme q1 und q2 in die angrenzenden Körper fließen und in deren Kontaktflächen die Temperaturen θ1 und θ2 bestehen. Dann sind  

q1 = λ1 · x1 ·

1   · 1 · (θ0 − θ1 ) δ1

(5.14a)

q2 = λ2 · x2 ·

1   · 1 · (θ0 − θ2 ) δ2

(5.14b)

Und schließlich folgt aus der Wärmebilanz 

kc · Qw = q1 + q2 + q3

(5.16)

Es werden nun einige Vereinfachungen vorgenommen. Bei modernen Schneidstoffen heizen sich die Schneidkeile so stark auf, dass praktisch kein Temperaturgefälle zwischen dem Quellvolumen und dem Schneidkeil (θ1€=€θ0) besteht. Das bedeutet, dass q1€=€0 ist. ∆x2€= λh€ ×€h heißt, für ∆x2 wird die Spandicke eingesetzt. Aus Gl. 5.14 bis 5.16 folgt dann θ0 =



kc cp · ρ + λ2 ·

x2 δ2 ·Qv

(5.17)

Mit praktisch üblichen Daten für Stahl C45N kc€=€2.500€N/mm2, vc€=€240€m/min, λh€=€1.5, cp€=€0.465 103€J/(kg K), ρ€=€7.8€g/cm3 und λ2€=€50 J/(K m s), δ = 0.1€h, h€=€0.1€mm ergibt sich 

θ0 =

2.500 106 = 512K 3.63 106 + 1.25 106

(5.18)

also 512€ K über Umgebungstemperatur. Man erkennt aus Gl.€ 5.18, dass von der Gesamtleistung kc ⋅ Qw€=€1.000€J/s der Anteil, der in den Span durch „Festkörperkonvektion“ geht, größer ist als der Wärmestrom, der ins Werkstück eintritt. Er ist in diesem Beispiel q3 = cp · ρ · Qw · θ0 = 744J /s (5.19) 

5.3 Schneidkeil- und Werkstücktemperatur Abb.€5.5↜渀 Temperaturmessverfahren

93

Temperaturmessung

Wärmeleitung

Wärmestrahlung

Widerstandsmessung

Gesamtstrahlungsmessung

Seebeck-Effekt

Bandstrahlungsmessung

Stoffwandlung

Quotiententhermometrie

und entsprechend der Anteil, der ins Werkstück fließt q2 = 256 J/s. Allerdings ist in Gleichung Gl. 5.14 die Annahme der Schichtdicke δ sehr kritisch. Sie beeinflusst das Ergebnis der Rechnung stark. Daher kann diese Betrachtung nur einen Hinweis auf die Zusammenhänge geben. Die Energieaufteilung entspricht aber der Abb.€5.3 jedenfalls näherungsweise.

5.3â•…Schneidkeil- und Werkstücktemperatur Die Temperaturen im Schneidkeil sind wesentlich für den Verschleiß. Oxidationsund Diffusionsvorgänge, die Teilursachen für den Verschleiß des Werkzeugs sind, werden mit höheren Temperaturen stark beschleunigt. Die Temperaturen in den Randschichten des Werkstücks sind für die Randzonenbeeinflussung wie Härteveränderungen, Eigenspannungen und Gefügeumwandlungen maßgebend.

5.3.1  Temperaturmessung Daher wurden unterschiedliche Temperaturmessverfahren entwickelt, die jedoch sämtlich verfahrensspezifische Nachteile haben. Wegen des geringen Umfangs der erhitzten Kontaktzone (nur wenige€mm2), der hohen Temperaturen (ϑ >€1000 °C), des steilen Temperaturgefälles (dϑ/ds€ >€ 500€ K/mm), der hohen mechanischen Beanspruchung (über 1000€ MPa) und der hohen Aufheizgeschwindigkeiten (dϑ/ dt€≥€106€K/s) gestalten sich die Messungen schwierig. Abbildung€5.5 gibt einen Überblick über die bisher beim Spanen verwendeten Messverfahren. Nach der Art, wie die Wärmeübertragung auf den jeweiligen Messwertaufnehmer oder Sensor erfolgt, kann zwischen Wärmeleitung und Wärmestrahlung unterschieden werden. Die verschiedenen Messmethoden haben unterschiedliche Eigenschaften, die sie je nach Anwendungsfall geeignet erscheinen lassen. Tabelle€5.1 gibt einen Vergleich der wichtigsten Methoden mit Kriterien. Die Widerstandsmessung beruht auf dem Effekt, dass sich die elektrische Leitfähigkeit von Leitern und Halbleitern mit Temperatur und Druck ändert. Metalle

94

5 Energieumsetzung und Temperaturen

Tab.€5.1↜渀 Vergleich der Temperaturmessverfahren [DAV07]

(Leiter) ändern ihren Widerstand weitgehend linear mit dem Temperaturkoeffizienten€αθ und dem Druckkoeffizienten αp, wenn nur begrenzte Temperatur- und Druckbereiche betrachtet werden. Allerdings ist die Druckempfindlichkeit erheblich geringer als die Temperaturempfindlichkeit. 

R = αp · p + αT · θ. R

(5.20)

Für Platin- und Nickelelemente kann αp praktisch vernachlässigt werden. Dann lässt sich anschreiben 

θ = θ20 + (R/R20 − 1)/α20

(5.21)

mit der Messtemperatur θ, der Raumtemperatur θ20, dem gemessenen Widerstand€ R, dem Widerstand bei Raumtemperatur R20 und dem elektrischen Temperaturkoeffizienten bei Raumtemperatur α20. Für größere Temperaturbereiche muss der Widerstandskoeffizient angepasst werden. Die lineare Beziehung gilt nicht für Widerstände auf Halbleiterbasis (Thermistoren). Grundsätzlich lassen sich nahezu alle Metalle zur Widerstandsmessung einsetzen. Um aber störende Oxidationen zu vermeiden, werden Edelmetalle, vor allem Platin als Widerstandsmaterial verwendet. Platin-Widerstandsthermometer lassen sich bis 900 °C nutzen. Sie sind als Draht von 0,9 bis 4€mm Durchmesser verfügbar. Ihre Zeitkonstanten liegen für derartige Abmessungen jedoch zwischen 2 bis 20€s. Wegen ihrer Größe und ihrer hohen Zeitkonstanten werden solche Elemente zur Temperaturmessung an spanenden Prozessen nur eingesetzt, wenn quasi-stationäre Verhältnisse vorliegen. Der Nachteil langer Zeitkonstanten kann weitgehend behoben werden, wenn als Widerstandselemente dünne Folien oder isolierte Schichten

5.3 Schneidkeil- und Werkstücktemperatur Messprinzip Schutzschicht (Al2O3)

95 einsatzbereite Messwertaufnehmer

Anschlussfahnen

Aufnehmer (Ni oder Pt) ∆R = α 0 • ∆ + α • ∆ϑ p p ϑ R

Werkzeug (Al2O3) αp : Druckkoeffizient αϑ : Temperaturkoeff.

R : elektr. Widerstand ϑ : Temperatur p : Druck.

Abb.€5.6↜渀 Dünnschichtmesswertaufnehmer

verwendet werden; denn offenbar sind die Aufwärmzeit und damit die Zeitkonstante abhängig vom Querschnitt des Wärme leitenden Elementes. Zur Bestimmung der Temperaturverteilung in den Kontaktzonen zwischen Werkstoff und Schneidstoff sind Sensoren in Dünnschichttechnik entwickelt worden [TÖN94]. Die Sensordicke beträgt 0,2€µm, die Breite 20€µm. Um einen Kurzschluss mit dem ablaufenden Span zu vermeiden, sind die leitenden Schichten mit einer ca. 2€µm dicken Al2O3-Schutzschicht überzogen. Durch die Anordnung mehrerer Widerstandselemente dicht hintereinander gelingt es, die Temperaturverteilung auf der Span- bzw. Freifläche während des Spanens zu bestimmen. Das Messprinzip und einen einsatzbereiten Sensor, bei dem die Elemente auf der Spanfläche aufgebracht sind, zeigt Abb.€5.6. Thermoelemente arbeiten nach dem Seebeck-Effekt. Das Prinzip ist in Abb.€5.6 dargestellt. Grundlage der Thermoelektrizität bilden frei bewegliche Elektronen, die die Oberfläche eines Metalls verlassen können, wenn ihre kinetische Energie mindestens gleich der Austritts- oder Ablösearbeit ist. Da diese materialabhängig ist, treten bei einer innigen Berührung zweier Metalloberflächen einige Elektronen von einem Metall mit niedriger Austrittsarbeit in das andere über. Es entsteht eine Berührungsspannung, deren Größe temperaturabhängig ist. Ein Thermoelement enthält zwei dieser Berührungsstellen. Besteht zwischen diesen keine Temperaturdifferenz, so gleichen sich die beiden Berührungsspannungen aus. Haben die beiden Verbindungsstellen unterschiedliche Temperatur, so fließt als Folge der Thermospannung ein Thermostrom. Seine Größe hängt außer vom Stromkreiswiderstand von den beteiligten Stoffen, hier von Werkstoff und Schneidstoff, und der Temperaturdifferenz ab. Für begrenzte Messbereiche gilt näherungsweise die Thermospannung 

U = k · (θ1 − θ0 )

(5.22)

96

5 Energieumsetzung und Temperaturen ein Werkzeug

Thermoelement (zwei-Drath Methode)

zwei Werkzeuge

Werkzeugeinbau

Werkstückeinbau

Werkstück

Werkstück Messpunkt

Messpunkt

zvar

Schneidplatte Halter

Werkstück

V Werkzeuge Werkzeug

V

Isolierung

Thermoelement

Thermoelement

Isolierung

Abb.€5.7↜渀 Anwendung von Thermoelementen

Darin ist k der Seebeck-Koeffizient, der von der Materialpaarung und von der mittleren Arbeitstemperatur abhängt. Typische Materialkombinationen sind Pt und Pt/Rh mit k€=€10€µV/K oder NiCr und Ni mit 40€µV/K. Einige Möglichkeiten der Nutzung des Seebeck-Effektes beim Spanen zeigt Abb.€5.7 Beim Einmeißel-Verfahren werden Werkzeug und Werkstück unmittelbar als Messelemente genutzt. Die beiden Materialien bilden also das Thermopaar. Da der Seebeck-Koeffizient dieser Paarung nicht bekannt ist, muss die Empfindlichkeit durch Kalibrierung möglichst im Messbereich gewonnen werden. Abbildung€ 5.8 zeigt eine Anordnung in einer Drehmaschine. Hauptschwierigkeiten beim Einmeißel-Verfahren sind die Isolation der Potential führenden Teile zur Ableitung der Thermospannung vom umlaufenden Werkstück und die Kalibrierung des Thermopaares [OPI52]. Kennzeichnend für die Messmethode nach dem Einmeißel-Verfahren ist, dass sie nur einen Temperaturmittelwert über der Kontaktfläche liefert. Über die Art der Mittelung kann keine Aussage geHg - Abnehmer

Werkstück

Messstelle

lsolierung

Vergleichsstellen

isolierter Schutzmantel

V I=0

stromlose Spannungsmessung

Abb.€5.8↜渀 Temperaturmessung, Einmeißel-Verfahren [OPI52]

Werkzeug

5.3 Schneidkeil- und Werkstücktemperatur

97

macht werden. Ein weiteres Problem ist, dass die Kalibrierung für jede Stoffpaarung zu leisten ist; wenn also ein anderer Werkstoff untersucht oder ein anderer Schneidstoff eingesetzt wird, ist neu zu kalibrieren. Die Notwendigkeit der Kalibrierung jeder Werkzeug-Werkstück Kombination und die Probleme bei der Ableitung der Thermospannung vom sich bewegenden Werkstück führten zur Entwicklung des Zweimeißel-Verfahrens. Dabei wird mit zwei aus verschiedenen Stoffen bestehenden Werkzeugen gleichzeitig und unter denselben Versuchsbedingungen zerspant, die Thermospannung wird zwischen den beiden Werkzeugen als Thermopaar gemessen. Weitere Varianten des thermoelektrischen Prinzips arbeiten mit diskreten Thermoelementen, die in das Werkzeug (Abb.€ 5.9) oder in das Werkstück eingebaut werden. Es können auch einzelne Drähte in elektrisch isolierende Schneidstoffe eingebracht werden. Der Draht bildet dann gemeinsam mit dem berührenden Span oder dem Werkstück ein Thermoelement. Das definierte Einbringen von Thermoelementen ermöglicht die Bestimmung der Temperaturverteilung im Werkzeug oder Werkstück. Der Effekt, dass alle Stoffe bei bestimmten Temperaturen ihr Gefüge und damit ihre physikalischen oder chemischen Eigenschaften ändern, ist die Basis weiterer Temperaturmessverfahren (↜Stoffumwandlung). Dabei wird die Energie, die zur Änderung notwendig ist, von der Umgebung aufgenommen oder an sie abgegeben. Die Temperaturen müssen somit eine gewisse Zeitdauer auf die Stoffe einwirken, damit der Energietransport zu reproduzierbaren Werten führt. Kurzzeitige Änderungen der Temperatur werden meist nicht ausreichend erfasst, deshalb sind die Messungen auf stationäre Temperaturfelder beschränkt. Aussagen über kurzzeitig höhere Temperaturen sind nicht ohne weiteres möglich. Kommerziell sind temperaturempfindliche Farbanstriche, Flüssigkristalle und thermographische Kreiden erhältlich.

Pt

PtRh

Kaltlötstelle

Abb.€5.9↜渀 Thermoelement im Drehmeißel

V Ausgleichswiderstand

98

5 Energieumsetzung und Temperaturen

Abb.€5.10↜渀 Emittierte Leistung und Temperatur

4,80

3,84

1300 K 1200 K

3,20

1100 K 2,56

1000 K Detektor

1,92

1,00

1,28

900 K 800 K 700 K 0,67

0,64

0,33

0

0

1

2

3 4 5 Wellenlänge O

Pm

7

rel. spektrale Empfindlichkeit

spektrale Strahlungsintensität WOb

W cm2Pm

0

Inzwischen wurden diese umwandelnden Stoffe für einen Temperaturbereich bis 2.000 °C entwickelt [DAV07]. Die von einem Körper abgestrahlte Energie ist ein Maß für seine Temperatur. Die je Fläche abgestrahlte Leistung hängt nach dem Planck’schen Gesetz von der Wellenlänge λ der Strahlung und der Temperatur der strahlenden Fläche ab. Ein „schwarzer Körper“ strahlt nach dem Wien’schen Gesetz die Energie je Flächeneinheit und Wellenlänge ESλ ab (Abb.€5.10): 

ESλ = σ · θ 4

(5.23)

In Gl. 5.23 ist σ€=€5,67 !0–8€W/m2€K4 der Strahlungskoeffizient. Wirkliche Körper emittieren weniger Leistung als ein schwarzer Körper. Daher ist die Emissionszahl ε zu berücksichtigen: 

E = ε · ESλ

(5.24)

In der Kenntnis der Emissionszahl liegt die Schwierigkeit, sie muss für die am Prozess beteiligten Körper bekannt sein. Strahlungsthermometer werden auch als Pyrometer bezeichnet. Mit Gesamtstrahlungsthermometern wird eine maximale Strahlungsleistung über einen großen Empfangskegel und über alle Wellenlängen aufgenommen. Sie können über einen weiten Bereich von Temperaturen ab 200 °C bis 1.800 °C verwendet werden. Bandstrahlungsthermometer nehmen Strahlung nur über einen definierten Wellenlängenbereich auf. Sie werden wegen ihrer relativ guten Handhabbarkeit häufig für Temperaturmessungen an spanenden Prozessen eingesetzt. Quotiententhermome-

5.3 Schneidkeil- und Werkstücktemperatur Verstärker/ Monitor

φ

Winkel-Blende Empfänger

99 θ

Linse

Target dA

R (λ)

Filter Target-Blende ε(λ,φ,θ)Eλ,b λ

Systemantwort

Abb.€5.11↜渀 Strahlungsthermometer [DAV07]

ter nehmen die Strahlung zweier Wellenlängen auf und können so weitgehend den Einfluss der Stoff abhängigen Emissionszahl eliminieren, indem der Quotient der aufgenommenen Strahlungsenergien gebildet wird und sich so die Emissionszahl heraus kürzt. Das setzt voraus, dass die Emissionszahl nicht Wellenlängen abhängig ist. Allerdings sind durch die Nutzung von nur zwei Wellenlängen die Strahlungsenergie und damit die Empfindlichkeit der Messung begrenzt. Auch dieses Verfahren wird zur Temperaturmessung an spanenden Prozessen eingesetzt. Das Prinzip eines typischen Strahlungsthermometers ist in Abb.€5.11 dargestellt. Die Temperaturmessung über Strahlung hat eine Reihe von Vorteilen: Die Messung ist sehr schnell, sie dauert nämlich je nach Gerät weniger als 1s bis 10€ µs. Der mögliche Messbereich ist groß, er liegt zwischen 300 °C bis 3500 °C. Das Messobjekt wird nicht beeinflusst und es lassen sich Temperaturen auch an bewegten Messobjekten bestimmen. Nachteilig ist, dass die Emissionzahl vom Stoff, von seiner Oberflächenstruktur, von der aufgenommenen Wellenlänge und von der Temperatur selbst abhängt. Als Strahlungsempfänger werden heute in der Regel infrarotempfindliche Detektoren (Photowiderstand mit einer oberen Grenzwellenlänge) eingesetzt. Abbildung€5.12 zeigt schematisch eine Messanordnung zur Infrarotthermographie. Mit diesem Verfahren können auch bewegte Bilder bei der Zerspanung erhalten werden. Abbildung€5.13 ist ein Infrarotthermogramm der Bandspanbildung beim Orthogonaleinstechdrehen von C45E. Bereits 1933 wurden von Schwerd und Kramer in Hannover erste Messungen nach diesem Verfahren zur Bestimmung von Temperaturfeldern beim Spanen gemacht [SCH33]. Dem Problem der Temperaturabhängigkeit von Emissionszahlen, das Messfehler bei der Abtastung von inhomogenen Temperaturfeldern verursacht, kann durch Punktmessungen begegnet werden, wenn der potentielle Fehler durch Kalibrierung der Detektorspannung eliminiert wird [DEN92].

100

5 Energieumsetzung und Temperaturen Infrarotkamera

Aufnahme von Einzelbildern und Verknüpfung zu bewegten Bildern

Drehprozess

t

Anzeige und Schnittstellen

Abb.€5.12↜渀 Anordnung einer Messeinrichtung zur Infrarotthermographie beim Drehen

Abb.€5.13↜渀 Infrarotbild beim Drehen von C45E

5.3.2  Temperaturfelder Mit der in Abb.€5.12 dargestellten Methode lassen sich Temperaturen auf der Spanfläche eines Werkzeugs im unterbrochenen Schnitt messen. Aus den Abkühlkurven über der Zeit kann bei Anwendung eines Modells zur instationären Temperaturverteilung mit ausreichender Genauigkeit auf die Spanflächentemperatur im Moment des Schneidenaustritts geschlossen werden. Abbildung€5.14 zeigt Temperaturzeitverläufe beim Drehen mit verschiedenen keramischen Schneidstoffen. Je nach Wärmeleitfähigkeit ergeben sich unterschiedliche Austrittstemperaturen. Die Ausdehnung der erwärmten Zone sowie die Temperaturverteilung in diesem Gebiet sind wie das Temperaturmaximum abhängig von den thermischen Eigen-

5.3 Schneidkeil- und Werkstücktemperatur

101

800

γ –6°

Austrittstemperatur °C

Ha

λ –4° 0, 3

up

Temperatur ϑ

: GG - 25 : vc = 500 m/min : f = 0,32 mm : ap = 2,0 mm

Werkstoff Schnittgeschw. Vorschub Schnittiefe

tsc

600

hn

ε 90°

κ 75°

r 1,2mm 1,0

0,16

eid

b

ide

ne

ch

s en

Ne

e

Fase 0,2x20°

500 Al2O3/TiC

Al2O3/ZrO2

400

200

Si3N4

berechnete Werte

300

gemessene Werte 0

2

4

6

8

10 Zeit t

12

14

16

ms

20

Abb.€5.14↜渀 Temperaturverlauf beim Fräsen mit unterschiedlichen Keramiken nach dem Austritt [DEN92]

ϑ

0,6

mm

y

x

0,8

2,5 2,0

0,4 0,2

°C

1,0

upt

Zeitpunkt

: GG - 25 : vc = 500 m/min : f = 0,32 mm : ap = 2,0 mm r Fase κ 75° 1,2mm 0,2×20°

1,5

500

Ha

Werkstoff Schnittgeschw. Vorschub Schnittiefe γ λ ε –6° –4° 90°

730°

sch

0,5

che

nflä

a Sp

nei

de

: Austritt

Messfleck.-Ø : 0,16 mm

mm

de

nei

sch

n ebe

N

Abb.€5.15↜渀 Temperaturverteilung auf der Spanfläche von Al2O3/ZrO2-Schneidkeramik [DEN92]

schaften des Schneidstoffs, den Einstellbedingungen und aufgrund unterschiedlicher Spanbildungsmechanismen vom Werkstoff. Bei einer Al2O3/ZrO2-Keramik ergibt sich für Grauguss eine Verteilung nach Abb.€5.15. Das Temperaturmaximum befindet sich in der Mitte der Kontaktzone zwischen Werkzeug und Span.

102

5 Energieumsetzung und Temperaturen Al2O3/ZrO2 - Keramik

Temperatur ϑ

800

Si3N4 - Keramik

0,32

°C

Vorschub fz [mm]

0,10

600

0,32 0,10

500 400

0

Temperatur ϑ

800

0,32

°C

γ –6°

0,10

500 0

1000

Werkstoff : GG - 25 Schnittiefe : ap= 2,0 mm

600

400

200 400 600 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

Al2O3/TiC - Keramik

200 400 600 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

1000

ε 90°

λ –4° 0,3

Ha

up

tsc

hn

eid

e

r κ Fase 75° 1,2mm 0,2×20°

0,16

1,0

ide

ne

sch

en

b Ne

Abb.€5.16↜渀 Austrittstemperaturen bei der Fräsbearbeitung von Gusseisen [DEN92]

Der Einfluss der Schnittgeschwindigkeit und des Vorschubs auf die Spanflächentemperatur unterschiedlicher Schneidkeramiken ist aus Abb.€5.15 für die Gussbearbeitung und aus Abb.€5.16 für die Stahlbearbeitung ersichtlich. Die Diagramme zeigen, dass die Temperaturen mit der Schnittgeschwindigkeit und mit dem Vorschub ansteigen. Bei der Dispersionskeramik (Al2O3/ZrO2) bewirkt die Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit von 200€ m/min auf 800€ m/min eine Temperaturzunahme um durchschnittlich 100€K, die Erhöhung des Vorschubs von 0,1€mm auf 0,32€mm eine mittlere Temperaturzunahme um 150€K. Bei der Mischkeramik und der Siliziumnitridkeramik liegen die Schnittemperaturen deutlich niedriger als bei Al2O3/ZrO2-Keramik, wie bereits in Abb.€5.13 gezeigt. Der Übergang von Grauguss zu Vergütungsstahl bewirkt, wie dem Vergleich der Abb.€5.16 und 5.17 zu entnehmen ist, einen Temperaturanstieg, der in Abhängigkeit von den Prozessparametern zwischen 50 und 100€K liegt. Bemerkenswert ist die Temperaturzunahme bei der Si3N4-Keramik, die sich ohne weiteres nicht für die Stahlbearbeitung eignet. Es treten hohe Verschleißraten als Folge der thermischen Beanspruchung auf. Mit der IR-Kamera konnte die Temperaturverteilung auf der Nebenfreifläche des Werkzeugs aufgenommen werden [BAR88]. Im Orthogonalschnitt ist die Nebenfreifläche ständig sichtbar, so dass genügend Zeit zur Verfügung steht, um ein Gesamtbild (Abb.€5.18) aufzunehmen. Der Einfluss von Schnittgeschwindigkeit, Vorschub und Werkstoff auf die maximale Nebenfreiflächentemperatur kann Abb.€5.19 entnommen werden. Abbildung€5.19 stellt die Temperaturverteilung in einem Hartmetalldrehmeißel dar. Ermittelt wurde das Temperaturfeld auf der Spanfläche sowie in einer Ebene senkrecht und parallel zur Hauptschneide durch Einbringen von Thermoelementen in Bohrungen des Werkzeugs [KÜS56]. Der Übergang von Grauguss zu Vergü-

5.3 Schneidkeil- und Werkstücktemperatur

Temperatur ϑ

Si3N4 - Keramik

Al2O3/ZrO2 - Keramik

800 °C 600 500 400

Al2O3/TiC - Keramik

800 Temperatur ϑ

103

0

Werkstoff Schnittiefe Vorschub

°C 600

0

200 400 600 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

1000

1000

: Ck 45 : ap = 2,0 mm : fz = 0,10 mm

γ ε κ λ –6° –4° 90° 75° 0,3 Ha 0,16 up tsc hn eid e

500 400

200 400 600 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

Fase r 1,2mm 0,2×20° e 1,0 eid hn sc n be Ne

Abb.€5.17↜渀 Austrittstemperaturen bei der Fräsbearbeitung von Stahl [DEN92]

tc = 6 s

505

342

342

280 230

6

16

280 230 217

tc = 11 s

292 255 217

tc = 14 s

tc = 26 s

544 343 281 230 217

7

543

542 359

7 16 4 15 29 1

16

280 228

342

tc = 10 s

480

4

15

Nebenfreifläche

Werkstoff : Ck 45 N Schneidstoff : Al2O3 Schnittgeschw. : vc = 200 m/min Vorschub : f = 0,2 mm Schnittiefe : ap = 2,0 mm κ 90°

γ –6°

λ –0°

rε –0,4 mm

Abb.€5.18↜渀 Isothermenverteilung auf der Nebenfreifläche bei der Stahlzerspanung [BAR88]

tungsstahl bewirkt, wie dem Vergleich der Abb.€5.15 und 5.16 zu entnehmen ist, einen Temperaturanstieg, der in Abhängigkeit von den Prozessparametern zwischen 50 und 100€K liegt. Bemerkenswert ist die Temperaturzunahme bei der Si3N4-Keramik, die sich ohne weiteres nicht für die Stahlbearbeitung eignet. Es treten hohe Verschleißraten als Folge der thermischen Beanspruchung auf. Beim Vergleich der Abb.€ 5.17 und 5.19 ist zu berücksichtigen, dass unterschiedliche Vorschübe verwendet wurden. An Abb.€5.20 ist erkennbar, dass sich auf der Spanfläche eines Schneidkeils die höchsten Temperaturen einstellen, was auf den Einfluss der Reibung zurückzufüh-

max.Nebenfreiflächentemp.max

104

5 Energieumsetzung und Temperaturen

600

Ck 45 N

f = 0,2 mm

GGG - 40

°C 500

f = 0,1 mm

400

Ck 45 N 300 100

vc = 300 m/min

200 m.min 400 0 Schnittgeschwindigkeit vc

0,1

0,2 0,3 Vorschub f

mm

0,5

Werkstoff : Ck 45 N/GGG - 40 Schneidstoff : Al2O3 Schnittiefe : ap = 2,7 mm Fase : 0,2 × 20° γ rε κ λ 90°

–6°

–0°

–0,4 mm

Abb.€5.19↜渀 Maximale Temperatur an der Nebenfreifläche [BAR88]

1000°C

900 800 700 600 500 400

Werkstoff : 30 Mn 4 Schneidstoff : HM P 20 vc = 120 m/min b × h = 4,25 × 2,52 mm2 γ = 0°, λ = 0°, α = 4°, κ = 45° 400 500 600 700 800 900 1000°C

Schnitt A-B

α 300°C

D 0

0 1 2 3 4 5 6 mm

1000

1

2

3

4

mm 300°C

A 900 °C 800 700 600 500 400 300

B

Schnitt C - D C

Abb.€5.20↜渀 Temperaturfeld in einem HM-Drehmeißel [KÜS56]

5.3 Schneidkeil- und Werkstücktemperatur

105

ren ist. Da diese Temperaturen für das Verschleißverhalten der Werkzeuge von großer Bedeutung ist, wird eine analytische Abschätzung eingeführt, die jedenfalls die wichtigsten Einflussgrößen zeigen soll [BAE94, BEN03]. Der Schneidkeil wird wieder als einseitig unendlicher Körper aufgefasst. Nach Baehr gilt für die Spanflächentemperatur θγâ•›: θγ = θ0 +



2 √ q˙ ·√ t b π

(5.25)

mit der Wärmestromdichte q˙, Wärmeeindringkoeffizienten b und der Kontaktzeit t. Die Wärmestromdichte ergibt sich aus der Kontaktlänge KL und der Spanungsbreite "1", der Spangeschwindigkeit vSP und der Tangentialkraft auf der Spanfläche FTγ. 

q˙ =

FT γ · vSP 1 · KL

(5.26)

Mit den in Abschn. 5.1 genutzten Ableitungen ergibt sich schließlich die maximale Spanflächentemperatur zu 

θSP

FTγ · vc sin φ 2 = θ0 + · ·√ · b · 1 · KL cos (φ − γ ) π



KL cos (φ − γ ) · vc sin φ

(5.27)

Abbildung€5.21 zeigt die Abhängigkeit der Spanflächentemperatur von der Schnittgeschwindigkeit nach Gl. 5.24 [BEN03].

Numerisch

Analytisch 1600

1000 800

einseitig unendilch ausgedehnter Körper

Berechnungen von Vieregge

600 400

ϑ(0,t)=ϑ0 +

FTγ vc . sin(φ) . 2 . KL .cos(φ – γ) b · bSt · KL cos(φ – γ) vc sin(φ) π

200 0

0

Prozess: OrthogonalEinstechdrehen

500

1000 1500 2000 2500 m / min 3500 Schnittgeschwindigkeit vc

1 mm

vSp

Temperatur [°C]

1200

680

400

90

400 µm

Freifläche

1330

: HC P30-P40 : Ck45N Werkzeug Werkstoff Spanungsbreite : b = 3 mm Beschichtung : Ti(C,N)/Al2O3 : f = 0,1 mm KSS Vorschub : trocken

Temperatur [°C]

Finite Volumen Methode

vc = 2000 m / min

Spanflächentemperatur ϑsp

°C

vc = 200 m / min

Spanfläche

800

140

Geometrie: SNGN 120412 κ αeff γeff εr Fase 6° –6° 90° 0° –

Abb.€5.21↜渀 Spanflächentemperatur und Schnittgeschwindigkeit (nach Ben Amor)

106

5 Energieumsetzung und Temperaturen

Abb.€5.22↜渀 Optimierung des Schneidkeils

Spanfläche

−γ Nebenschneide

Ω Hauptschneide

−α Draufsicht auf die Spanfläche ε

κ

κN

5.4â•…Schneidkeiloptimierung Die Schneidkeile spanender Werkzeuge müssen dem jeweiligen Einsatzfall angepasst werden. Das gilt insbesondere für die Winkel des Schneidkeils. Eine Betrachtung des Raumwinkels Ω, den die Spanfläche und die Freiflächen der Haupt- und Nebenschneide bilden, gibt Hinweise für die Optimierung des Schneidkeils. Aus thermischen und mechanischen Gründen wird man diesen Raumwinkel möglichst groß machen, um eine robuste und stabile Schneidecke zu erhalten, die zudem über einen großen Raumwinkel die Wärme im Schneidkeil schnell abführt und damit das Temperaturniveau im Werkzeug senkt. Ein großer Raumwinkel€ Ω wird nach Abb.€5.22 erreicht durch Verringerung des Spanwinkels γ, des Freiwinkels€α und des Einstellwinkels κ bzw. durch Vergrößerung des Eckenwinkels ε. Dabei ergeben sich jedoch Grenzen durch gegenläufige Einflüsse: Spanwinkel γ: Bei Verringerung von γ nehmen die Kräfte und Leistungen zu. Freiwinkel α: Eine Mindestgröße von α€ =€ 5–6° sollte nicht unterschritten werden, da sonst die Reibkräfte an der Freifläche stark ansteigen und somit höhere Leistungen bewirken, was gleichbedeutend mit höheren Temperaturen im Werkzeug ist. Einstellwinkel κ: Der Einstellungswinkel wird üblicherweise nicht kleiner als 45° gewählt, weil – abgesehen vom Anwachsen der Passivkraft – auch die leistungsführende Schnittkraft bei gleichem Spanungsquerschnitt größer wird; denn die Spanungsdicke nimmt ab. Eckenwinkel€ε: Der Eckenwinkel sollte so groß ausgeführt werden, als nach den einsatzbedingten Schneidenlagen möglich ist. Ein minimaler Einstellwinkel der Nebenschneide κN darf aus Gründen der Schnittstabilität nicht unterschritten werden.

Fragen

107

Aus dieser Grenzbetrachtung folgt, dass ein Schneidkeil entsprechend dem Einsatzfall (Schruppen oder Schlichten, gleichmäßiger oder unterbrochener Schnitt, überwiegend thermische oder mechanische Belastung) optimiert werden kann und so einen Kompromiss darstellt zwischen günstigem Wärmefluss und großer mechanischer Tragfähigkeit durch einen großen Raumwinkel, einer breiten Vielfalt herstellbarer Formen durch geringen Eckenwinkel und geringer Reibbeanspruchung durch ausreichende Freiwinkel und Einstellwinkel der Nebenschneide.

Fragen ╇ 1. Welche Energiewandlungen finden an der Wirkstelle statt? ╇ 2. Welche Zonen der Energiewandlung sind zu unterscheiden? ╇ 3. Wie lassen sich die auf die Zonen entfallenden Energieanteile bestimmen, wenn Ihnen ein 3-Komponenten-Schnittkraftmesser zur Verfügung steht? ╇ 4. Wie lässt sich der Energieanteil aus eingefrorener elastischer Verformung (Eigenspannungen) abschätzen? ╇ 5. Wie erfolgt die Wärmeabfuhr von der Wirkstelle? ╇ 6. Skizzieren Sie den Ansatz des Modells zur Wärmestromabfuhr. ╇ 7. Nennen Sie einige Möglichkeiten der Temperaturmessung und diskutieren Sie sie. ╇ 8. Was ist der Seebeck-Effekt? ╇ 9. Erläutern Sie das Zweimeißel-Verfahren. Welchen Vorteil bietet es gegenüber dem Einmeißel-Verfahren? 10. Geben Sie eine obere Grenze für die Spantemperatur an. 11. Was verstehen Sie unter Festkörperkonvektion beim Spanen? 12. Vergleichen Sie die Werkstückoberflächentemperatur beim Spanen mit hoher und geringer Schnittgeschwindigkeit. Wann wird mehr Energie je Volumeneinheit umgesetzt? Wodurch sind die Temperaturunterschiede zu erklären? 13. Skizzieren Sie (schematisch) den Isothermenverlauf im Schneidkeil in der Keilmessebene und in einer Ebene parallel zur Schneidenebene im Abstand der 2-fachen Spanungsdicke von der Schneide. 14. Welche sind die wesentlichen Einflussgrößen auf die Temperatur im Schneidkeil? 15. Wodurch ist der Raumwinkel, der den Schneidkeil umschließt, begrenzt? 16. Welche gegenläufigen Einflüsse bestimmen die optimale Schneidkeilform? 17. Die Hochgeschwindigkeitsbearbeitung (HSC) gewinnt immer mehr an Bedeutung (s. auch Abschn.€ 9). Aluminiumwerkstoffe werden hierbei mit Schnittgeschwindigkeiten bis vc€=€10.000€m/min gegenüber vcmax€=€3000€m/min bei konventioneller Zerspanung bearbeitet. a. Um welchen Faktor erhöht sich hierbei der spezifische Energieanteil der Stoffumlenkung? b. Welchen Einfluss haben die bestimmenden Größen?

108

5 Energieumsetzung und Temperaturen

c. Geben Sie das Verhältnis der Energieanteile für die Stoffumlenkung zur Stoffumformung für beide Geschwindigkeitsbereiche an. konv.: HSC: Orthogonalschnitt:

vc€=€3000 m/min vf€=€6000 mm/min vc€=€10000 m/min vf€=€6000 mm/min γ€=€12°

λh,konv.€=€1,6 kf,konv.€=€155 MPa λh,HSC€=€3,5 kf,HSC€=€147 MPa ρ€=€2,8€kg/dm3

Literatur [BAR88] Bartsch, S.: Verschleiß von Aluminiumoxidkeramik-Schneidstoffen unter sationärer Belastung. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 1988 [BAE94] Baehr, H.D.: Wärme und Stoffübertragung. Springer 1994 [BEN03] Ben Amor, R.: Thermomechanische Wirkmecha nismen und Spanbil dung bei der Hochge schwindigkeitszerspanung. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 2003 [DAV07] Davies, M.A..e.a.: On the Measurement of Temperatures in Material Processing. Annals of the CIRP, 56 (2007), 2, p.581-604 [DEN92] Denkena, B.: Verschleißverhalten von Schneidkeramik bei instationärer Belastung. Dr.Ing. Diss. Univ. Hannover 1992 [KÜS56] Küsters, K. J.: Temperaturen im Schneidkeil spanender Werkzeuge. Dr.-Ing. Diss. RWTH Aachen 1956 [OPI52] Opitz, H.: Meßgeräte zur Ermittlung der Schnittkraft und Schnitttemperatur bei Zerspanungsvorgängen. Werkstatt und Betrieb, 85 (1952) 2, S. 43-47 [SCH33] Schwerd, F.: Über die Bestimmung des Temperaturfeldes beim Spanablauf. Zeitschrift des VDI, 77 (1933) 9, S. 211-216 [TÖN94] Tönshoff, H.K.; Wobker, H.-G.; Ziebeil, F.: Distribution of temperature and stress in the contact zone of a cutting tool. Annals of the German Acadamic Soc. for Production Engenieering, Vol.2, (1994) [VIE53] Vieregge, K.: Die Energieverteilung und die Temperatur bei der Zerspanung. Werkstatt und Betrieb, 86 (1953) 11, S. 691-703,

Kapitel 6

Modellierung und Simulation

Die Anwendung von Simulationen im Bereich der Zerspanung baut im Allgemeinen auf der Verbindung numerischer Methoden oder der algorithmischen Geometrie mit den in diesem Buch behandelten Verfahren auf. Entscheidend für die Aussagekraft sind daher nicht nur die Eingangsdaten der Simulation, sondern auch die zugrundeliegenden Modelle. Auf der anderen Seite bieten rechnergestützte Verfahren die Möglichkeit, Daten in vielen Variationen und in einer Geschwindigkeit und Auflösung zu berechnen, die ohne sie undenkbar wären. Die Konsequenz hieraus sind Möglichkeiten für neue Modelle, die bislang notwendige Vereinfachungen vermeiden und daher eine deutlich gesteigerte Aussagekraft haben. Man darf jedoch, trotz der eindrucksvollen und anschaulichen bewegten Bilder, nicht vergessen, dass Simulationen die Realität stets nachbilden – und zwar basierend auf der durch die Modelle gefilterten Sicht der Realität. Vor einer Schlussfolgerung auf Basis der Ergebnisse einer Simulation ist demnach die Anwendbarkeit des verwendeten Modells auf die jeweilige Situation zu prüfen und ggf. mittels realer Experimente zu verifizieren. Ziel einer Simulation muss stets sein, ein Modell anzuwenden und durch das systematische Durchspielen zahlreicher Varianten zu verstehen. Bei der Durchführung einer Simulation ist stets zwischen der Zeit, die durch die Simulation abgebildet wird – der Simulationszeit – und der tatsächlich benötigten Zeit für die notwendigen Berechnungen – der Realzeit – zu unterscheiden. Diese stimmen in den seltensten Fällen überein. Wird beispielsweise untersucht, wie viel Material bei einer Umdrehung eins Fräsers mit einer Drehzahl von 6.000/min entfernt wird, so beträgt die Simulationszeit hierfür eine hundertstel Sekunde, unabhängig davon, welche Realzeit in der Zwischenzeit vergangen ist. Im Bereich der Simulation des Zerspanprozesses werden zwei wesentliche Ansätze verfolgt, die sich durch ihre Zielsetzung und ihren Detailierungsgrad unterscheiden. Bei der geometrischen Simulation des Materialabtrags oder kinematischen Simulation wird die Form des am Werkstück zerspanten Bereiches in diskreten Zeitschritten und hieraus die jeweilige Gestalt des Werkstücks ermittelt. Moderne Systeme zur rechnergestützten Fertigungsplanung (engl.: Computer Aided Manufacturing, CAM) enthalten häufig einfache Varianten solcher Simulationen, um die geplanten Bearbeitungsprozesse zu visualisieren und zu überprüfen. Darüber hinaus B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_6, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

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werden spezialisierte, kommerzielle Systeme angeboten, die virtuelle Ebenbilder von Werkzeugmaschinen inklusive Kinematik, Steuerung und Simulation des Materialabtrags zur Verfügung stellen. Zielsetzung auch dieser Systeme ist bislang die Visualisierung und Überprüfung der Prozessplanung. In neuerer Zeit werden jedoch immer häufiger die ermittelten geometrischen Informationen zur Berechnung von technologischen Größen, wie z.B. Prozesskräften oder Temperaturen, verwendet. Die kinematische Simulation zeichnet sich durch die Möglichkeit zur Abbildung komplexer Werkzeug- und Werkstückgestalten aus und ist zudem in der Lage, auch komplizierte Bewegungen der beteiligten Komponenten nachzubilden. Im Gegensatz hierzu steht die numerische Simulation von Zerspanprozessen auf Basis der Finite-Elemente-Methode (FEM) oder der Molecular Dynamics (MD). Diese Ansätze betrachten die Vorgänge der Zerspanung sehr viel detaillierter, decken aber aus diesem Grund auch ein sehr viel kleineres zeitliches Intervall wie auch einen kleineren geometrischen Bereich ab. Die Berechnung für einen einzelnen Schneidendurchlauf kann hierbei bis hin zu mehreren Tagen dauern. Es ist offensichtlich, dass die Wahl eines geeigneten Simulationsansatzes von der Zielsetzung der gewünschten Untersuchungen abhängt. Für jeden Anwendungsfall ist daher nach dem Grundsatz vorzugehen: So detailliert wie nötig aber mit so wenig Aufwand wie möglich.

6.1â•…Kinematische Simulation Voraussetzung, um mit einem Rechner den Abtrag von Material am Werkstück nachzubilden, sind geometrische Modelle von Werkstück und Werkzeug sowie die Beschreibung der ausgeführten Bewegung. Geeignete Formate, um die Gestalt von beteiligten Komponenten zu beschreiben, finden sich im Bereich der rechnergestützten Konstruktion (engl.: Computer Aided Design, CAD). Tatsächlich werden diese Formate bereits bei der Planung der Bearbeitungsprozesse mittels CAM verwendet und bieten sich daher auch als Eingangsdaten für die Simulation an. Eine naheliegende Methode, um die Gestalt eines spanend bearbeiteten Werkstücks in einer Simulation nachzubilden, besteht darin, ein vorhandenes CAD-Modell des Werkstücks im Ausgangszustand durch das kontinuierliche Anwenden von geometrischen Schnittoperationen mit dem Werkzeug zu modifizieren und dem Fortgang des Zerspanprozesses anzupassen. Dies kann grundsätzlich durch dieselben Mechanismen erfolgen, die auch im CAD genutzt werden. In den meisten Fällen ist es jedoch sinnvoll, einen auf die Zielsetzung angepasstes Modell zu verwenden. Die Simulationszeit wird hierbei in Intervalle aufgeteilt, die nur näherungsweise betrachtet werden, jedoch kurz genug sind, um die jeweilige Veränderung hinreichend genau zu betrachten. Da zur Berechnung nur der Zustand zu Beginn und zum Ende des Zeitabschnitts betrachtet wird, wird von Zeitschritten bzw. Zeit-Diskretisierung gesprochen. Zwei wesentliche Kriterien für die Eignung eines Modells für eine konkrete Anwendung sind die zu erwartende Rechenzeit und der Speicherverbrauch. Wichtig

6.1 Kinematische Simulation

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sind dabei weniger der absolute Wert für eine konkrete Simulation als das Verhalten des Modells bei zunehmendem Detaillierungsgrad. Je nach Modell, kann sich bei einer Halbierung des maximalen Fehlers der benötigte Speicherplatz verachtfachen (verdoppeln je Raumrichtung) oder überhaupt nicht erhöhen. Gleiches gilt für die benötigte Rechenzeit. Für die Beschreibung der Bewegungen werden, je nach Komplexität, entweder direkte interaktive Eingaben oder der für die Programmierung der zu verwendenden Werkzeugmaschine vorhandene NC-Code verwendet. Innerhalb der Simulation wird dieses Format in die resultierende Bewegung des Werkzeugs, bezogen auf das Werkstück transformiert. Sowohl das Modell des Werkstücks wie auch des Werkzeugs bestehen aus Punkten, Kanten, Flächen und Körpern, die jeweils bezogen auf ein lokales Koordinatensystem beschrieben sind. Für Fräswerkzeuge wird der Nullpunkt üblicher Weise in die Spitze, mit Ausrichtung der Z-Achse entlang der Rotationsachse gelegt und mit Werkzeugkoordinatensystem bezeichnet. Das lokale Koordinatensystem des Werkstücks wird mit Werkstückkordinatensystem bezeichnet. Zur Beschreibung der Position einer Komponente ist es ausreichend, die Position und Orientierung des lokalen Koordinatensystems festzulegen (Abb.€6.1).

Werkzeug

Z

Werkzeugkoordinatensystem

Y X

Z Werkstückkoordinatensystem

Y

Z globales Koordinatensystem

Werkstück X

Y X

Abb.€6.1↜渀 Abbildung von Bewegungen über Transformation des lokalen Werkzeug-Koordinatensystems

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Dies geschieht durch eine räumliche Transformationsmatrix, die die Darstellung eines jeden Punktes oder Vektors im Zielkoordinatensystem beschreibt. Zur Darstellung einer Bewegung wird für jeden Zeitpunkt t eine solche Matrix festgelegt. Für den Fall, dass als Eingangsdaten das NC-Programm für die Werkzeugmaschine verwendet wird, muss zur Berechnung der tatsächlichen Bewegung ein mathematisches Modell der Maschinenkinematik und eine Nachbildung der Maschinensteuerung herangezogen werden, um die Transformationsmatrix zu berechnen. Die Aufgabe der Maschinensteuerung ist es, die beschriebenen Bewegungen in der realen Maschine umzusetzen. Um die dabei auftretenden physikalischen Beschränkungen zu umgehen, ist es notwendig, Modifikationen an den Bewegungsbahnen vorzunehmen. Eine plötzliche Richtungsänderung wird beispielsweise durch Verrundungen ersetzt, da die Beschleunigung der physikalischen Maschinenachsen beschränkt ist. Darüber hinaus, weicht eine Maschine aufgrund von Nachgiebigkeiten und Schwingungen von der Idealbahn ab. Die Untersuchung dieser Abweichungen ist häufig das Ziel der durchgeführten Simulationen. Je mehr Einflüsse nachgebildet werden sollen, desto größer ist der notwendige Aufwand. Zudem ist die Zielsetzung der kinematischen Simulation häufig auf die Verwendung der Ergebnisse in weiteren Simulationen ausgerichtet, die das Maschinenverhalten nachbilden [SUR06, REH09]. An dieser Stelle soll jedoch nur die Funktionsweise der Berechnung der Werkstückgestalt zu den einzelnen Zeitpunkten beschrieben werden. Im Folgenden wird deshalb von einer gegebenen Beschreibung der Bewegungsfunktion ausgegangen. Um die räumliche Gestalt von Werkzeug und Werkstück zu beschreiben, ist ein geeignetes rechnerinternes Format, ein sogenanntes Volumenmodell, notwendig. Ungeachtet der Vielzahl der aus dem CAD bekannten konkreten Dateiformate, lassen sich die Methoden der Darstellung in drei Klassen aufteilen. Volumetrische Modelle nutzen kleine, einfach zu beschreibende, aneinander grenzende, sich jedoch nicht schneidende Zellen, um diese zu einem Gesamtmodell zu kombinieren. Bei Verknüpfungsmodellen werden durch geschlossene Formeln beschreibbare räumliche Objekte wie Kugeln, Quader, Zylinder etc. durch sogenannte Boolesche Operationen miteinander verknüpft, d.h. durch Vereinigung, Durchschnitt oder Differenz der jeweiligen eingeschlossenen Teilmengen des kartesischen Raums. Bei den sogenannten Grenzflächenmodellen (engl.: Boundary Representation, B-Rep) werden die Objekte durch die sie einschließenden, aneinandergrenzenden Flächen beschrieben [STR06]. Dies können sowohl komplexe parametrisierte Flächen, wie auch eine Vielzahl von Dreiecken sein. Für die Simulation von Materialabtrag kommen unterschiedliche, teils spezialisierte Varianten dieser Klassen zum Einsatz, die im Folgenden beschrieben werden.

6.1.1  Darstellung des Werkstücks Bevor konkrete Modelle zur Darstellung des Werkstücks erläutert werden, soll zunächst noch ein Blick auf die Anforderungen aus Anwendersicht geworfen werden.

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Diese hängen, wie bereits mehrfach erwähnt, von den Zielen der mit ihrer Hilfe durchgeführten Untersuchung ab. Daher müssen vor der Auswahl eines Modells zunächst die folgenden Fragen gestellt werden, nach denen die Modelle bewertet werden müssen. 1. Mit welcher Genauigkeit soll die Werkstückgestalt ermittelt werden? Diese Frage beeinflusst nicht nur die Auswahl des Modells an sich, sondern bei Nutzung einer approximierten Gestalt die Wahl der Anzahl von Elementen bzw. der Element-Auflösung. Je nach Anwendung kann es hinreichend sein, lediglich eine Aussage über den Zeitpunkt des Kontaktes zwischen Werkzeug und Werkstück zu treffen oder die genaue Oberfläche mit sehr hoher Auflösung zu berechnen. Eine höhere Genauigkeit führt meist zu einem höheren Bedarf an Speicherplatz und wirkt sich negativ auf die Geschwindigkeit der Simulation aus. 2. Wird das ganze Werkstück oder nur ein Ausschnitt betrachtet? Nicht immer ist es von Interesse, die Bearbeitung eines kompletten Werkstücks abzubilden. Zudem ist es möglich, dass z.B. nur eine Seitenfläche des Werkstücks mit hoher Genauigkeit untersucht werden muss. 3. Welche zeitliche Auflösung und Dauer soll untersucht werden? Wie bereits bei der Abgrenzung der kinematischen Simulation von FEM und MD, spielt diese Frage auch hier eine Rolle. Eine höhere zeitliche Auflösung hat im Allgemeinen eine längere Rechenzeit zur Folge. Der Speicherbedarf für das Modell steigt zwar nicht an, dafür werden jedoch mehr Ergebnisdaten erzeugt. 4. In welcher Realzeit soll die Simulation durchgeführt werden? Es ist zu prüfen, ob für die Dauer der Berechnungen zeitliche Einschränkungen bestehen. Dies ist insbesondere bei Simulationen der Fall, die parallel zum realen Prozess durchgeführt werden, um über diesen zusätzliche Informationen zu erhalten oder sogar regelnd auf ihn einzuwirken. Bei Simulationen zur Überprüfung von NCProgrammen ist es natürlich erwünscht, nur möglichst kurz auf das Ergebnis warten zu müssen. 5. Welche Art von Bewegungen des Werkzeugs wird erwartet und was bedeutet dies für die entstehende Gestalt? Ein 3-Achs-Fräsprozess ist in den meisten Fällen von vornherein auf die Oberfläche einer Seite eines Quaders beschränkt. Durch die Wahl eines geeigneten Modells kann die Aussagekraft der Simulation verbessert oder der Ressourcenverbrauch vermindert werden. Gleiches gilt für viele Prozesse, die sich aus translatorischen und rotatorischen Bewegungen zusammensetzen. Dies kann insbesondere bedeuten, dass das Werkstück, zumindest in Idealgestalt, rotationssymmetrisch aufgebaut ist, beispielsweise bei einem Dreh- oder Rundschleifprozess. 6. In welcher Art sollen die ermittelten geometrischen Daten weiterverarbeitet werden? Je nach Ziel einer geometrischen Simulation und nach betrachtetem Prozess sollen unterschiedliche Informationen ermittelt werden. Dies können beispielsweise Kräfte, Temperaturen, etc. sein. Die Eingangsdaten für die verwendeten technologischen Berechnungen müssen auf möglichst einfache Art und mit geringen Verlusten aus den Simulationsergebnissen ermittelt werden können. Unter Umständen sollen sie Eingangsdaten für andere Simulatio-

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nen sein. Umgekehrt sind ggf. die Ergebnisse anderer Simulationen auch die Eingangsdaten für das verwendete Abtragsmodell. Bei einigen Anwendungen erfolgt sogar ein stetiger Austausch zwischen verschiedenen Simulationssystemen, um dynamische Effekte abzubilden. Der Datenaustausch beeinflusst dann besonders stark die Wahl des Werkstückmodells. 6.1.1.1â•…Voxelmodelle Ein Voxelmodell ist die einfachste Form einer volumetrischen Darstellung räumlicher Objekte [HOU03]. Es ist vergleichbar mit Bitmapformaten für Grafiken. Durch dreidimensionale Felder kleiner Quader wird ein diskretisiertes Abbild des Werkstücks erzeugt (Abb.€6.2). Die Quader werden mit Voxel bezeichnet, einem Kunstwort für volume element (in einigen Quellen auch volumetric pixel). Da ein Voxel nur zwei Zustände kennt, nämlich Material vorhanden oder kein Material vorhanden, benötigt es nur ein Bit an Speicherplatz. Der Ort eines Voxels wird über die Position in der dreidimensionalen Speichermatrix festgelegt. Die Genauigkeit eines Voxelmodells ist im günstigsten Fall durch den kleinsten, senkrechten Gitterabstand und im ungünstigsten Fall durch die Länge der Raumdiagonale des Voxels festgelegt. Da dreidimensionale Datenfelder verwendet werden, steigt der Speicherbedarf in dritter Potenz, d.h. bei einer Verdoppelung der Auflösung in jeder Hauptrichtung wird die achtfache Speichermenge benötigt. Für einen Würfel mit der Kantenlänge 200€ mm und einen Gitterabstand von 0,1€ mm würde demnach bereits ein Speicher von 1€Gigabyte benötigt (2000³ Bit). Der enorme Speicherverbrauch des Voxel-Modells lässt sich zwar durch eine flexible Variation der Auflösung in den unterschiedlichen Werkstückbereichen abschwächen – beispielsweise durch eine sogenannte Octree-Struktur – dies erhöht jedoch deutlich die Komplexität der Berechnungen.

Abb.€6.2↜渀 Schematische Darstellung eines Voxelmodells

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Insgesamt lässt sich festhalten, dass Voxelmodelle aufgrund ihrer Einfachheit schnell anwendbar sind und bei niedrigen Auflösungen eine sehr hohe Rechengeschwindigkeit erreichen. Mit steigender Anzahl der Voxel stößt dieses Verfahren jedoch schnell an seine Grenzen. 6.1.1.2â•…Dexelmodelle Ein im Prinzip dem Voxelmodell sehr ähnlicher Ansatz, das sogenannte Dexelmodell, stellt über einer zweidimensionalen Matrix von äquidistanten, diskreten X- und Y-Positionen die jeweilige Höhe der Ober- und der Unterseite des Werkstücks dar. Die entstehenden Stäbchenelemente an den Matrixpositionen werden mit Dexel (depth elements) bezeichnet [STA06]. Dies ist anschaulich vergleichbar mit auf einem Brett rechteckig angeordneten, parallelen Nägeln, die durch den Prozess beschnitten werden (Abb.€6.3). Für den Fall, dass die Höhenwerte für beide Seiten identisch sind, ist kein Material, also anschaulich kein Nagel vorhanden. Durch die Beschränkung auf ein Dexel pro Position ergibt sich eine Einschränkung in der Darstellbarkeit beliebiger räumlicher Objekte. In Richtung des Verlaufs eines Dexels können keine Lücken im Material dargestellt werden. Dies lässt sich durch eine Erweiterung mit einer lokal variablen Zahl von Dexeln vermeiden, führt jedoch zu erhöhtem Speicherbedarf und einer komplexeren Datenstruktur. Dexelmodelle haben gegenüber den Voxelmodellen den Vorteil, dass der Speicherbedarf nur in zweiter Potenz wächst. Zusätzlich ist die Genauigkeit in Richtung der Dexel sehr viel höher, da die Höhenwerte statt über ganzzahlige Werte

Abb.€6.3↜渀 Dexelmodell eines Quaders

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mit Fließkomma-Genauigkeit dargestellt werden können. Ein beliebiger Punkt auf einer näherungsweise senkrecht zur Stäbchenrichtung verlaufenden Oberfläche ist also über Interpolation zwischen den Höhenwerten der benachbarten Rasterpunkte recht genau zu bestimmen. Liegt die betrachtete Richtung jedoch in der Ebene der Rastermatrix, so wird keine höhere Genauigkeit als beim Voxelmodell erreicht. Für ein allgemein anwendbares Materialabtragsmodell ist es jedoch nicht zufriedenstellend, wenn die Rechengenauigkeit stark von der betrachteten Richtung abhängt. Man kann diese Problematik umgehen, indem für jede Hauptachse des kartesischen Werkstück-Koordinatensystems ein eigenes Dexelfeld aufgebaut wird. Diese Vorgehensweise hat allerdings den Nachteil, dass zur Weiterverarbeitung, beispielsweise zur Visualisierung, drei redundante Datenmengen zu einem Gesamtmodell zusammengefügt werden müssen, ein Vorgang der zum Teil recht aufwändig ist. Der Speicherbedarf des bereits beim Voxelmodell verwendeten Beispiels eines Würfels mit 2000 Elementen pro Richtung liegt beim Dexelmodell − setzt man einfache Fließkommagenauigkeit (32Bit) in drei Raumrichtungen voraus − bei 2000² Elemente à 192 Bit, das ergibt 96 MByte. Selbst bei einer aufwändigeren Darstellung der Dexel ist also bereits bei dieser Werkstückgröße und Auflösung mit einem deutlich geringeren Speicherbedarf zu rechnen als beim Voxelmodell. 6.1.1.3â•…Polyedermodelle Polyeder-Modelle gehören zur Gruppe der Grenzflächenmodelle, d.h. ein Körper wird komplett durch seine Oberfläche beschrieben. Im Fall des Polyedermodells besteht diese Fläche ausschließlich aus ebenen Polygonen (Facetten), die die tatsächlich zu beschreibende Fläche mit einer im Allgemeinen vorher spezifizierten maximalen Abweichung bedecken (Abb.€ 6.4). Um eine konsistente Funktion sicherzustellen, muss die Oberfläche geschlossen sein, darf also keine Lücken enthalten. Anschaulich bedeutet dies, dass die beschriebene Fläche „wasserdicht“ ist. Um

Abb.€6.4↜渀 Polyedermodell unter Verwendung von Dreiecken

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dies zu erreichen, wird häufig die Datenstruktur für das Modell derart aufgebaut, dass ein hierarchischer Baum aus Körper, Flächen, Kanten und Knotenpunkten entsteht. Eine Fläche wird in diesem Baum durch Verweise auf die begrenzenden Kanten beschrieben. Diese bestehen aus Verweisen auf Anfangs- und Endknoten. Durch Mehrfachverweise auf gemeinsame Elemente wird die Gefahr von Lücken vermindert und die Überprüfbarkeit der Konsistenz des Modells erleichtert. Zwei benachbarte Flächen verweisen beispielsweise auf dieselbe Kante. Um grafische Darstellungen oder Rechenoperationen mit den beschriebenen Körpern zu vereinfachen, ist jeder Fläche zusätzlich ein Normalenvektor zugeordnet, der aus dem Körper herauszeigt. Schnittoperationen zwischen zwei Körpern lassen sich im Polyedermodell auf eine Reihe von Schnittoperationen zwischen den miteinander in Kontakt stehenden Facetten beider Körper reduzieren. Getrennt durch die Polygonzüge der Schnittkanten beider Körperoberflächen, entstehen vier oder mehr Teilschalen, die je nach Art der Operation zum resultierenden Körper zusammengefügt werden. In der Praxis wird häufig auf Polyeder mit mehr als drei Ecken bzw. Seiten verzichtet. Hierdurch verringert sich die Anzahl der zu unterscheidenden Konfigurationen beim Schnitt. Elemente mit mehr Ecken lassen sich einfach in Dreiecke zerlegen. Die Rechengenauigkeit des Polyedermodells ist abhängig von der Genauigkeit der Approximation. Bei der Durchführung von Schnittoperationen ist es jedoch teilweise schwierig, zwei identische Punkte als solche zu erkennen, da durch den vorhandenen Rechenfehler nicht identische Koordinaten, sondern nur zwei sehr dicht beieinander liegende Werte vorliegen. Dies wird durch die Einführung eines Schwellenwertes vermieden, der zwei Punkte unterhalb eines Mindestabstands als identisch definiert. Trotzdem kann es bei ungünstigen Konfigurationen zu inkonsistenten Daten kommen, die entweder durch entsprechende Fallunterscheidungen vermieden oder nach anschließender Überprüfung korrigiert werden müssen. Die für eine Schnittoperation erforderliche Rechenzeit hängt von der Anzahl der Flächen der beteiligten Körper ab. Eine Verdoppelung der Flächenzahl an beiden Komponenten vervierfacht die Anzahl der notwendigen Vergleiche. Der Speicherbedarf ist nicht, wie bei den volumetrischen Modellen, direkt berechenbar. Das Beispiel des Würfels mit 200€ mm Kantenlänge lässt sich sehr einfach als Polyeder-Modell darstellen – tatsächlich ist ein Würfel bereits ein durch die sechs Seiten mit Polyedern, nämlich Quadraten, beschrieben. Für eine Darstellung mit Dreiecksflächen müssen jeweils nur Diagonalen in die Seiten eingefügt werden. Die so entstehende Darstellung des Würfels ist in jedem Punkt mathematisch korrekt und ohne Fehler und benötigt, unabhängig von der Größe des Würfels stets den gleichen Speicherplatz. Je komplexer die Gestalt eines Werkstücks wird, desto größer wird jedoch auch die benötigte Anzahl von Flächen. Hier wird auch ein Nachteil des Polyedermodells offenbar. Durch jede Verschnittoperation mit dem Werkzeug kommen im Allgemeinen mehr Polyeder hinzu als entfernt werden. Der Speicherbedarf wächst also mit Fortschreiten der Simulation. Vorteil dieses Ansatzes ist, dass je nach Bedarf in verschiedenen Werkstückbereichen lokal sehr unterschiedliche Genauigkeiten erzeugt werden können.

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6.1.1.4â•…CSG-Modelle (Constructive Solid Geometry) CSG-Modelle [SUR06] werden durch Anwendung von Mengenoperationen auf eine Grundmenge einfach zu beschreibender Grundkörper, sogenannter Primitiva, gebildet und gehören damit zu den Verknüpfungsmodellen. Im Gegensatz zu den bislang beschriebenen Modellen, wird die Schnittoperation jedoch nicht zum Zeitpunkt der Definition durchgeführt, sondern die verwendeten Körper und Operationen gespeichert (Abb.€6.5). Die Datenhaltung erfolgt als binärer Baum, dessen Blätter durch die einzelnen Primitiva und dessen Knoten durch die jeweilige Mengenoperation gebildet werden. In dieser Struktur ist eine Schnittoperation, wie sie bei Zerspanprozessen vorgenommen wird, sehr einfach hinzuzufügen. Darüber hinaus ist die resultierende Gestalt, abhängig von der Darstellungsgenauigkeit der Grundelemente, analytisch exakt beschrieben. Bei der Weiterverarbeitung, beispielsweise zur grafischen Darstellung oder zur Berechnung von Prozessgrößen, muss jedoch der Baum der Operationen jeweils erneut ausgewertet und in ein anderes Modell

Werkzeug

Werkstück Vf

Abb.€ 6.5↜渀 CSG-Modell eines Kugelkopf-Fräsprozesses (oben), resultierende Werkstückgestalt (unten)

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konvertiert werden, da CSG-Modelle nur sehr eingeschränkt für die direkte Nutzung geeignet sind. Der bereits mehrfach als Beispiel herangezogene Würfel erzeugt im CSG-Modell einen Baum mit einem Knoten. Die Größe des Baums steigt mit der Anzahl der durchgeführten Operationen. Damit steigen auch der Speicherbedarf und die Rechenzeit für die weiterführende Auswertung. Die Speicherung der Schnittoperation selbst kann jedoch sehr schnell vollzogen werden. 6.1.1.5â•…Höhenlinien Ein weiteres Modell auf Basis von Grenzflächen ist das Höhenlinien-Modell (Abb. 6.6) [DEN07]. Ähnlich der Darstellung von landschaftlichen Erhebungen in Karten, wird das Werkstück hierbei mit parallelen Ebenen, üblicherweise parallel zu einer der kartesischen Hauptebenen, geschnitten und der Linienzug als zweidimensionales Modell gespeichert. Der Linienzug kann entweder als Polygonzug mit entsprechender Vorgabe für die maximale Abweichung angelegt werden oder als analytische Beschreibung in Form von parametrisierten Kurven. Im Fall von Polygonzügen erhält man auf diese Weise einen Spezialfall des Polygonmodells, da sich die Knoten benachbarter Ebenen leicht zu Dreiecken ergänzen lassen. Zum Schneiden des dargestellten Werkstücks mit einem Werkzeug genügt es, den Schnitt des Werkzeugs in der jeweiligen Ebene zu bestimmen und die entstehende Schnittkurve mit dem jeweiligen Höhenzug zu verschneiden. Die durchgeführte Operation ist sehr viel einfacher zu vollziehen als beim allgemeinen Polyedermodell, da es sich um eine zweidimensionale Schnittoperation handelt. Ein weiterer Vorteil des Höhenlinienmodells liegt in dem geringeren Aufwand zur Aufbereitung bei der Weiterverwendung der Ergebnisse. Das beim Material-

Abb.€6.6↜渀 Höhenlinienmodell

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abtrag in einem Zeitschritt zerspante Volumen ist durch die Ebenen in Elemente zerteilt, die in einer Richtung durch parallele Ebenen begrenzt werden, was weitere Berechnungen vereinfacht.

6.1.2  Werkzeugmodell Jedes der beschriebenen Modelle für das Werkstück ist darauf ausgerichtet, mit einem geeigneten Modell für das Werkzeug modifiziert zu werden, indem geometrische Schnittoperationen durchgeführt werden. Das für das Werkzeug verwendete Modell muss hierbei nicht zwangsläufig auf dieselbe Art aufgebaut sein wie das Werkstück. Vielmehr ist es, je nach Situation, von Vorteil, ein spezielles, auf das Bearbeiten des Werkstückmodells angepasstes Werkzeugmodell zu nutzen. Hierbei ist insbesondere zu beachten, dass bei Verwendung eines Werkstücks mit analytisch beschriebener Gestalt die Verwendung von diskretisierten Werkzeugmodellen den Vorteil der hohen Genauigkeit zunichtemacht. Insgesamt gilt, dass die Genauigkeit der Darstellung des Werkzeugs auf die des Werkstücks abzustimmen ist. Gleiches gilt für die Wahl der zeitlichen Auflösung. Trotzdem ist es, abhängig vom Ziel der Simulation, oft sinnvoll, Vereinfachungen beim Werkzeugmodell vorzunehmen. Bei den meisten Anwendungen mit rotierenden Werkzeugen ist es hinreichend, den durch die Rotation entstehenden Körper des Werkzeug zu betrachten, da die Bewegung der einzelnen Schneiden in den Zeitschritten der Simulation nicht betrachtet werden. Daher werden keine CAD-Modelle des tatsächlichen Werkzeugs mit einer detaillierten Darstellung der einzelnen Schneiden verwendet. Die Werkzeuge werden stattdessen häufig über die Konturkurve des Rotationskörpers spezifiziert. Eine Darstellung mit sieben Parametern, mit der die meisten Fräswerkzeuge abgebildet werden können ist in DIN66215 angegeben [DIN66215]. Trotz der Reduzierung der Werkzeuge auf ihren Rotationskörper kann im Übrigen durchaus bei der Auswertung der Ergebnisse die Schnittrichtung und -geschwindigkeit oder die konkrete Gestalt der Schneiden berücksichtigt werden. Ungeachtet des verwendeten Formats oder Detaillierungsgrads des Werkzeugmodells ist beim Schneiden des Werkstückmodells zu beachten, dass zur Bestimmung des zu entfernenden Materials auch bei sehr hochauflösender zeitlicher Diskretisierung stets der vom Werkzeug durchlaufene Raum – die Spur – zu betrachten ist und nicht das Werkzeugmodell zu einem bestimmten Zeitpunkt. Daher ist aus dem Werzeugmodell und den Daten über die durchgeführte Bewegung durch eine weitere Operation ein sogenanntes Spurvolumen zu erzeugen. Dies ist insbesondere bei Werkzeugbewegungen, die durch Kombination von translatorischen und rotatorischen Bewegungen abgebildet werden nicht trivial. Für viele Modelle existieren allerdings bereits Algorithmen, die Spurvolumina erzeugen können. Ein weiterer wichtiger Aspekt bei der Wahl eines geeigneten Werkzeugmodells ist die Konvexität. Bei der Berechnung von Schnitten zwischen Werkzeugen und Werkstück wird bei den meisten Verfahren jeweils nur der sichtbare Bereich der

6.1 Kinematische Simulation

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Profilierte Schleifscheibe (Werkzeug) Nicht sichtbarer Bereich Strahl zur SchnittBestimmung

Betrachtungsrichtung

Werkstück

Abb.€6.7↜渀 Berücksichtigung von konkaven Bereichen im Werkzeugmodell

Werkzeugoberfläche von unterschiedlichen Seiten betrachtet und dieser mit dem Werkzeugmodell verschnitten. Befinden sich in der jeweils betrachteten Richtung Hinterschnitte im Werkzeug, d.h. ein Strahl in Blickrichtung würde mehr als einmal in das Material ein- und wieder austreten, so wird der verdeckt liegende Bereich nicht erkannt Dieser Fall kann beispielsweise beim Schleifen mit profilierten Schleifscheiben (Abb.€6.7). Topfscheiben oder bei der detaillierten Betrachtung von Fräsprozessen inklusive der Einzelschneiden auftreten. Nicht nur aus diesem Grund ist es wichtig, bei der Auslegung von kinematischen Simulationen mit der Funktionsweise der Modelle und Algorithmen vertraut zu sein.

6.1.3  Ermittlung von Prozessgrößen Bislang wurde beschrieben, wie aufgrund rein geometrischer Betrachtungen für ein vorher festgelegtes Zeitintervall die Gestalt des zerspanten Materials bestimmt werden kann. Die Eingangsgrößen der analytischen Methoden, wie sie in den vorangegangenen Kapiteln beschrieben werden, beinhalten keine detaillierte Information über diese Gestalt, sondern müssen Verallgemeinerungen vornehmen. Im Gegensatz hierzu bietet die Simulation die Möglichkeit, eine Darstellung der tatsächlichen Form des pro Zeitschritt entfernten Bereichs zu ermitteln. Dies erfordert einerseits, dass die ermittelten Daten zur weiteren Verwendung aufbereitet werden, andererseits bietet sich durch Einbeziehung von Wissen über weitere Prozessgrößen die Möglichkeit, ein sehr viel detaillierteres Bild des ablaufenden Prozesses zu erhalten.

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6 Modellierung und Simulation

Einige der wichtigsten geometrischen Eingangsgrößen beim Zerspanen sind der Spanungsquerschnitt, die Kontaktfläche zwischen Werkzeug und Werkstück und das zerspante Volumen pro Zeiteinheit. Insbesondere bei wechselnden Eingriffsbedingungen lässt sich zur präziseren Bestimmung dieser Größen der betrachtete Bereich in kleine Teilbereiche aufteilen. Die unterschiedlichen Verfahren zur Berechnung weiterer Prozessgrößen, wie beispielsweise Zerspankräften, können anschließend separat, mit jeweils angepassten Parametern auf die Teilbereiche angewendet werden. Hierdurch können die in der Praxis lokal variierenden Größen, wie etwa Schnittgeschwindigkeiten besser berücksichtigt werden. Als Beispiel für eine Anwendung der Berechnung der Gestalt der Spanfläche soll eine Kopplung der ermittelten Kräfte an eine Simulation des dynamischen Schwingungsverhalten der verwendeten Werkzeugmaschine erläutert werden. Ziel ist es, das Stabilitätsverhalten beim Nutenfräsen nachzubilden und die hierdurch entstehende Beeinflussung der Bauteiloberfläche zu bestimmen. Aufgrund der Prozesskrafteinwirkung erfolgt während der Bearbeitung eine Abdrängung des Werkzeugs, was wiederum zu sich ändernden Eingrifffsverhältnissen und damit zu variiernden Kräften führt. In Verbindung mit dem Schwingungsverhalten der Maschine kommt es zu dynamischen Effekten, die sich als Unregelmäßigkeiten auf der Oberfläche des Werkstücks abbilden. Um die Kräfte bei den wechselnden Eingriffsbedingungen zu bestimmen, sind rein analytische Betrachtungen nicht hinreichend. Auch eine Vereinfachung des Abtragprozesses, indem lediglich der Rotationskörper des Werkzeugs mit dem Werkstück geschnitten wird liefert keine ausreichende zeitliche Auflösung des Kräfteverlaufs. Vielmehr ist es notwendig, die Position der einzelnen Schneiden des Fräsers in die Simulation mit einzubeziehen und die Kraftverläufe bei rotierendem Werkzeug zu ermitteln. Abbildung.€6.8 zeigt den Abtrag der zwei Schneidplatten eines

Werkzeug

Abtragsbild der einzelnen Schneidplatten Schneidplatte 2

Schneidplatte 1 Werkstück

Abb.€ 6.8↜渀 Simulation des Materialabtrags einzelner Schneidplatten im rotierendem Werk�zeugsystem

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6.1 Kinematische Simulation

Torusfräsers. Die von den beiden Schneiden bearbeiteten Bereiche sind hier zum Zweck der Veranschaulichung unterschiedlich eingefärbt. Zur Berechnung der Zerspankräfte für die Prozessbedingungen eines jeden Zeitschritts wird zunächst die geometrische Gestalt des zerspanten Bereichs aus dem verwendeten Werkstückmodell ermittelt. Sie entspricht dem Durchschnitt des Spurkörpers des Werkzeugs von der Start- bis zur Endposition des betrachteten Zeitschritts mit der Gestalt des Werkstücks vor zum Startzeitpunkt. Es ist zu beachten, das jedes Zeitintervall auch in der Rotationsbewegung des Fräsers ein Intervall enthält. Die Zeitschritte sind daher hinreichend klein zu wählen, damit der entstehende Sehnenfehler bei der Bildung des Spurkörpers vernachlässigt werden kann. In der Anwendung hat sich ein maximale Schrittweite von 10° der Werkzeugrotation als geeignet erwiesen. Im nächsten Schritt wird aus dem ermittelten Volumenelement die Spanfläche ermittelt. Die für jeden Einzelpunkt relevante Information ist hierbei die Position in dem von der Fräserachse und dem Radius aufgespannten Bezugssystem. Daher wird im Raum der Zylinderkoordinaten über diesen Achsen eine Projektion des Körpers auf die durch den Radius und die Werkzeugachse aufgespannte Ebene vorgenommen. Die so entstehende Fläche wird in Teilflächen zerlegt und für diese der jeweilige Anteil der Kraftkomponenten berechnet (vergl. Kap. 4)1. Sie Summe der Anteile ergibt jeweils die zu bestimmende Kraftkomponente (Abb.€6.9).

ap

Koordinate in Spindelachsrichtung ap

21 mm 19 18

Integration der Fläche durch äquidistante, umschließende Rechtecke

17 16 15 7,5 9,0 mm 10,5 Abstand zur Spindelachse h

Abb.€6.9↜渀 Berechnung der Zerspankräfte anhand der Spanfläche aus der Simulation 1╇ Im vorgestellten Beispiel wurde zur Ermittlung der Kräfte ein von Altintas eingeführtes semiempirisches Kraftmodell verwendet. Vergleiche hierzu [ALT00].

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6 Modellierung und Simulation

Abb.€6.10↜渀 Simulation des Materialabtrags beim Werkzeugschleifen

Ein Anwendungsbeispiel, bei dem weniger die Querschnittsfläche, sondern mehr die Kontaktfläche zwischen Werkzeug und Werkstück eine wesentliche Rolle spielt, ist die Abstimmung von Schleifprozessen bei der Fertigung von Fräsern und Bohrern aus Hartmetall [DEN08]. Die Nuten am Werkstück – in diesem Fall der Fräser oder Bohrer – werden durch eine profilierte Schleifscheibe erzeugt, die auf mehreren Helixbahnen um das zylindrische Werkzeug verläuft (Abb.€6.10). Bedingt durch den harten Werkstoff und die angestrebten hohen Zeitspanvolumina entstehen große Prozesskräfte. Diese führen, wie auch in dem ersten Beispiel, zu Abweichungen von der zu fertigenden Gestalt, in diesem Fall jedoch durch eine Abdrängung des Werkstücks. Ist die Art und Größe dieser Abweichung bekannt, so kann durch eine Anpassung der Zustellung der Fehler kompensiert werden. Die analytische Betrachtung von geometrischen Eingangsgrößen (vgl. Kap. 12.7) führt Schleifprozesse auf das Planschleifen zurück, indem die einzelnen Größen zu äquivalenten Größen transformiert werden, beispielsweise dem äquivalenten Scheibenradius req oder der äquivalenten Spanungsdicke heq. Hierzu wird eine Verallgemeinerung vorgenommen, indem die tatsächlich lokal variierenden Größen durch einen durchschnittlichen Wert ersetzt werden. Dadurch, dass beim Werkzeugschleifen die Achse der Schleifscheibe gegenüber der Vorschubrichtung angestellt ist, variieren auf der Kontaktfläche nicht nur die Schnittgeschwindigkeit, sondern auch die Kontaktlänge und Spanungsdicke. Hieraus folgt eine ungleichmäßige Kräfteverteilung, die Auswirkungen auf die Abdrängung hat. Eine Untersuchung mit Hilfe einer geometrischen Simulation liefert die notwendigen Daten für eine genauere Betrachtung. Zur Auswertung wird die in der Simulation berechnete (nicht ebene) Kontaktfläche in kleinere Teilflächen zerlegt. Anhand der, auf gleiche Art wie im ersten Beispiel bestimmten, berechnete Gestalt des zerspanten Bereichs wird jeder Teilfläche das zerspante Volumen

6.2 Numerische Simulation nach FEM

125 13.4

N/mm2

0

Abb.€6.11↜渀 Durch Simulation ermittelte Verteilung der Normalspannungen an der Kontaktfläche bei gerader Nut (links) und bei einer Helixnut (rechts)

im jeweils betrachteten Zeitintervall zugeordnet. Aus diesem lassen sich heq und die äquivalente Spanungsbreite beq respektive die äquivalente Querschnittsfläche Aeq = beq · hec bestimmen. Diese werden für jede Einzelfäche als Eingangsgrößen für die Berechnung der Kräfte verwendet, um auf diese Art die Normalspannungen an der Kontaktfläche zu ermitteln (Abb.€6.11). Mit dieser Verteilung als Eingangsgröße für eine Simulation der Durchbiegung des Werkstücks lassen sich sehr viel präzisere Aussagen über die Abdrängung erzielen. Wird die Berechnung der Kräfte mit einem geeigneten Modell gekoppelt, so lassen sich, ähnlich wie im ersten Beispiel, auch dynamische Effekte nachbilden [DEI10].

6.2â•…Numerische Simulation nach FEM Mit leistungsfähigen Rechenanlagen wurden Simulationen aufgrund numerischer Verfahren möglich. Auch sie beruhen sämtlich auf Modellen, die das reale Verhalten des zu untersuchenden Systems nur in Abstraktionen wiedergeben (Abb.€6.12); allerdings ist man – abhängig vom Aufwand – freier in der Wahl der berücksichtigten Effekte verglichen mit geschlossenen analytischen Methoden. Man darf sich aber nicht täuschen: Auch diese numerischen Simulationen müssen in Experimenten verifiziert werden. Der gelegentlich verwendete Begriff „Numerisches Experiment“ ist folglich verfehlt. Unter den numerischen Verfahren hat sich die Methode der finiten Elemente (FEM) in vielen Bereichen der Mechanik, der Thermodynamik und insbesondere der Kontinuumsmechanik eingeführt, so auch in der Mechanik großer plastischer Formänderungen und so seit einigen Jahren auch in der Zerspanung [STR90, MEI88]. FEM-Simulationen lassen sich grundsätzlich auf zwei fundamentale Prinzipien zurückführen, auf die Lagrange- oder die Euler-Formulierung. Die Lagrange-Formulierung lässt sich weiter in einer impliziten und einer expliziten Form unterscheiden. Simulationen des Spanbildungsprozesses werden bisher wegen des hohen Re-

126

6 Modellierung und Simulation Verhalten des realen Systems

Fragestellung

Antwort

Experiment

Ausschnitt des realen Systems

Fragestellung

mathematisches Modell

Lösung

Abb.€6.12↜渀 Allgemeine Formulierung von Ingenieuraufgaben

chenaufwandes überwiegend zweidimensional ausgeführt. Dieser Ansatz entspricht dem orthogonalen Spanen. Eine Schwierigkeit bei der Simulation der Spanbildung nach Lagrange besteht darin, die starken Dehnungen an der Schneidkante nachzubilden. Dazu wurden zwei Wege entwickelt. Bei der impliziten Lagrange’schen Formulierung (ILF) wird eine Trennlinie d eingeführt (Abb.€6.13).

vc Span Werkzeug d Werkstück 4-Knoten Element

D d ist in der Realität Null, zeigt aber die Verbindungselemente D ist Auftrennkriterium

Abb.€6.13↜渀 Darstellung der Verbindungselemente mit Trennlinie bei der ILF [ZHA94]

6.2 Numerische Simulation nach FEM

127

Nur auf dieser Trennlinie ist eine Teilung des FE-Netzes zugelassen. Span und Werkstück werden durch eigene Netze repräsentiert, die bis zur eigentlichen Trennung durch Verbindungselemente verbunden sind. Der Trennweg ist als parallele Linie zur Werkstückoberfläche auf Höhe der Werkzeugspitze festgelegt. Jedes Verbindungselement besteht aus zwei Knoten, die dieselben Koordinaten haben, da ihre ursprüngliche Länge d gleich Null ist. Sie haben zwei Zustände: entweder die starre Verbindung oder die Trennung. Diese Zustände sind jeweils abhängig vom Abstand D zwischen der Werkzeugspitze und dem nächsten Element der Trennlinie. Wenn D einen vorher definierten Wert erreicht oder unterschreitet, wird das Element aufgelöst und Span und Werkstück werden getrennt. Beim Fortschreiten des sich hier mit Schnittgeschwindigkeit vc bewegenden Werkzeugs wird dann der Span weiter ausgebildet. Der Vorgang der Spanbildung wird rein geometrisch betrachtet. Vernachlässigt wird dabei der Einfluss der Schnittgeschwindigkeit. Auch bei Bestimmung des Zeitpunktes der Netzauftrennung wurden anfangs rein geometrische Größen angenommen. Erst später wurden materialspezifische Werte (z.B. maximale Dehnung) als Trennkriterium herangezogen [LIN93]. Bei der expliziten Lagrange’schen Formulierung (ELF) werden die Bewegungsgleichungen direkt und explizit integriert. Im Gegensatz zu den impliziten Verfahren, in denen die FEM-Lösung über die Steifigkeitsmatrix erreicht wird, wird keine globale Steifigkeitsmatrix verwendet. Die Spannungen werden direkt aus den Elementspannungen nach jedem einzelnen Zeitschritt in der Integration berechnet. Der Vorteil dieser Formulierung ist, dass keine Trennlinie mehr vorgegeben werden muss. Um den Ort der Materialtrennung im Modell zu finden, werden in einer eigenen Routine an jedem Knotenpunkt des FE-Netzes die maximalen Spannungen mit einem kritischen Wert verglichen; bei dessen Überschreiten wird eine Teilung durch Knotenverdopplung durchgeführt. Hier zeigte sich, dass die Dehnungsenergiedichte ein realistisches Kriterium für die Knotenteilung darstellt [MEI88]. Die dritte Möglichkeit der Simulation ist eine Betrachtung nach der Euler-Formulierung, in der die untersuchte Struktur als kontrolliertes Volumen angesehen wird. Bei diesem Ansatz sind die Knotenpunkte stationär und nicht fest mit dem physikalischen Material der untersuchten Struktur verbunden. Das hat den Vorteil, dass an der Werkzeugspitze, dort wo die höchsten Spannungs- und Dehnungsgradienten auftreten, das Netz so stark verfeinert werden kann, wie es für die Genauigkeit notwendig ist. Wichtig ist, dass es bei der Euler-Formulierung kein Trennkriterium gibt, da bei dieser Methode die Spannungen und Geschwindigkeiten im Werkstück als Funktion der räumlichen Position berechnet werden und nicht als Funktion des einzelnen Materialpartikels. Da die Spangeometrie in der Euler’schen Darstellung nicht von vorn herein bekannt ist und die Materialeigenschaften zum Teil von der Umformgeschwindigkeit und der sich ändernden Temperatur abhängen, müssen die Gleichungen für das Zerspanmodell iterativ gelöst werden [STR90] (Abb.€ 6.14). Der Vergleich der Darstellung zeigt:

128

6 Modellierung und Simulation

Ausgangskontur

Endkontur

Abb.€6.14↜渀 Iterativ ermittelte Ausgangs- und Endkontur bei einem Euler-Modell

Eigenschaften der Euler-Formulierung: • viskoplastischer Fließvorgang, • kein Trennkriterium notwendig, • Kräfte und Temperaturen im Kontakt Werkzeug-Werkstück werden realitätsnah dargestellt, • es wird ein ortsfestes Netz verwendet, dessen Berandung auch an der sich frei bildenden Oberfläche des Spanes (Randstromlinie) vorher bekannt sein muss, • es lassen sich nur stationäre Vorgänge und z.B. keine Lamellierungen oder Scherlokalisierungen abbilden, • es treten keine extremen Verzerrungen im Schneidkantenbereich auf, so dass mit gleichbleibendem Rechengitter gerechnet werden kann. Eigenschaften der Lagrange-Formulierung: • elastisch-plastischer Anlaufvorgang, • Trennkriterien erforderlich, • an der Schneidkante treten extreme Verzerrungen des Netzes auf, die aufwendige Neuvernetzungen (Remeshing) erfordern, • Spangeometrie während und unmittelbar nach der Spanbildung ist Ergebnis der Simulation und braucht nicht vorgegeben zu werden, • es lassen sich auch instationäre Vorgänge abbilden, d.h. die Simulation ist nicht auf reine Fließspanbildung beschränkt, was insbesondere für Scherlokalisationen bei Spanstauchung oder für die Darstellung von Abschnittvorgängen und veränderlichen Spanungsquerschnitten von Interesse ist, • wegen der notwendigen Neuvernetzung und der Materialpunktbindung sind Lagrange-Simulationen erheblich aufwendiger als Euler-Rechnungen; sie bieten aber überhaupt erst die Chance, Materialinhomogenitäten zu berücksichtigen, was speziell im Mikrobereich interessant ist. Die meisten FE-Modelle, die in der Literatur beschrieben werden, beruhen auf der Lagrange-Formulierung. Es sind auch Verknüpfungen von Lagrange-und Euler-Formulierungen bekannt geworden, die Vorteile beider Rechenarten verbinden wollen [STR90].

6.3 Molekulardynamische Modellierung

129

Während der FE-Analyse kommt es zu erheblichen Deformationen der Netzstruktur. Geometrisch stark verzerrte Elemente weisen eine geringe Ergebnisgüte auf und können zum Abbruch der Rechnung führen, wenn die Jacobi-Determinante des Verschiebungstensors negativ wird [MAR98]. Besonders im Kontaktbereich, wo im Allgemeinen eine große Verformung stattfindet, können Zustandsgrößen aufgrund der Verzerrung der Elemente unrealistische Werte annehmen. So werden bei Analysen mit einem verzerrten Netz fälschlich größere Zustandsgrößen erreicht als mit wiederholter Neuvernetzung. Für eine realitätsnahe Prozesssimulation ist daher ein robuster automatischer Vernetzungsablauf erforderlich, der nach vorher festgelegten Kriterien ohne ein Eingreifen des Benutzers ein neues Netz erzeugt. Es gibt mehrere FEM-Programme, die zur Spanbildungssimulation geeignet sind. Davon werden folgende Programme häufig verwendet; SFTC/Deform, MSC/ Superform, Thirdwave AdvantEdge und ABAQUS. SFTC/Deform und MSC/ Superform sind FEM-Programme zur Lösung umformtechnischer Problemstellungen. ABAQUS ist ein Finite-Elemente Programm zur Behandlung strukturmechanischer, thermischer und akustischer Probleme. Die vorgenannten Programme müssen für die Zerspansimulation angepasst werden. Thirdwave AdvantEdge wurde speziell für Zerspansimulationen konfiguriert. Die genannten Programme basieren auf dem Lagrange’schen Ansatz. Sie unterscheiden sich in der Softwaregestaltung, der Programmierung und der Verwendung unterschiedlicher Algorithmen zur Neuvernetzung stark verformte Werkstoffbereiche. Ein für die Simulation der Spanbildung charakteristisches Problem, das in der Regel für allgemeine plastomechanische Probleme nicht existiert, ist die Stofftrennung. Sie wird bei Lagrange’schen Ansätzen unterschiedlich gelöst: • Entweder tritt die Trennung entlang von Elementkanten ein, womit auch die Richtung der Trennung eben mit diesen Kanten vorgegeben ist, • oder es werden Elemente aus dem Netz entfernt. Das vorstehende Beispiel demonstriert den Einsatz der FEM für die Spanbildung, d.h. das Formänderungsgeschehen oder die Spanbildungskinematik behandelt. Abbildung €6.15 zeigt die Momentaufnahme einer mit FE simulierten Spanwurzel. Ein besonderer Vorteil der FEM ist, dass mit ihr auch Spannungsverteilungen und damit Kontaktspannungen, der Kraft- und Leistungsbedarf, Wärmeflüsse und Temperaturverteilungen und bei geeigneter Modellierung auch Randzonenveränderungen als Folge des Spanens berechnet werden können.

6.3â•…Molekulardynamische Modellierung Während die vorangegangene Betrachtung phenomenologisch am isotropen und homogenen Kontinuum angestellt wurde, lassen sich inzwischen Verformungs- und auch Verschleißvorgänge auf molekularer und atomarer Basis (molecular dynamics (MD), minimum potential simulation (MPT)) behandeln [IKA92]. Die Wechsel-

130

6 Modellierung und Simulation

Scherband

Span

verformte Ebenen Werkzeug

Werkstück

Abb.€6.15↜渀 Simulation der Scherspanbildung

wirkungen von Atomen oder Molekülen werden im Modell erfasst. So lassen sich mechanische und thermische Zustände in einem Atomgitter abbilden. Abbildung € 6.16 zeigt das generelle Konzept der Modellierung des Spanens nach der MD Methode [REN95, REN09]. Offenbar wird orthogonales Spanen angesetzt, was für zweidimensionale Analysen unerlässlich ist. Im Modell müssen die Materialeigenschaften, die Wechselwirkungen zwischen den Bestandteilen, die Kontakt- und Schnittstellenbedingungen zwischen Schneidkeil, Werkstück und Span sowie die Umgebungseigenschaften beschrieben werden. Weiterhin sind die Randbedingungen innerhalb des Modells (Oberfläche gegenüber dem Grundmaterial) und die Systemgrenzen zu der nicht modellierten Umgebung von Interesse. Ein Kern der MD Methode ist die Teilchen-zu-Teilchen Wechselwirkung des Materials. Diese Wechselwirkung wird durch die potentielle Energie zwischen den Teilchen beschrieben. Abbildung €6.17 zeigt die potentielle Energie als Funktion des

Span

Werkzeug

vc Oberfläche

ae

Rand

Rand

Atome

Werkstück Rand

Abb.€6.16↜渀 Konzept der Modellierung des Spanens in MD (nach Rentsch)

6.3 Molekulardynamische Modellierung

131

Abb.€6.17↜渀 Potentielle Energie als Funktion des Atomabstands [REN09]

dφ (r) dr

potentielle Energie φ (r)

r Atomabstand

φ (r) ε

r0

Atomabstands und deren Ableitung nach dem Abstand. Rentsch weist darauf hin, dass diese Paarfunktion technische Metalle nicht korrekt abbilden kann. Dafür sind Modelle auf der Basis von Vielkörper-Wechselwirkungen erforderlich, auf die hier allerdings nicht näher eingegangen werden kann [REN09]. Für die Modellierung des Spanens bedarf es einer Relativbewegung zwischen Werkzeug und Werkstück, beschrieben durch die Schnittgeschwindigkeit vc, die eingeführt werden muss. Weiterhin müssen die Kräfte und Momente, die über die Kontaktstellen zwischen Werkzeug und Werkstück in das Modell eingeführt werden, durch geeignete Reaktionen aufgenommen werden, um unrealistische Bewegungen des Systems zu vermeiden. In der Regel ist das Verformungsgeschehen vor der Schneide von Interesse. Um die Komplexität in Grenzen zu halten, wird daher das Werkzeug meist als starr angenommen. Grundsätzlich könne jedoch auch geeignete Teilmodelle eingeführt werden, die es zulassen, den durch Reibung und thermische Effekte verursachten Verschleiß zu simulieren. Da im Prozess Energie in Wärme umgesetzt wird, erhöht sich die Temperatur des Werkstoffs. Um realistische Verhältnisse in der Spanbildungszone zu bewahren, werden Temperatur steuernde Atome an den Rändern der modellierten Körper eingeführt. Aus dem Gesagten wird deutlich, dass die Simulationsrechnungen sehr zeitaufwändig sind. Daher können nur begrenzte Volumengrößen bzw. Flächen modelliert und simuliert werden. Andererseits müssen die Volumina jedoch ausreichend groß sein, um Artefakte von Seiten der Ränder und durch elastische Effekte vernachlässigbar zu halten.

132

6 Modellierung und Simulation

Werkzeug, starr

vc freie Oberfläche

Span

0

50

100 Werkstückgefüge 100

z [A]

0 –100

–10 10

x [A]

y [A]

Abb.€6.18↜渀 MD-Simulation des orthogonalen Spanens nach Rentsch [REN95]

Mit größeren Rechenleistungen kann diese Art der Modellierung gleichwohl das Potenzial enthalten, realistische Szenarien des Spanens abzubilden. Interessant ist auch, dass Ansätze verfolgt werden, MD-Modelle mit FE-Modellen zu kombinieren [HEI09]. Dabei wird ein auf atomarer Sicht beruhender Teil, der lokale elastische und plastische Verformungen berücksichtigt, ergänzt. Ein umgebender FE-Teil berücksichtigt elastische Vorgänge, wie das in der Realität des Spanens mit abklingender Wirkung in die fernere Umgebung der Wirkstelle ja tatsächlich der Fall ist. Es konnte jedenfalls gezeigt werden [REN09], dass schon heute die MD Methode interessante Hinweise geben kann auf das Verformungsgeschehen vor einem Schneidkeil, auf die thermischen Vorgänge an der Wirkstelle und auf die Spannungsverteilungen im Werkstoff beim Mikrospanen im Nanometerbereich von einkristallinen Werkstoffen.

Fragen ╇ 1. Erläutern Sie den Unterschied zwischen Simulationszeit und Realzeit. ╇ 2. Welche Überlegungen sollten der Auswahl von Modellen für die kinematische Simulation vorangehen? ╇ 3. Worin unterscheiden sich die Modelle für die Darstellung des Werkstücks bei der Simulation von Materialabtrag? ╇ 4. Warum ist die Abstimmung des Werkzeugmodells auf das Simulationsziel und das verwendete Werkstückmodell wichtig?

Literatur

133

╇ 5. Erläutern Sie die fundamentalen Prinzipien der FEM. ╇ 6. Was bedeutet implizite, was explizite Formulierung? ╇ 7. Welche prinzipiell verschiedenen Effekte sind bei der FE-Simulation des Spanens nach Lagrange zu berücksichtigen verglichen mit konventionellen Umformvorgängen wie dem Tiefziehen oder Fließpressen? ╇ 8. Warum ist bei Nutzung der Euler-Formulierung ein Trennkriterium nicht erforderlich? ╇ 9. Nennen Sie typische Fragestellungen des Spanens, die mit der FEM bearbeitet werden können. Ordnen Sie diese nach der Komplexität oder dem Schwierigkeitsgrad und begründen Sie dies. 10. Vergleichen Sie FEM mit MD 11. Wie wird in der MD Methode die Wechselwirkung zwischen Atomen beschrieben?

Literatur [ALT00] Altintas, Y.: Manufacturing Automation. Metal Cutting Mechanics, Machine Tool Vibrations, and CNC Design. Cambridge: Cambridge University Press, 2000 [DEI10] Deichmüller, M., Denkena, B., Payrebrune, K. M.; Kröger, M.; Wiedemann, S.; Schroeder, A; Carstensen, C.: Determination of Static and Dynamic Deflections in Tool Grinding using a Dexel-Based Material Removal Simulation [DEN07] Denkena, B.; Schmidt, C.: A Flexible Force Model for Predicting Cutting Forces in End Milling. Production Engineering, 2007, 1, S. 343-350 [DEN08] Denkena, B.; Deichmüller, M.; Kröger, M.; Popp, K. M.; Carstensen C.; Schroeder, A, Wiedemann, S.: Geometrical analysis of the complex contact area for modeling the local distribution of process forces in tool grinding. Proceedings of the 1st International Conference on Process Machine Interactions, Hannover, 2008, S. 289-298 [DIN66215] DIN 66215: Programmierung numerisch gesteuerter Arbeitsmaschinen; CLDATA. Beuth Verlag 1982 [HOU03] Hou, Z.: Beitrag zur voxelbasierten Simulation des fünfachsigen NC-Fräsens. Dr.-Ing. Diss. Technische Universität Berlin 2003 [HEI09] Heinzel, C.: Scheifprozesse verstehen. Habil.Schrift Univ. Bremen 2009 [IKA92] Ikawa, N.; Shimada, S.; Ohmori, G.; Tanaka, H.: Moleculardynamics analysis as compared with results of micromachining. Annals of the CIRP Vol.41,1 (1992) S.117-120 [LIN93] Lin, Z.C.; Pan, W.C.: A Thermo-Plastic Large Deformation Model of Orthogonal Cutting with Tool Flank Wear – Part 1: Computual Procedures, Internation Journal of Mechanical Sciences., Bd. 35, 1993, Heft 10, S. 829-840 [MAR98] N.N.: MARC Volume A: Theory and User Information, Version 7.3, Part Number RF3001-07.3. Revision Date: August 1998, MARC Analysis Research Corporation [MEI88] Meir, G.; Hashemi, J.; Chou, P.C.: Finite-Element Simulation of Segmented Chipping in High-Speed Machining. Society of Manufacturing Engineers, Dearborn, Mi, USA, MR88-120, 1988 [NIE04] Nielson, G. M.: Dual Marching Cubes. In: Proceedings of the IEEE Visualization 2004, October 10-15, Austin, Texas, USA, S. 489-496, IEEE, 2004 [REH09] Rehling, S.: Technologische Erweiterung der Simulation von NC-Fertigungsprozessen. Dr.-Ing. Diss. Leibniz Univ. Hannover 2009 [REN95] Rentsch, R.; Molecular Dynamics Simulation for Nanometer Chip Removal Processes. PhD-Dissertation Keio University 1995

134

6 Modellierung und Simulation

[REN09] Rentsch, R.: Molucular dynamics of nanoscale cutting. In: Nano and micromachining, Eds. J.P. Davim and M.J. Jackson, ISTE-Wiley Publ., (2009), ISBN 978-1-84821-103-2 [STA06] Stautner, M.: Simulation und Optimierung der mehrachsigen Fräsbearbeitung; Dr.-Ing. Diss.; Universität Dortmund, 2006 [STR90] Strenkowski, J.S.; Moon, K.J.: Finite Elemente Prediction of Chip Geometry and Tool/ Workpiece Temperature Distribution in Orthogonal Metal Cutting; Journal of Engineering for Industry, Bd. 112, Heft 4 (1990), S. 313-318 [STR06] Stroud I.: Boundary representation modelling techniques. London: Springer Verlag, 2006 [SUR06] Surmann, T.: Geometrisch-physikalische Simulation der Prozessdynamik für das fünfachsige Fräsen von Freiformflächen. Dr.-Ing. Diss., Universität Dortmund 2006 [TRAC05] Tracht, K., Denkena, B., Clausen, M., Yu, J. H.: Dexel-based milling simulation. In: Proceedings of the 8th International ESAFORM Conference on Material Forming, S. 765-768, Bukarest: Publishing House of the Romanian Academy, 2005 [ZHA94] Zhang, B.; Bagachi, A.: Finite Element Simulation of Chip Formation and Comparsion with Machining Experiment. Journal of Engineering for Industry, Vol. 116 (1994), S. 289-297

Kapitel 7

Verschleiß

7.1â•…Verschleißformen Spanende Werkzeuge verschleißen während des Einsatzes. Am Schneidkeil bilden sich typische Verschleißformen aus. Diese Verschleißphänomene hängen von den Stoffen des Wirkpaares und von den Bedingungen, unter denen der Zerspanprozess abläuft, ab. Von den Verschleißformen sind die Verschleißarten (auch Verschleißursachen genannt) zu unterscheiden. Damit ergibt sich folgende Wirkungskette: Beanspruchung → Verschlei arten → Verschlei formen .

Die wichtigsten Verschleißformen sind in Abb.€7.1 dargestellt, zusammen mit den Größen, die sie quantitativ beschreiben. Freiflächenverschleiß bildet sich an den Freiflächen von Haupt- und Nebenschneide; an diesen Verschleißflächen gleiten die gerade erzeugten Schnittflächen des Werkstücks vorbei. Es bildet sich eine deutliche Markierung. Ihre Ausdehnung in Schnittrichtung wird als Verschleißmarkenbreite VB bezeichnet. Da sich unterschiedliche Verschleißmarkenbreiten entlang der Schneidkante ausbilden können, wird zwischen dem Verschleiß an der Eckenrundung€VBC (dort Maximalwert, C für corner), an dem geraden Teil der Schneidkante VBB als Mittelwert und VBBmax als Maximalwert und an der Ausbildung einer Kerbe am Ende der Schneidkante, gekennzeichnet durch VBN (N€für€notch) unterschieden (↜Kerbverschleiß). Der Freiflächenverschleiß bildet sich in der Regel monoton. Das vom Schneidkeil abgetrennte Volumen €VT bezogen auf die Schneidenlänge hängt bei konstant angenommenem Freiflächenverschleiß vom Freiwinkel des Werkzeugs ab 1 (7.1) VB2 tan α. 2 Ein kleiner Freiwinkel bewirkt einen stabilen Schneidkeil. Ein zu kleiner Freiwinkel vergrößert jedoch die Reibfläche und verstärkt damit auch den Reibeffekt zwischen dem Wirkpaar. Prinzipiell ist ein Freiwinkel unverzichtbar, weil sonst das Werkzeug nur drücken und nicht spanen könnte. Aus den Geschwindigkeitsplänen in Abb.€7.2 folgt



VT =

B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_7, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

135

136

7 Verschleiß Freiflächenverschleiß VB

Kerbverschleiß

Schnitt A -A KT

A

Kolkverschleiß Kerbverschleiß an der Nebenfreifläche

KT = Kolktiefe

A

Abb. 7.1↜渀 Verschleißformen beim Drehen (nach ISO€3685) Po

= Werkzeug-Orthogonalebene, Keilmessebene

Pe κ

= Arbeitsebene = Werkzeug-Einstellwinkel

' vc

Po Vf Pe

κ V'f

V'f Schneidkeil

Spanfläche

Hauptschneide

Po αmin

Abb. 7.2↜渀 Kinematisches Freiwinkelminimum. (nach DIN 6581)



tan αmin =

vf sin κ. vc

(7.2)

Aus kinematischen Gründen muss der Freiwinkel α größer sein als der auf die Werkzeug-Orthogonalebene (Po) projizierte Wirkrichtungswinkel '. In dieser Betrachtung sind allerdings noch keine Verformungen des Wirkpaares berücksichtigt. Tatsächlich liegen daher die Freiwinkel in der Praxis um ca.€4° höher als sie nach der oben angeschriebenen Beziehung errechnet werden.

7.1 Verschleißformen

137

Verschleißmarkenbreite VB

0,5 f = 0,45

Stahl C60W3 HM P20 t = 10 min

mm

0,3

0,2

0,1 f = 0,05 0

0

2

4

6 8 Freiwinkel α

°

10

14

Abb. 7.3↜渀 Einfluss des Freiwinkels auf den Freiflächenverschleiß

Abbildung€ 7.3 zeigt, dass die Verschleißmarkenbreite bei sehr geringen Freiwinkeln wegen der vergrößerten Reibung ansteigt; dies tritt aber auch bei höherer Belastung und großen Freiwinkeln ein, weil der Schneidkeil dann geschwächt ist. Interessant ist, dass man durch eine geringfügige Rücknahme der Freifläche nach Abb.€7.4 eine deutliche Minderung des Verschleißes in der Anfangsphase und einen

Verschleißmarkenbreite VBc

konventionelle Werkzeuggeometrie

Standzeitgewinn

Sb Sb2 A

B

St

Sb1

B

A Einfluss der Stegbreite sb sb1 < sb2 Schnittzeit tc

Abb. 7.4↜渀 Freiflächenrücknahme und Verschleiß (Prinzip)

A

B

My/48676 © IFW

138

7 Verschleiß Schnittzeit t=

γ α

20 µm

VBB

0 min

Verschleißmarkenbreite VBB =

Werkstoff Schneidstoff

: Ck 60 : HM P 30

ap × f = 1 × 0,2 mm2

0 µm

vc = 150 m / min

VBB

40 µm

1,5 min

90 µm

4 min

155 µm

5 min

181 µm

6 min

203 µm

κ = 45° , γ = 6°

Abtastung N N N

VBB

0,5 min

× 1000

VBB

N

VBB

× 100

Abb. 7.5↜渀 Einfluss der Schnittzeit auf den Verschleiß am Drehwerkzeug

Standzeitgewinn erreichen kann [DEN08]. Zudem wird hierdurch die Kontaktlänge zwischen der Freifläche und dem Werkstück über einer bestimmten Schnittzeit annähernd konstant gehalten. Dieses ist bspw. für die Hartbearbeitung bedeutsam, da hierdurch die Höhe der Passivkraft und der Eigenspannungszustand der Werkstückrandzone beeinflusst werden (siehe hierzu Abschn.€10 und 11). Der Kolkverschleiß bildet sich als muldenförmiger Abtrag von Schneidstoff auf der Spanfläche aus (Abb.€7.1 bzw. Abb.€7.5). Er wird durch die Kolktiefe KT oder das Kolkverhältnis Kâ•›=â•›KT/KM als Quotient aus Kolktiefe und Kolkmittenabstand beschrieben. Das Kolkverhältnis ist ein Maß für die Schwächung der Kolklippe und damit für die Gefahr, dass sie ausbricht. Weitere Verschleißphänomene, wie plastische Verformung des Schneidkeils, Rissbildung, Abschieferung und Bruch werden im Zusammenhang mit den Verschleißursachen erläutert.

7.2â•…Beanspruchungen Die aktiven Teile spanender Werkzeuge, die Schneidkeile, werden mechanisch, thermisch und chemisch beansprucht (Abb.€7.6). Diese Beanspruchungen können zeitlich konstant (Drehen im glatten Schnitt oder Bohren) sein. Instationär, also zeitlich wechselnd ist die Beanspruchung beim Fräsen oder Drehen im unterbrochenen Schnitt. Die mechanische Beanspruchung des Schneidkeils folgt aus der Einleitung von Kräften über die Kontaktflächen auf den Span- und den Freiflächen der Haupt- und Nebenschneide. Die dadurch hervorgerufenen Spannungen lassen sich bspw. mit

7.2 Beanspruchungen

139 Verschleißursachen

Beanspruchung

Mechanisch

Stationäre mechanische Last

Wechselnde mechanische Last

Thermisch

Stationäre thermische Last

Wechselnde thermische Last

Chemischer Einfluss im Innern

Chemischer Einfluss an der Oberfläche

Chemisch

Langzeitwirkung

Abrasion Adhäsion Bruch Abschieferung Rissbildung Diffusion Oxidation

kurzzeitwirkung

Abb. 7.6↜渀 Beanspruchungen und Verschleißursachen von Schneidstoffen

der Methode der finiten Elemente (FEM) errechnen. Voraussetzung ist, dass die Verteilung der Oberflächenkräfte auf den Kontaktflächen bekannt ist. Aus Messungen oder Rechnungen lassen sich i.€Allg. nur die globalen Kraftkomponenten, deren Resultierende die Zerspankraft ist, angeben; die Oberflächenkräfte sind schwer zu ermitteln (Abschn.€4.5). Am Beispiel eines Fräsvorganges seien der Rechengang und die notwendigen Annahmen erläutert [DEN92]. Aus der Zerspankraft oder ihren in einem Messkoordinatensystem aufgenommenen Komponenten müssen die auf den Schneidkeil bezogenen, d.h. die normal und tangential auf die Kontaktflächen wirkenden Kraftkomponenten errechnet werden. Dies geschieht mit den in Abb.€7.7 eingezeichneten Größen und Winkeln durch eine Koordinatentransformation. 

(Fx , Fy , Fz )T = TFS · (Fc , FcN , Fp )T

(7.3)

worin TFS die Transformationsmatrix ist, die trigonometrische Funktionen der Werkzeugwinkel , a und r enthält. Die sich mit dem Eingriffswinkel€ ändernden Kräfte für die Fräsbearbeitung von Ck45N mit Schneidkeramik sind in Abb.€ 7.8 dargestellt. Aus den so ermittelten Komponenten sind die Anteile, die über die Span- und Freiflächen übertragen werden (Abschn.€ 4.7), zu bestimmen. Hierzu kann bspw. auf die Untersuchungen von Spaans [SPA67] zurückgegriffen werden, der folgende Komponentenanteile für die Freifläche (F) und die Spanfläche (F) ermittelte: 

Fαy = 0,1 Fy

Fγ y = 0,9 Fy

Fαx = 0,4 Fx

Fγ x = 0,6 Fx

(7.4)

140

7 Verschleiß ( u,v,w ) - Messerkopfkoordinaten ( x,y,z ) - Schneidplattenkoordinaten w(Fp)

X3

Spanfläche

Schneidplatte X

Z2

X2

Z

Y Y2

κ γa

X1

Y3

v (FcN)

Z1

Y1 γr

Z3

Schneidkante

u(Fc)

Abb. 7.7↜渀 Koordinatentransformation: Messerkopf – Schneidplatte

500 Fp

0

Fx

FcN

Fz

–500 Fc

Fy

Schnittgeschw. : vc = 315 m/min : f = 0,2 mm Vorschub Schnittbreite : ap = 2,0 mm

–1500

γa γr ε –7° –8°30' 90°

–2000

0

κ 75°

10

Fase 0,2×20°

20 Zeit t

ms

120

–1000

160

Zerspankraftkomponenten Fi

N

30 0

10

20

ms

30

Zeit t

Abb. 7.8↜渀 Zerspankraftkomponenten in Messerkopf- und Schneidplattenkoordinaten

Die über die Freifläche der Nebenschneide übertragenen Anteile sind unter SchruppSchlicht-Bedingungen vernachlässigbar. Nunmehr muss die Verteilung der diskreten Normal- und Tangentialkräfte über die Kontaktflächen nach Abschn.€4 bestimmt werden. Die Breite der Kontaktflä-

7.2 Beanspruchungen

141

300

600

MPa

MPa

x

y

0 C

z

0 A B

–150

Hauptspannung 3

Hauptspannung 1

150

–300

–450

C

x A B C

–600

10

20

ms

30

z 0,35 1,2 3,0

–1200 A B

–1800

0

y

0,35 –0,2 0 –0,2 0 0

–2400

Zeit t

0

10

20 ms

30

Zeit t

Abb. 7.9↜渀 Hauptspannungen während der Eingriffsphase

chen entspricht der Spanungsbreite€b, die Kontaktlänge in Richtung des Spanflusses ist etwa 2,5 mal der Spanungsdicke€h. Die Kontaktlänge kann sich allerdings bis zum Standzeitende verdoppeln [DEN92]. Deshalb empfiehlt sich eine experimentelle Bestimmung aus dem Kontaktabdruck am Schneidkeil. Auf diese Weise sind die Oberflächenspannungen ermittelt, die als Randbedingungen für eine FEMRechnung bekannt sein müssen. Abbildung€ 7.9 zeigt die Hauptspannungen anhand ausgewählter Punkte der Schneidkeramik basierend auf der in Abb.€ 7.8 dargestellten Kraftbeanspruchung. Die berechneten Spannungen sind für den untersuchten Schneidstoff nicht kritisch. Sobald die Zerspankraft aber beispielsweise verschleißbedingt ansteigt, könnten sie kritische Werte annehmen. Auch die thermische Beanspruchung eines Schneidkeils lässt sich mittels der FEM bestimmen, wenn der Wärmestrom, der in den Schneidkeil eintritt, und seine Verteilung bekannt sind. Die an der Schneide umgesetzte Leistung führt zu Wärmeströmen über Span, Werkstück, Werkzeug und Umgebung. Für den Schneidkeil, der anders als die drei anderen Elemente der Wärmeabfuhr ständig im Wärmestrom liegt, folgt daraus eine erhebliche Temperatursteigerung mit je nach thermophysikalischen Eigenschaften großen Temperaturgradienten und damit großen Wärmespannungen. Für ihre Bestimmung bedarf es folgender Annahmen und Schritte: 1. Die insgesamt umgesetzte Leistung entspricht nahezu der zugeführten mechanischen Leistung 2. Der über das Werkzeug abgeführte Anteil des Wärmestromes beträgt nur etwa 5€%€bis€20€%. Die Kenntnis hierüber ist also für die Bestimmung der Wärmespannungen kritisch. 3. Aus dem Wärmestrom, der durch die Kontaktfläche des Schneidkeils tritt, lassen sich z.B. mit Hilfe der Finite-Elemente, Temperaturverteilungen ermitteln.

142

7 Verschleiß

Voraussetzungen dafür sind die Kenntnis der temperaturabhängigen thermophysikalischen Daten und der Wärmeabfuhr über die Werkzeugoberfläche und in die Werkzeughalterung. Die Messung der Temperaturverteilungen wurde in Abschn.€5 behandelt. Wegen der schwierigen Datenlage kann im Allgemeinen auf Messungen nicht verzichtet werden. 4. Aus der Temperaturverteilung lassen sich wiederum über die FEM die Wärmespannungen bei Kenntnis der temperaturabhängigen thermischen Ausdehnungskoeffizienten und elastischen Konstanten errechnen. Wärmespannungen müssen den aus mechanischen Belastungen folgenden Spannungen überlagert werden. Solange es nicht zu plastischem Fließen, zu Rissen oder anderen nicht linearen Effekten kommt, lassen sich mechanische und thermische Spannungen addieren. Abbildung€7.10 zeigt Temperatur- und Spannungsverteilung bei thermischer Beanspruchung einer keramischen Wendeschneidplatte. Von besonderem Interesse für die thermische Beanspruchung ist der instationäre Fall, weil es durch Temperaturwechsel zur Spannungsumkehr kommen kann. In Abb.€7.11 ist die Kontakttemperatur für einen Punkt auf der Spanfläche beim Fräsen dargestellt. Heiz- und Abkühlphasen im Wechsel führen über kurze Zeit zur Anhebung der mittleren Temperatur, bis sich ein eingeschwungener Zustand eingestellt hat. Für den betrachteten Punkt auf der Spanfläche ergeben sich die in Abb.€7.12 dargestellten Spannungsverläufe für eine Aufheiz- und Abkühlperiode. Die Hauptspannung 3 verhält sich proportional zur Werkzeugtemperatur. Während der Aufheizphase steigt ihr Wert degressiv auf das Spannungsmaximum am Ende dieser Phase an, danach fällt der Wert entsprechend dem Temperaturverlauf exponentiell ab. Die andere Hauptspannung 1 verläuft deutlich anders. Während der gesamten Aufheizphase bleibt der Spannungswert annähernd konstant. Mit Einsetzen der Temperaturverteilung

Keramik : Al2O3/TiC Kühlung : h = 20 W/m2K Wärmestrom in das Werkzeug Q0 = 40 W

x

t1 = 16 ms

y

A

z

Temperat.°C

B

C

D

E

A B C

O F

G

H

M

N I

J

K

M

L

588 547 507 466 426 385 345 304 204 224 183 143

Spannungsverteilung

D E F G H I J K L

N

O

102 62

21

I H G F

J

E D C D E

0,5 m

2,0 m

mm

B C

A A σ1(MPa)

B

C

281 216 152

D

E

88

23

F

G

H

I

J

–41 –105 –170 –224 –298

Abb. 7.10↜渀 Temperatur und Spannungsverteilung senkrecht zur Hauptschneide [DEN92]

7.2 Beanspruchungen

143

1000 °C

Keramik : Al2O3 /TiC Wärmestrom : Q0 = 40 W Kühlung : h = 20 W/m2k

z

840°C

(0,2 / 0 / 0,9)

800

Temperatur ϑ

y

x

600 ∆ϑ=600°C 400

200

0

240°C

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

s

1,2

Zeit t

Abb. 7.11↜渀 Zeitlicher Temperaturverlauf an der Fasenkante [DEN92]

300

σxy σyz

Hauptspannungen σ1 und σ3

Spannungen σii und σij

300 MPa 0 –300 –600

σyy σxx

σzz

–900 –1200 –1500 –1800 0

20

40

ms

60

σ1

MPa 0 –300

σ3 –600 –900

x

y

z

–1200 –1500 –1800

Zeit t

0

20

(0,2/0/0,9) 40 ms 60 Zeit t Kühlung

Abb. 7.12↜渀 Spannungen in der Oberfläche [DEN92]

Kühlung wechselt der Spannungswert vom Druck- in den Zugbereich, wobei das Zugspannungsmaximum 1€=€90€ MPa etwa 4€ms nach Kühlungsbeginn vorliegt. Die Zuordnung der Normal- und Hauptspannungen zeigt, dass 3 im Wesentlichen zz entspricht, 1 dagegen xx [DEN92]. Für die Entwicklung und Auswahl von Schneidstoffen ist der Einfluss der thermischen Konstanten wie der spezifischen Wärmekapazität cp, der Wärmeleitfähigkeit€ und der Temperaturleitfähigkeit  bzw. der Dichte  von Interesse. Am Bei-

144

7 Verschleiß

1200 °C

y

ρ.c p

HM

x

z

900 (0,2 / 0 / 0,9)

Temperatur 

SK

600

Wärmestrom Keramik W.-leitfahigk. W.-kapaziät

λ Schneidkeramik

: Q0 = 50 W : Al2O3/TiC : λ1 = 17 W/mK : (ρ.cp) = 4,7 J/cm3K bei 1 = 400°C

 = f[λ,(ρ cp)1] λ = konst.  = f[(ρcp),λ1] ρ.cp = konst.

300 Hartmetall 0

0

5

10–6m2/s λ Temperaturleitfähigkeit α = ρ.c p 10

15

25

Abb. 7.13↜渀 Schneidentemperatur über thermischen Schneidstoffeigenschaften [DEN92]

spiel eindimensionaler Wärmeleitung, bei der ein Stab mit dem Querschnitt€A an seiner Stirnseite mit dem Wärmestrom Qo beaufschlagt wird, lässt sich die Temperaturänderung über der Zeit wie folgt abschätzen:    λ 1 t Q0 λ   0,t+1 = (7.5) ϑ · ϑk,t − ϑ0,t mit α = · + ρ · cp α A α ρ · cp Darin ist ϑ0,t die Oberflächentemperatur und ϑk,t die Temperatur im Inneren des Stabes. Abbildung€7.13 zeigt die Oberflächentemperatur über der Temperaturleitfähigkeit€, wobei einmal  variiert wird (↜€⋅€cp€=€const.) und im anderen Fall€€⋅€cp variabel ist (↜€=€const.). Durch eine Erhöhung der Wärmeleitfähigkeit  wird der Wärmetransport aus der Kontaktzone beschleunigt, die Oberflächentemperaturen sinken. Die Wärmekapazität €·Â€cp ist ein Maß für die Umsetzung von Wärme in Temperatur. Eine Erhöhung der Wärmekapazität wirkt sich daher auch temperaturmindernd aus [DEN92].

7.3â•…Verschleißursachen Je nach Beanspruchung und ihrem zeitlichen Verlauf stellen sich unterschiedliche Verschleißursachen mit verschiedenen Verschleißmechanismen ein (Abb.€7.14). Abrasion (Abrieb) tritt als Folge von Gleitung zwischen den Wirkpartnern durch harte Bestandteile des Werkstoffs auf (Abb.€7.15) [VIE70]. Es ist ein rein mecha-

7.3 Verschleißursachen

145

Kolkverschleiß Rissbildung

Adhäsion

Abrasion

Oberflächenzerrüttung

Werkstoffablagerungen

Freiflächenverschleiß

Tribochemische Reaktion

Abb. 7.14↜渀 Verschleißmechanismen und -formen [DEN92]

a

b

c

Abb. 7.15↜渀 Schematische Darstellung des Werkzeugverschleißes durch Abrieb [VIE70]

nischer Vorgang, einem Mikrozerspanen (Mikrofeilen) vergleichbar, der allerdings durch hohe Oberflächentemperaturen des Schneidkeils auf der Span- und Freifläche und die damit verbundene Entfestigung des Schneidstoffs unterstützt wird. Unter der Wirkung von Normal- und Scherkräften werden weichere Teile des Schneidstoffs abgetrennt. Eine feinbearbeitete Oberfläche des Schneidkeils kann mit der Einsatzzeit rauer werden. Seine Mikrogeometrie beeinflusst den Verschleiß anfänglich, später nicht mehr.

146

7 Verschleiß

Adhäsiver Verschleiß liegt vor, wenn Teilchen des Schneidstoffs auf den Span bzw. die Schnittfläche durch Adhäsion, d.h. durch atomare Bindungskräfte an Mikrokontaktstellen übergehen. Adhäsion beim Spanen wird dadurch unterstützt, dass durch permanentes Gleiten die Schneidkeilflächen von passivierenden Schichten freigehalten werden und die Schnittflächen oder die Spanunterseite als Oberflächen in statu nascendi ebenfalls von hoher Reinheit sind. Grundsätzlich lassen sich folgende zwei Vorgänge für den adhäsiven Verschleiß unterscheiden: • Es kommt zu Kaltverschweißungen (Pressschweißungen) am Schneidkeil. Die damit gebildeten Ablagerungen werden später – nach weiterem Wachsen – aus dem Schneidstoff herausgerissen, was mit Stoffverlust verbunden ist. • Schneidstoffteilchen verschweißen direkt mit der Schnittfläche und der Spanunterseite und werden dabei getrennt. Beide Effekte nehmen mit höherer Gleitgeschwindigkeit, d.h. mit der Schnittgeschwindigkeit ab. Tribochemischer Verschleiß beim Spanen ergibt sich durch Diffusion. Mit steigender Temperatur eines Stoffes nimmt die Beweglichkeit seiner Atome und Moleküle zu. Es kann zu thermisch aktiviertem Wandern von Bestandteilen des Schneidstoffs in den Werkstoff oder auch zu Wanderungen in Gegenrichtung kommen. Aus den chemischen Reaktionen der eingewanderten Teilchen mit dem Schneidstoff oder aus der Entfernung von Bestandteilen können sich weiche Schichten bilden, die abgetragen werden. Beim Zerspanen von Kohlenstoffstahl mit Hartmetall, bestehend aus WC und Co, kommt es zu folgenden Reaktionen [KÖN89]: • Fe diffundiert in die Bindephase Co. Es kommt zur Bildung von Fe-Co-Mischkristallen. • Co wandert aus dem Hartmetall heraus zum Fe und bildet dort Mischkristalle. • C wandert aus dem Stahl über die Kobaltphase in den Schneidstoff und führt zur Auflösung des WC durch Bildung weicherer Eisen-Wolfram-Mischkarbide. Eine weitere tribochemische Verschleißursache ist die Oxidation. Sie kann an den Rändern der Kontaktzonen auftreten, wenn die Oberflächentemperaturen und die Oxidationsneigung der Schneidstoffe hoch genug sind. Wie Abb.€7.16 zu entnehmen ist, ist Oxidationsverschleiß bei Stelliten wegen geringerer Oxidationsneigung und bei unlegierten Werkzeugstählen und Schnellarbeitstählen wegen der schon bei geringen Temperaturen auftretenden Erweichung ohne Bedeutung. In Abb. 7.17 ist schematisch die Bedeutung der verschiedenen Verschleißarten für den Gesamtverschleiß von Hartmetall bei der Stahlzerspanung in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit und damit von der Schneidkeiltemperatur angegeben. Der Anteil der einzelnen Verschleißarten an der Werkzeugabnutzung ist nicht eindeutig feststellbar. Je nach Paarung Werkstoff – Schneidstoff und je nach Schneidentemperatur und Schnittgeschwindigkeit kann die eine oder andere Art im Vordergrund stehen.

7.3 Verschleißursachen

147

150 0

100

C6 0

K20

g/m2

P1

Gewichtszunahme

Re ine ise n

Glühzeit : 15 min

250

S10-4-3-10

50 0 300

Stellit 400

500

600

700 800 Temperatur T

900

°C

1100

Abb. 7.16↜渀 Gewichtszunahme beim Glühen verschiedener Schneidstoffe

Abb. 7.17↜渀 Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf die Verschleißarten

Verschleiß

Gesamtveschleiß Abrasion tribochem. Verschleiß Adhäsion

Schnittgeschwindigkeit

Zur Rissbildung kommt es besonders bei instationärer Schneidkeilbeanspruchung. Es lassen sich Risse parallel (laterale Risse) und normal zur Schneidkante unterscheiden (Abb.€7.18). Normalrisse treten häufig mit regelmäßigem Abstand auf. Sie werden als Kammrisse bezeichnet und sind thermischen Ursprungs [BAR 88]. Dabei können rein elastische oder je nach Verformungsverhalten auch elastischplastische Vorgänge bestimmend sein. In der Schnittphase wird der Schneidkeil aufgeheizt. Unter der Flächennormale stellt sich ein typischer abklingender Temperaturverlauf ein (Abb.€7.19). Während der Abkühlphase gibt es ein Temperaturgefälle zur Oberfläche des Schneidkeils, das bedeutet Zug-Wärmespannungen während der Abkühlphase. Wenn plastische Stauchungen (↜€<€0) in der Schnittphase auftreten, folgen daraus nach Abkühlung Zugeigenspannungen in der Oberfläche. Beide Effekte können also zu Rissen führen. Die Regelmäßigkeit der Kammrisse ergibt sich daraus, dass die kritischen Zugspannungen aus Volumenveränderungen distanzabhängig sind.

148 Kammrisse Spanfläche

laterale Risse

Nebenfreifläche

Hauptfreifläche

0

ϑ

ϑ

σ

Temperatur unter Spanfläche

Zugspannung

z

z

z

Schnittphase 0

Abkühlphase –ε

ϑ

σ

plast. Verformung z

elastisch

Abb. 7.19↜渀 Thermisch induzierte Rissbildung

z Schnittphase

Zugeigenspannung z Abkühlphase

elastisch-plastisch

Abb. 7.18↜渀 Verschleiß am Schneidkeil

7 Verschleiß

7.4â•…Standzeit Als Standzeit T bezeichnet man die Zeit, in der ein Werkzeug vom Anschnitt bis zum Erreichen einer vorher festgelegten Verschleißgrenze unter gegebenen Bedingungen Zerspanarbeit leistet. Die Standzeit eines Werkzeugs hängt von der Schneidstoff-Werkstoffpaarung, von den Maschineneinstellbedingungen, unter denen das Werkzeug eingesetzt wird, und von der Schneidkeilgeometrie ab. Zur Beurteilung dieser zeitlichen Veränderung des Werkzeugs und zur Bestimmung des Standzeitendes werden verschiedene Standzeitkriterien herangezogen. Der Aufwand zur Bestimmung des zu verwendenden Standzeitkriteriums ist abhängig vom Einsatzfall und der zu fertigenden Losgröße. Allgemein gilt: • Großserienfertigung:⇒Erprobung im Einsatzfall, • Einzel- und Kleinserienfertigung:⇒Erfahrungswerte.

7.4 Standzeit Tab. 7.1↜渀 Verschleißmarkenbreiten

149 VBZUL

Schnellarbeitsstahl/Hartmetall

Schneidkeramik

Schruppen Schlichten

0,8–1,0€mm 0,2–0,4€mm

0,3€mm 0,3€mm

Als Maximalwerte für die Größe der Verschleißmarkenbreite gelten nach Tab. 7.1: Für den Kolkverschleiß werden im Allgemeinen folgende Grenzwerte angenommen: Kolktiefe: KTZUL€=€1–1,5€mm Kolkverhältnis:â•… KZUL€=€0,4 Die nach ISO€3685 maximal zulässige Kolktiefe ist jedoch abhängig vom eingestellten Vorschub. Standzeiten beziehen sich auf ein bestimmtes Kriterium; z.B. bedeutet: TVB0,4 Standzeit bis zu einer Verschleißmarkenbreite von VB€=€0,4€mm. Die zeitliche Entwicklung des Freiflächenverschleißes ist in Abb.€7.20 dargestellt. Der Verschleiß ist abhängig von fixen oder optimierten, aber im Prozess i.€Allg. nicht mehr beeinflussten Eingangsgrößen: • • • • •

Schneidstoff, Werkstoff, Werkzeuggeometrie, Kühlschmierstoff, dynamisches Verhalten von Werkzeug, Werkstück, Werkzeugmaschine,

und von wählbaren Einstellgrößen wie:

Abb.7.20↜渀 Zeitliche Entwicklung des Freiflächenverschleißes

Verschleißmarkenbreite VB

• Schnittgeschwindigkeit vc, • Vorschub f, • Schnitttiefe ap.

degressiver Verschleiß

linearer Verschleiß

Zeit t

progressiver Verschleiß

150

7 Verschleiß

800 vc = 160 m.min–1

Verschleißmarkenbreite VB

µm

: ap = 2,5 mm : f = 0,25 mm : doppelbeschichtetes Hartmetall Schneidengeometrie Werkstückstoff γ ε α κ r λ GGG-30 6° – 6° – 6° 90° 60° 0,8 mm 49 Mn VS 3 5° 6° 0° 90° 60° 0,8 mm

Schnittiefe Vorschub Schneidstoff

600 vc= 400 m.min–1 400

vc = 63 m.min–1

vc = 315 m.min–1

vc = 250 m.min–1

200

0

0

10

20

30

40 Schnittzeit t

50

60

min

80

Abb. 7.21↜渀 Vergleich der Verschleißmarkenbreite bei der Guss- und Stahlzerspanung

Den stärksten Einfluss hat die Schnittgeschwindigkeit auf kontinuierlich fortschreitende Verschleißformen wie den Freiflächen- oder den Kolkverschleiß. Bei variierten Schnittgeschwindigkeiten unter sonst gleichen Bedingungen ergeben sich ähnliche, aber verschieden steile Verschleiß-Einsatzzeit-Kurven, wie in Abb.€7.21 eingetragen. Beim Standzeitkriterium sind dann die jeder Schnittgeschwindigkeit zuzuordnenden Standzeiten abzulesen [TAY07]. F.W. Taylor (USA, 1856 bis 1915) fand durch experimentelle Untersuchungen einen exponentiellen Zusammenhang zwischen Schnittgeschwindigkeit und Standzeit bei gegebenen Verschleißkriterien Verschleißmarkenbreite VBZUL oder Kolktiefe KTZUL  1/k T vc = C · (7.6)  T0 Mit T0€ =€ 1€ min und der zugehörigen Minutenschnittgeschwindigkeit C (Schnittgeschwindigkeit bei Standzeit von 1 min) wird die Beziehung im Allgemeinen als Zahlenwertgleichung angeschrieben. 

vc = C · T1/k

(7.7)

Bei logarithmischer Achsteilung kann dieser Zusammenhang als Gerade dargestellt werden. Diese Geraden bezeichnet man als „Taylor- Geraden“ (Abb.€7.22). Die Konstanten C und k können Tabellen (Tab.€ 7.2) entnommen werden. Die Steilheit der Geraden gibt die Empfindlichkeit einer Schneidstoff-Werkstoffkombination gegen Schnittgeschwindigkeitssteigerung an. Die Breite des Streubandes lässt Rückschlüsse auf die Standzeitzuverlässigkeit bzw. die Eintreffwahrscheinlichkeit des Standzeitkriterums zu (s. Abschn.€7.5). Dabei können der Freiflächen-

151

40 min

Standzeit T

16

6,3 C = vc . T –1/k 2,5

Verschleißmarkenbreite VBB

7.4 Standzeit

mm 0,3

1000 m. min–1 630 400

250

0,2 0,1 0

0

12 18 24 Schnittzeit tc Konfidenzintervall Vertrauen 95%

To=1 Schneidstoff : Oxidkeramik 0,4 160

Standzeitkriterium

6

min

36

Werkstückstoff : 42 Mn Si VS 33 BY : f = 0,25 mm Vorschub : ap = 1,5 mm Schnittiefe

250 400 630 C 1600 m. min–1 Schnittgeschwindigkeit vc

Abb. 7.22↜渀 Entwicklung der Taylor-Geraden

oder der Kolkverschleiß je nach Schneidstoff-Werkstoffpaarung und nach den Einsatzbedingungen kritisch sein. Wenn beide Verschleißformen auftreten, ist im Allgemeinen im geringeren Schnittgeschwindigkeitsbereich der Freiflächenverschleiß, bei höheren Schnittgeschwindigkeiten der Kolkverschleiß für das Standzeitende bestimmend. Die Taylor-Gerade für den Freiflächenverschleiß ist flacher als die für den Kolkverschleiß.

Tab. 7.2↜渀 Koeffizienten zur Ermittlung der Taylor-Geraden

7 Verschleiß

152 100 min

GGG - 70

GGG - 60 49 Mn VS 3

40

Standzeit T

25 Schnittiefe Vorschub Verschleißkriterium Schneidstoff

16 10

Werkstoff

6,3

Guss Stahl

4

α 6° 5°

: ap = 2,5 mm : f = 0,25 mm : VB = 0,3 mm : TiC-Al2 O3 besch. HM

Schneidengeometrie γ ε κ r λ –6° –6° 90° 60° 0,8 mm 6° 0° 90° 60° 0,8 mm

2,5 1,6 1,0 16

25

40 63 100 160 m. min–1 630 Schnittgeschwindigkleit vc

Abb. 7.23↜渀 Standzeitvergleich bei der Stahl- und Gussbearbeitung

Abbildung€7.23 lässt den Einfluss des Werkstoffs auf die Lage der Taylor-Gerade erkennen. Höhere Festigkeit verringert die Standzeit, wie der Vergleich von Kugelgraphitguss GGG-60 und GGG-70 zeigt. Andererseits wirken sich Zusammensetzung und Gefüge der Werkstoffe entscheidend aus, was man den Taylor-Geraden für GGG-70 und den mikrolegierten Stahl 49€MnVS€3 mit gleicher Festigkeit entnehmen kann. Die Standzeit und die Schnittgeschwindigkeit lassen sich nach wirtschaftlichen Gesichtspunkten optimieren. Optimierungskriterien können sein: • minimale Bearbeitungszeit, • minimale Stückkosten oder • minimale Periodenkosten. Das Stückzeit-, Stückkosten- oder Periodenkostenoptimum ergibt sich aus gegenläufigen Zeit- oder Kostenanteilen bezogen auf die Werkzeuge (mit vc steigend) und die Maschinenbelegung (mit vc fallend) (Abb. 7.24). Für die Stückkostenoptimierung der Schnittgeschwindigkeit gilt: 

vc,Kopt = C [(−k − 1) · (twz +KWZ /KML )]1/k

Tab. 7.3↜渀 Optimierungskriterien für die Schnittgeschwindigkeit

vcKopt

vcPopt

(7.8) vcTopt

Minim. Stückkosten max. Gewinn Hochkonjunktur Normalbeschäftigung geringe Markttranspa- Markt halten Langfristig renz, kurzfristig

7.5 Standzeitstreuung und Prozesssicherheit Abb. 7.24↜渀 Fertigungskosten als Funktion der Schnittgeschwindigkeit

153

Stückkosten K, KM, KWZ Kmin

Stückkosten K

maschinengebundene Stückkosten KM

werkzeuggebundene Stückkosten KWZ

vcKopt Schnittgeschwindigkeit vc

Die Schnittgeschwindigkeit für minimale Periodenkosten vc,Popt liegt zwischen vc,Topt und vc,Kopt. Die minimalen Periodenkosten ergeben sich aus einer Optimierung von Stückzeit und Stückkosten. Es bestehen folgende Zusammenhänge zwischen den nach unterschiedlichen Kriterien optimierten Schnittgeschwindigkeiten: Bei schwacher Konjunktur ist es sinnvoll, die Schnittgeschwindigkeit zu senken, um die Werkzeugkosten zu minimieren, da die Maschine ohnehin nicht voll genutzt wird. Andere Kostenanteile, wie die Energiekosten gehen damit auch zurück. Die damit u.U. steigenden Personalkosten müssen allerdings beachtet werden. In Abb.€ 7.25 ist der direkte Kostenvergleich zwischen zwei unterschiedlichen Drehwerkzeugen dargestellt. Die Wendeschneidplattentechnik hat eine Kostensenkung gebracht. Ein Kostenoptimum ergibt sich durch eine Minimierung der Werkzeugwechselzeit und der Werkzeugkosten je Standzeit. Der dargestellte Zusammenhang lässt sich nicht einfach generalisieren, besonders wenn man einen Kostenvergleich an Werkzeugen mit komplizierten geometrischen Formen vornimmt. Neben der Schnittgeschwindigkeit ist die Standzeit eines Werkzeuges – wenn auch weniger sensitiv – vom eingestellten Vorschub abhängig. Allerdings ist der Vorschub in vielen Einsatzfällen nicht frei wählbar, z.B. wenn die Oberflächengüte vorgegeben ist.

7.5â•…Standzeitstreuung und Prozesssicherheit In der betrieblichen Praxis zeigt sich, dass die Verschleißentwicklung und damit die Standzeit starken Streuungen unterliegt, selbst wenn Werkstoffe gleicher Normbezeichnung mit gleichen Werkzeugen unter identischen Einstellbedingungen bearbeitet werden [VOS76]. Die Ursachen liegen in Schwankungen der Eingangsgrößen (Abb.€7.26). Dabei sind die Einstellgrößen in der Regel in engen Grenzen

154

7 Verschleiß gelöteter Drehmeißel

Anschliff

200

Werkzeugkosten

Euro

neuer Drehmeißel

150

neuer Halter neue WP

100

50 Halter mit Wendeschneidplatten 0

1

10

20

30

40

50 60 70 80 Zahl der Einsätze

90 100

Abb. 7.25↜渀 Kostenvergleich zweier Drehwerkzeuge

konstant zu halten, wenn auf derselben Maschine gearbeitet wird. Als wichtige 1000 σlgT = Standardabweichung des Logarithmus der Standzeit

min

σlgC = Standardabweichung des Logarithmus der Minutenschnittgeschwindigkeit

Standzeit T

100

31 10

σlgT

σlgC

3,15 1 10

Cµ 31,5 100 m/min 1000 Schnittgeschwindigkeit vc

Abb. 7.26↜渀 Streuung von Standzeit und Schnittgeschwindigkeit [VOS76]

Störgrößen, die für Standzeitschwankungen bestimmend sind, haben sich geometrische Abweichungen der Rohteile [PAT87] und chemische und physikalische Eigenschaftsschwankungen der Werkstoffe und Schneidstoffe herausgestellt.

7.5 Standzeitstreuung und Prozesssicherheit

155

Die Standzeit ist somit eine Zufallsgröße. Aus Versuchen wurde ermittelt, dass sie in guter Näherung einer logarithmischen Normalverteilung folgt. Dann lässt sich die Dichte der logarithmischen Standzeit angeben 

f ( lg T) =

1 ·e √ σlg T 2π

−

( lg T − lg Tµ )2 2σlg2 T

(7.9)

worin Tµ der Mittelwert und lgT die log.€Standardabweichung der Standzeit ist. Von Interesse ist die Ausfallwahrscheinlichkeit eines Werkzeugs P(A). 

lg T P(A) = P(T < Tµ ) = F(lgT) = f ( lg T) d ( lg T)

(7.10)

o

Durch eine mit |u| < 1 schnell konvergierende Reihenentwicklung lässt sich anschreiben   |u|3 1 1 |u| − P (A) = √ −  (7.11) 2 6 2π mit 

u=

lg T − lg Tµ. σlg T

(7.12)

Die Standzeitzuverlässigkeit R(T) ist dann 

R(T) = 1 − P(A).

(7.13)

Die logarithmische Normalverteilung der Standzeit kommt dem Einbau in die Taylor-Beziehung entgegen. Es ergibt sich in einfacher Weise 

σlg C = −

1 σlg T . k

(7.14)

Dieser Zusammenhang ist in Abb.€7.26 dargestellt. Daraus folgt, dass für die vollständige Darstellung der Taylor-Beziehung unter Berücksichtigung des Zufallcharakters der Standzeit das Wertetripel ausreicht: 

Cµ , k und σlgC .

(7.15)

Die Standzeitgerade, deren Lage durch Cµ beschrieben ist, bedeutet eine Zuverlässigkeit gemessen am Standzeitkriterium von 50€%. Je weiter eine parallele Gerade nach links verschoben wird, desto größer wird die Zuverlässigkeit. In Abb.€ 7.27 sind die Verteilungsfunktionsgeraden im Wahrscheinlichkeitsnetz und die Standzeitgeraden im T-vc-Diagramm dargestellt. Für CµÂ€=€ 300€m/min beträgt die Ausfallwahrscheinlichkeit 50€%, für C€=€230€m/min bzw. 180€m/min dagegen nur noch 5€% bzw. 0,1€%.

156

7 Verschleiß 100 Standzeit T

min 31,5

Verteilungsfunktion

Streuung

10 R(T)= 0,5 3,15 R(T)= 0,99

0,50

1 0,90 0,99 0,999 100 Standzuverlässigkeit R(T)

160 250 m / min 400 Schnittgeschwindigkeit vc

Abb. 7.27↜渀 Standzeitzuverlässigkeit und Taylor-Gerade [VOS76]

7.6â•…Werkstoffeinfluss auf den Verschleiß Die Zerspanbarkeit eines Werkstoffs wird nach den Kriterien Werkzeugverschleiß, Zerspankräfte, Spanform und Oberflächengüte beurteilt. Sie hängt von der Werkstoffzusammensetzung, der Schmelzenführung, der Umformung und der Wärmebehandlung ab (Abb.€7.28) [VIE70, WIN83]. Die Einflüsse auf den Verschleiß werden am Beispiel untereutektoider und niedriglegierter Kohlenstoffstähle erläutert.

7.6.1  Werkstoffzusammensetzung Der wichtigste Begleiter des Stahls ist Kohlenstoff. Der Kohlenstoff liegt im Wesentlichen in gebundener Form im Eisenkarbid, dem Zementit (Fe3C) vor. Zementit mit einem C-Gehalt von 6,67€% ist rhombisch kristallin und hat eine hohe Härte von HV€≈€1000. Der weitere Grundbestandteil ist das -Mischkristall, das Ferrit, mit einem C-Gehalt von weniger als 0,02€%. Ferrit ist kubisch raumzentriert und hat nur geringe Härte um HV€≈€90. Das Eutektoid Perlit (0,86€% C) besteht aus einem feinen Gemenge aus Ferrit und Zementit. Untereutektoide Stähle bestehen aus einer Mischung von Ferrit und Perlit, übereutektoide aus Sekundärzementit und Perlit. Die Anteile an harten Bestandteilen geben einen Hinweis auf die Verschleißneigung der Stähle. Auch die Zerspankräfte nehmen mit dem C-Gehalt zu. Allerdings neigen Stähle mit geringen C-Gehalten (<€0,02€%) wie z.B. Einsatzstähle im weich-

7.6 Werkstoffeinfluss auf den Verschleiß Werkstoffzusammensetzung

Schmelzenführung

157

Umformvorgang

Wärmebehandlung

Zerspanbarkeit von Werkstoffen

Werkzeugverschleiß

Zerspankräfte

Spanform

Oberflächengüte

Abb. 7.28↜渀 Einflussgrößen und Beurteilungskriterien der Zerspanbarkeit

geglühten Zustand zum Kleben und zur Adhäsion, wodurch ihre Zerspanbarkeit wieder verschlechtert ist. Sauerstoff gelangt bei der Herstellung in den Stahl. Er liegt ausschließlich in Form oxidischer Einschlüsse, z.B. Manganoxid, Siliziumoxide (Silikate) und Aluminiumoxid, vor. Alle Oxide haben verschleißende Wirkung, besonders Aluminiumoxid [WIN83]. Silizium verbindet sich mit Sauerstoff und ergibt harte Silikateinschlüsse. Es führt zu einer Steigerung der Ferritfestigkeit und erhöht den Werkzeugverschleiß. Schwefel besitzt nur geringe Löslichkeit in Stahl und bildet stabile Sulfide. Seine Bindungsfreudigkeit gegenüber den Metallen nimmt in der Reihenfolge Nickel (Ni), Kobald (Co), Molybdän (Mo), Eisen (Fe), Chrom (Cr), Mangan (Mn), Zirkonium (Zr), Titan (Ti) zu. Welche Sulfide entstehen, richtet sich daher nach den Legierungsbestandteilen des Stahls. Eisensulfid ist unerwünscht, weil es einen niedrigen Schmelzpunkt (1188€°C) hat und sich an den Korngrenzen ablagert. Bei der Warmumformung kann es so zu Rotbruch oder Heißbruch kommen. Durch Mangan, das eine größere Affinität zum Schwefel hat als Eisen, können Mangansulfide (MnS) gebildet werden, die einen höheren Schmelzpunkt als FeS aufweisen und daher Rotbruch- und Heißbruchgefahr beseitigen. Mangansulfide wirken verschleißmindernd. Mangan bindet den Schwefel und verhilft dem Stahl dadurch auch zu besseren mechanischen Eigenschaften. Bei einem Mangan/Schwefel-Verhältnis größer als Mn/S€=€1,7 wird der gesamte Schwefel zu dem bei 1600 °C schmelzenden Mangansulfid oder zu anderen manganhaltigen Sulfiden abgebunden. Bei Fließspanbildung können Mangansulfide darüber hinaus eine Schutz- und Schmierwirkung auf dem Schneidkeil der Werkzeuge übernehmen (s.€Schmelzenführung).

158 Leg.elem.

7 Verschleiß Wirkung

Ursache, Bedingung

Leg.elem.

(Härte)

Wirkung

Ursache, Bedingung

C

T

wenn Rm über C eingestellt wird

Cr

T

Si

T

Ferritfestigkeit

Mo

T

Ni

T

Zähigkeit steigt

W

T

Mn

T

Pb

T

Bildung weicher nichtm. Einschl.

S

T

Bei MnS > 1,7 Bildung von Mangansulfid, Parallelverschiebung der Standzeitgerade

, Silikate

falls Carbide vorliegen

Bi

T

Bildung weicher nichtm. Einschl.

V

T

Festigkeit steigt durch feine Carbid und Carbonitridausscheidungen

Ca

T

Bildung globularer nichtmet. Einschlüsse, Belagbildung

Te

T

Bildung globularer nichtmet. Einschlüsse

Ti

T

P

T

Av nimmt ab

HB

T

Spanflächentemperatur steigt

angenommen ist jeweils eine Zunahme des Legierungsgehalts bzw. der Härte T = Werkzeugstandzeit

Abb. 7.29↜渀 Einfluss der Legierungselemente und der Härte auf die Werkzeugstandzeit

Ein Phosphor-Gehalt bis zu 0,1€% wirkt sich günstig auf die Zerspanbarkeit dadurch aus, dass der Stahl versprödet wird und es damit zu günstigeren Spanformen kommt. Die Erhöhung der Härte kann jedoch die Werkzeugstandzeit mindern. Abbildung€7.29 zeigt eine Übersicht über die Wirkung der Stahlzusammensetzung auf den Werkzeugverschleiß bzw. die Standzeit.

7.6.2  Schmelzenführung Durch die Zugabe von Desoxidationsmitteln wie z.B. Aluminium, Silizium oder Mangan, die eine hohe Affinität zu Sauerstoff besitzen, wird die starke Gasentwicklung während des Erstarrens der Schmelze unterdrückt. Der freiwerdende Sauerstoff wird als Oxid gebunden. Aluminiumoxid und Siliziumoxid sind harte Einschlüsse und nicht verformbar. Der Verschleiß wird besonders dann erhöht, wenn die oxidischen Einschlüsse in größeren Mengen oder in Zeilenform im Stahl vorliegen. Durch die Wahl eines geeigneten Desoxidationsmittels kann das Verschleißverhalten günstig beeinflusst werden. Mit Calcium-Silizium oder Ferro-Silizium desoxidierte Stähle bilden beim Spanen verschleißhemmende oxidische und sulfidische Schutzschichten auf Hartmetall- und Keramikschneiden. In Abb.€7.30 ist der Mechanismus der verschleißmindernden Wirkung der Beläge dargestellt. Der aus (Mn,€Ca)S bestehende Belag (Dicke ca.€1€m) hat eine trennende und schmierende Wirkung, wodurch insbesondere der Kolkverschleiß deutlich verringert wird. Durch Reduktion, der an der Schneide auftretenden Reibung, ergibt sich eine geringere thermische Belastung des Werkzeugs. Der Belag kann auch als Diffusionssperre zwischen Schneidstoff und Werkstoff wirken. Abbildung€7.31 zeigt

7.6 Werkstoffeinfluss auf den Verschleiß

159 Ca - behandelter Stahl

unbehandelter Stahl

(Ca - Gehalt : 0,0042 Gew.-%)

(Ca - Gehalt : 0,0002 Gew.-%)

Freiflächenverschleiß VB

Freiflächenverschleiß VB

Trennschicht (Ca, S, Mn)

Kolkverschleiß KT

Abb. 7.30↜渀 Verschleißminderung durch Trennschlichten

Schneidstoff Vorschub Schnittiefe Standkriterium

1000 min

Standzeit T

100

α

γ

6°

–6°

: Cermet E, SNGN 120408 : f = 0,2 mm : ap = 1,5 mm : VBB = 0,3 mm rε ε λ κ –4°

90°

75°

0,8 mm

42 CrMo S4 (Ca) 10 42 CrMo S4 1 42 CrMo S4 (Ca) : 0,0042 Gew. - % Ca 42 CrMo S4 0,1 200

: 0,0002 Gew. - % Ca

300 400 Schnittgeschwindigkeit vc

500 m.min–1

Abb. 7.31↜渀 T-vc-Abhängigkeit

die Standzeit in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit für einen mit Calcium behandelten und einen unbehandelten Stahl. Die Standzeitgewinne durch die Behandlung sind erheblich. EDX-Analysen zeigen, dass bei Ca-behandeltem Stahl im Kolkbereich Ablagerungen mit Ca-Kon-

160

7 Verschleiß Verschleißbild

Verteilung Fe

300µm Verteilung Ca

Werkstoff Schneidstoff Schnittgeschw. Vorschub Schnittiefe Standzeitkriterium Standzeit SNGN 120 408 γ α  6°

–6°

–4°

. 42 CrMo S 4 (Ca) : Cermet E : vc = 250m · min–1 :f = 0,2 mm : ap = 1,5 mm : VBB = 0,3 mm : T = 150 min e 90°

rε k 75° 0,8 mm

Abb. 7.32↜渀 Elementverteilung nach Bearbeitung von Ca-behandeltem Vergütungsstahl

Verschleißbild

Verteilung Fe

300 µm Verteilung Al

100 µm

: 42 CrMo S 4 Werkstoff Schneidstoff : Cermet E Schnittgeschw. : vc = 250 m · min–1 Vorschub : f = 0,2 mm Schnittiefe : ap = 1,5 mm Standzeitkriterium : VBB = 0,3 mm Standzeit : T = 26 min SNGN 120 408 rε γ e k α  –6° –4° 90° 75° 0,8 mm 6°

Abb. 7.33↜渀 Elementverteilung nach Bearbeitung von unbehandeltem Vergütungsstahl

zentration und, insbesondere im Bereich des Kerbverschleißes, Anhäufungen von Schwefel und Mangan auftreten (Abb.€7.32 und 7.33) [TÖN89]. Ein Vergleich der EDX-Analysen für Eisen und Calcium zeigt, dass in dem von Calcium bedeckten Bereich nahezu kein Eisen vorliegt. Demnach wird durch den Belag der direkte Kontakt zwischen dem Eisen und der Schneidplatte verhindert.

7.7 Schneidenverrundung

161

Bei der Bearbeitung von unbehandeltem Stahl liegt eine hohe Konzentration von Eisen im Bereich der Verschleißmarke, im Kolkauslauf und im Kerbverschleißbereich vor. Die Existenz eines Belages aus (Mn,€Ca)S ist nicht nachzuweisen, so dass hier ein direkter Kontakt von Stahl und eingelagerten Karbiden (und auch Aluminiumoxiden) mit der Schneide besteht, was einen erhöhten Verschleiß der Freiflächen und des Kolkbereichs zur Folge hat.

7.6.3  Wärmebehandlung Durch die Wärmebehandlung lässt sich bei Stählen die Gefügeausbildung weitgehend beeinflussen. Die nachfolgend aufgeführten Gefügebestandteile beeinflussen den Verschleiß zunehmend ungünstig: • • • • • • •

Ferrit, Perlit mit eingeformtem Zementit, grober Perlit, feiner Perlit, Bainit, Martensit, Zementit.

Bei gleicher Festigkeit lässt sich durch Grobkörnigkeit des Gefüges, wie sie z.B. durch BY-Behandlung (gesteuert aus der Schmiedewärme abgekühlt) erreicht wird, auch eine deutliche Verringerung des Verschleißes erzielen (Abb.€7.34). Als Ursache wird die grobe Kornstruktur des Gefüges angesehen [WIN83].

7.7â•…Schneidenverrundung Neben der Makrogeometrie1 eines Zerspanwerkzeuges (Span-, Freiwinkel, etc.) bestimmt dessen Schneidengeometrie die Leistungsfähigkeit und das Verschleißverhalten. Besondere Bedeutung kommt der Schneidengestalt z.B. beim Hartdrehen zu, wo hohe Anforderungen an die Werkstückoberfläche bestehen. Eine hochwertige Werkstückoberfläche setzt vor allem eine gut definierte Schneide voraus. Die Schneiden müssen in der Lage sein, hohe Kraft- und Temperaturbelastungen auf Dauer zu ertragen. Überscharfe Schneiden können diesen Anforderungen nicht gerecht werden und besitzen für diese Anwendung eine geringe Standzeit. Neben der geringen Kantenfestigkeit sind aus der Schleifbearbeitung resultierende kleine 1╇ Wenn von „Geometrie“ gesprochen wird, folgt diese Bezeichnung einem in der Technik fälschlich eingeführten Begriff, der in der Regel „Gestalt“ oder „Form“ meint. „Geometrie“ ist zutreffend dagegen ein Teil der Mathematik.

162

7 Verschleiß

300 µm

Verschleißmarkenbreite VB

240

180

Schnittgeschw. : vc = 125 m min–1 Schnittiefe : a p = 2,5 mm Vorschub : f = 0,25 mm Schneidstoff : HM, P10 Schneidengeometrie

V N

α

γ

λ

ε

κ

r

5°

6°

0°

90°

60°

0,8 mm

V

Schnittzeit t = 10 min Schnittzeit t = 20 min 120

BY BY

BY

Ck 45

Ck 45

Ck 35

Ck 45

Ck 45 Mo C

Ck 45 S

0

49 Mn VS 3

BY 60

Abb. 7.34↜渀 Einfluss von Werkstoffmodifikation und Wärmebehandlung auf den Verschleiß [WIN83]

Ausbrüche der harten Carbide aus der Bindung dafür ursächlich [TÖN01, DEN02] (Abb. 7.35, links oben). Das gezielte Verrunden oder Anfasen der Schneide ermöglicht eine gleichmäßige Qualität des bearbeiteten Werkstücks und eine Leistungs- bzw. Standzeitsteigerung des Werkzeugs. Zum Verrunden oder Anfasen der Schneide wird sie nach dem Schleifen einem zusätzlichen Bearbeitungsschritt unterzogen. Für diese Präparation werden verschiedene Verfahren eingesetzt. Hierzu zählen das Bürsten, Strahlen oder Polieren sowie verschiedene Schleifverfahren [FRIE02]. Eine Schneidenverrundung muss nicht notwendigerweise kreisförmig sein. Tatsächlich kann wegen des gerichteten Eindringens des Schneidkeils damit gerechnet werden, dass ein bewusstes Abweichen von der Kreisform Vorteile bringt. Allerdings bedarf es dann einer weitergehenden Definition der Schneidengeometrie. Um eine verbesserte Charakterisierung der Schneide vorzunehmen, werden 4 Charakterisierungsparameter: ∆r, , Sα, Sγ, eingesetzt. Das Vorgehen bei der Vermessung ist in Abb.€7.35 dargestellt. Der Wert ∆r beschreibt die Größe der Schneidenverrundung, der Winkel  die Verschiebung der Schneidenspitze entweder zur Span – oder zur Freifläche und die Parameter Sγ und Sα den scharfen oder stumpfen Verlauf zur Span – bzw. Freifläche. Diese Parameter lassen sich mit geringem Aufwand mit Hilfe eines Messtasters und eines Vermessungsprogramms oder auch optisch auto-

7.7 Schneidenverrundung

163 verrundete Schneide

unbehandelte Schneide Spanfläche

Spanfläche

Kontur Freifläche

Freifläche

Messung

Charakterisierung Vorschubrichtung

Messtaster

scharfe Schneide

19°

Sγ Freifläche

R25µm

Kontur

Sα

∆r −ϕ

Winkelhalbierende Spanfläche Freifläche

Spanfläche

Prisma

Schneidplatte

Abb. 7.35↜渀 Ausbrüche an der Schneide

Prozess: Orthogonal-Einstechdrehen Prozessparameter: vc = 250 m/min, f = var, ap = 2 mm Werkstoff: Ck45 N Werkzeug: Schneidstoff: HW-K10

rel. Bearbeitungskräfte Fc

1,25 B

A

Fc Fc,min

f = 0,05 mm f = 0,1 mm

1,15

f = 0,2 mm 1,1 C 1,05

WSP - SNGN 1204

D 1 0

0

–10

–5

0

5

10

15

grad°

25

var. 10µm var. Kühlung: ohne

Winkel ϕ Schneidenform

A Sα

B ∆r

C

γ α β κ ε 6° 90° – 6° 90° 0° Schneidengeometrie: ϕ Sγ Sα ∆r

D

var.

20 µm Freifläche

ϕ

ϕ

ϕ = 13,5°

ϕ = 21°

ϕ Sγ

Spanfläche ϕ = –13,5°

ϕ = 0°

Abb. 7.36↜渀 Schneidencharakterisierung mit neuen Parametern – Einfluss auf die Schnittkraft

matisch ermitteln. Die so gemessenen Größen erlauben eine definierte Charakterisierung der Schneidengeometrien und eine systematische Ermittlung der Einflussgrößen für einen optimierten Zerspanprozess.

164

7 Verschleiß

Praxisübliche Schneidkantenverrundungen für die Stahlbearbeitung liegen im Bereich ∆r = 10 bis 30 µm. Die Titanbearbeitung erfordert möglichst scharfe Schneidkanten ∆r ≈ 0. Zerspanversuche, bei denen unterschiedliche Schneidenformen gezielt hergestellt wurden, zeigen beim Orthogonal-Einstechdrehen, dass die gleichmäßige Schneidenverrundung mit â•›=â•›0 in allen Fällen die höchsten Bearbeitungskräfte bewirkt (s. Abb.€7.36). Es zeigt sich weiterhin, dass mit Schneiden, die ungleichmäßige Formen aufweisen – ob in positiver oder in negativer Richtung ±- geringere Zerspanungskräfte resultieren. Es ist zu erkennen, dass bei einem kleineren Vorschub die Kraftänderungen durch Variation des Winkels größer sind als bei höheren Vorschüben. Dieses lässt auf einen gesteigerten Einfluss der Schneidengeometrie mit kleineren Vorschüben schließen und muss somit besonders bei der Schlichtbearbeitung beachtet werden. Es wird deutlich, dass sich durch eine ungleichmäßig verrundete Schneide die Bearbeitungskräfte reduzieren lassen. Somit kann eine gesteigerte Qualität der Oberfläche erzielt und der Werkzeugverschleiß reduziert werden.

Fragen ╇ 1. Charakterisieren Sie die Wechselwirkung zwischen Verschleiß, Temperaturen und Kräften im Zerspanprozess. ╇ 2. Welche Verschleißformen kennen Sie? ╇ 3. Erläutern Sie den Einfluss des Freiwinkels auf den Freiflächenverschleiß. ╇ 4. Welche untere Schranke lässt sich für die Größe des Freiwinkels aus den Bewegungsverhältnissen beim Zerspanen ableiten? ╇ 5. Welchen Einfluss hat der Verschleiß auf die Spanbildung und das Arbeitsergebnis? ╇ 6. Welche Verschleißursachen sind Ihnen bekannt? ╇ 7. Warum nimmt der Verschleiß als Folge von Pressschweißungen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten ab? ╇ 8. Wie ist die Form des Kolkes zu erklären? ╇ 9. Warum wird beim Einsatz von Hartmetall Gusseisen mit Lamellengraphit mit geringeren Schnittgeschwindigkeiten abgespant als Kohlenstoffstahl? 10. Welche den Verschleiß beeinflussenden Oxidationsvorgänge sind Ihnen bekannt? 11. Welche Messprinzipien werden zur Verschleißmessung eingesetzt? 12. Wie ist der Begriff „Standzeit“ definiert? Wie wird die Standzeit ermittelt? 13. Welche Bedingungen können die Standzeit einschränken? 14. Von welchen Bedingungen bzw. Größen ist der Werkzeugverschleiß abhängig? 15. Skizzieren Sie den typischen Verlauf der Verschleißmarkenbreite abhängig von der Zeit. Wie ändert sich der Verlauf bei Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit? 16. Welche Abhängigkeit besteht zwischen Schnittgeschwindigkeit und Standzeit bei gegebenem Standzeitkriterium und wie kann sie beschrieben werden? 17. Welchen Einfluss haben Vorschub und Standzeitkriterium auf die Taylorbeziehung? Skizzieren Sie die Veränderungen.

Literatur

165

Abb. 7.37↜渀 Freiflächenverschleiß in Abhängigkeit von der Bohrzeit

18. Skizzieren Sie qualitativ die Veränderungen von Werkzeugkosten, Maschinenkosten und Stückkosten, die sich bei spanender Bearbeitung abhängig von der Schnittgeschwindigkeit ergeben. 19. Wo liegt das Minimum der Stückkosten? 20. Wo liegt das Minimum der Periodenkosten? 21. Nach welchen Kriterien kann die Standzeit optimiert werden? 22. Welche Größen bestimmen die zeitoptimale Schnittgeschwindigkeit? 23. Wie liegen die Werte der optimierten Schnittgeschwindigkeit nach den Kriterien Stückkosten, Stückzeit und Periodenkosten zueinander? 24. Für eine Bohroperation mit einem Spiralbohrer ist die zeitoptimale Schnittgeschwindigkeit zu bestimmen. Das Verschleißverhalten des Bohrers geht aus nachfolgendem Diagram (Abb.€7.37) hervor. Als Verschleißkriterium ist eine Verschleißmarkenbreite von 0,2€mm zu wählen. Weiter bekannt ist die Werkzeugwechselzeit twz€€=€6€min.

Literatur [BAR88] Bartsch, S.: Verschleißverhalten von Aluminiumoxid-Schneidstoffen unter stationärer Belastung. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 1988 [DEN92] Denkena, B.: Verschleißverhalten von Schneidkeramik bei instationärer Belastung. Dr.Ing. Diss. Univ. Hannover 1992 [DEN02] Denkena, B., Friemuth, T., Fedorenko, S., Groppe, M: Neue Parameter zur Charakterisierung der Schneidengeometrien an Zerspanwerkzeugen, Werkzeuge-Sonderausgabe der Zeitschrift Fertigung, S. 24-26, 2002 [DEN08] Denkena, B., Boehnke, D., Meyer, R.: Reduction of wear induced surface zone effects during hard turning by means of new tool geometries. Prod. Eng. – Res. + Devel. (2008) 2, S. 123-132.

166

7 Verschleiß

[FRI02] Friemuth, T.: Herstellung spanender Werkzeuge. Habilitationsschrift, Universität Hannover, 2002 [PAT87] Patzke, M.: Einfluss der Randzone auf die Zerspanbarkeit von Schmiedeteilen. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 1987 [TAY07] Taylor, F.W.: On the Art of cutting metals. Trans. Am. Soc. Mech. Engrs. 28, (1907), S.31-279 [TÖN89] Tönshoff, H.K.; Kaestner, W.; Schnadt, R.: Metallurgische Auswirkungen der Calciumbehandlung von Stahlschmelzen auf die Bearbeitbarkeit. Stahl und Eisen 109, 13, (1989), S.651-660 [VIE70] Vieregge, F.: Zerspanung der Eisenwerkstoffe. 2. Auflage, Düsseldorf: Stahleisen M.B.H. Verlag, 1970 [VOS76] Voss, W.: Optimierung spanender Fertigung. München: Techn. Verlag Resch 1976 [WIN83] Winkler, H.: Zerspanbarkeit von niedriglegierten Kohlenstoffstählen nach gesteuerter Abkühlung. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 1983

Kapitel 8

Schneidstoffe

Schneidstoffe bestimmen wesentlich die Wirtschaftlichkeit eines spanenden Prozesses. Die Entwicklung der Zerspantechnik ist daher unmittelbar mit der Entwicklung der Schneidstoffe verknüpft. Abbildung€8.1 zeigt die mit Neuentwicklungen möglichen Stundenschnittgeschwindigkeiten seit der Jahrhundertwende. Je Dekade zeigt sich etwa eine Verdopplung der möglichen Schnittgeschwindigkeit. Neben den üblicherweise als Schneidstoffe eingesetzten Schnellarbeitsstählen (HSS) lassen sich gemäß DIN ISO 513 die folgenden Gruppen harter Schneidstoffe klassifizieren: • • • •

Hartmetalle (Carbide) Schneidkeramik Diamant Bornitrid

8.1â•…Anforderungen an Schneidstoffe Schneidstoffe müssen verschleißfest (hart) und ausreichend zäh sein, um lange Standzeiten und hohe Prozesssicherheit zu gewährleisten. Beide Forderungen gleichzeitig sind nicht zu erfüllen, harte Stoffe sind in der Regel nicht zäh und umgekehrt (Abb.€8.2). Aus den Beanspruchungen und Verschleißursachen (s.€Kap.€7) ergeben sich Anforderungen, denen folgende Eigenschaften entsprechen müssen [VIE70, TÖN90]: Härte, Warmhärte, Zähigkeit und chemische Beständigkeit (Tab.€8.1). Härte: Die Härte ist ein Maß für die Verschleißfestigkeit des Schneidstoffes. Sie wirkt abrasivem und adhäsivem Verschleiß entgegen. Schneidstoffe können ihre Härte aus der Grundmasse, aus Hartstoffen, die in eine bindende Matrix eingelagert sind, oder allein über harte Kristallite, die direkt über Kongrenzen verbunden sind, erhalten. Entsprechend ist der Hartstoffgehalt verschieden (Abb.€8.3). Warmhärte: Auch bei hohen Schneidkeiltemperaturen muss die Härte möglichst weit erhalten bleiben, um abrasivem Verschleiß und plastischen Verformungen entgegenzuwirken (Abb.€8.4). B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_8, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

167

Stundenshnittgeschwindigkeit vc60

168

8 Schneidstoffe mittlere Stundenschnittgeschwindigkeit für die Bearbeitung eines Stahls mit 600 N/mm2 Festigkeit

1600 m/min 1000 400 160 63

PKD2) Si3N41)

beschichtete Hartmetalle PKB

Oxidkeramik HM gesintert Stellite

1) GG-25 2) AISi-Legierung

HSS

25 10

WZStahl

4

1900 1920 1940 1960 1980 2000 1894 1904 1926 1938 1967 1990 2010 Entwicklungsjahr

Abb.€8.1↜渀 Entwicklung von Schneidstoffen

ff

sto

PKD

Verschleißfestigkeit, Warmfestigkeit (Schnittgeschwindigkeit)

BN

ch

rS

le ea

id ne

id

Al2O3Keramik Al2O3 + TiC

beschichtetes Cermet

Si3N4Keramik

Cermet

beschichtetes FeinstkornHartmetall

Hartmetall auf WC-Basis

und UltrafeinkornHarmetall

beschichteter HSS HSS Zähigkeit und Biegefestigkeit (Vorschub)

Abb.€8.2↜渀 Schneidstoffe gemäß Verschleißfestigkeit und Zähigkeit [KLO08]

Zähigkeit: Die Fähigkeit der Schneidstoffe, der Ausbreitung von Rissen Widerstand entgegenzusetzen, wird als Zähigkeit bezeichnet. Ein Maß für die Zähigkeit liefert die Bruchmechanik mit dem Spannungsintensitätsfaktor, dem KIc-Wert (auch Bruchzähigkeit genannt). Der KIc-Wert wird in einem technologischen Prüfverfahren mit vorgeschriebener Probengeometrie nach einer Zahlenwertgleichung ermittelt. Nach Abb.€8.5 wird ein Probenkörper mit einem definierten Anriss (z.€B.

8.1 Anforderungen an Schneidstoffe

169

Tab.€8.1↜渀 Eigenschaften von Schneidstoffen

Schneidkeramik, PKB,PKD

Hartstoff 90

Hartstoffgehalt in Vol. - %

%

Metall

70

Hartmetall I (karbidreich) WC - Basis TiCN - Basis

60 50

Hartmetall II (metallreich)

40 30

Stellite, Hartleglierungen

20

Schnellarbeitsstähle

10

legierte Werkzeugstähle unlegierte Werkzeugstähle

Abb.€8.3↜渀 Hartstoffgehalt von Schneidstoffen

Ermüdungsriss durch Zugschwellbeanspruchung eingebracht) im Zug- oder Dreipunktbiegeversuch soweit beansprucht, bis sich der Riss instabil, d.€h. schlagartig ausbreitet. Die dabei auftretende Bruchspannung ist b; a ist die Risslänge; Y ist ein Kalibrierfaktor, der die Probengeometrie berücksichtigt. Der Spannungsintensitätsfaktor KIc der Schneidstoffe liegt zwischen 13 und 30€MPa m1/2 für Schnellarbeits-

170

8 Schneidstoffe

Abb.€8.4↜渀 Warmhärte der Schneidstoffe

2500

Al

2O 3

iC

Al2 O

2000

Härte HV

/T

-K

er

3 -Kera

am

ik

mik

Si N 3 4-

1500

Ce

konv

Ker

rm

. Ha

am

ik

rtme

ets

tall

1000

500

0

Abb.€8.5↜渀 Definition der Bruchzähigkeit

C-Stahl 0

250

500 Temperatur

HSS-Stahl 750 qC

1000

V

Vb : Bruchspannung Vb :

a

KIC Y

Sa

KIC : kritischer Spannungsintensitätsfaktor Y : Geometriefaktor V

stähle, 8 bis 18€MPa m1/2 für Hartmetalle und 2€ bis 7€MPa m1/2 für Schneidkeramiken. Für Schneidkeramiken, die sprödes Bruchverhalten zeigen, gibt auch die Biegebruchfestigkeit einen Hinweis auf die Zähigkeit. Ihr Zahlenwert in MPa ist das 100 bis 200-fache des KIc-Wertes. Die Zähigkeit wirkt sich auf die Bruchneigung

8.3 Schnellarbeitsstähle

171

des Schneidstoffs und auf die Verschleißfestigkeit bei instationären mechanischen und thermischen Beanspruchungen aus. Bei letzterer Beanspruchung spricht man beispielsweise von Thermoschock. Der Widerstand gegen Temperaturwechsel wird Temperaturwechselfestigkeit oder Thermoschockfestigkeit genannt. Chemische Stabilität: Um tribomechanischem Verschleiß entgegenzuwirken, sollen Schneidstoffe chemisch inert sein gegenüber Werkstoffen und gegenüber Umgebungsstoffen wie Luft und Kühlschmierstoff. Chemische Stabilität ist eine Voraussetzung für den Einsatz eines Schneidstoffs bei hohen Temperaturen. Ein Maß für die chemische Stabilität ist die Bildungsenthalpie. Eine große negative Bildungsenthalpie einer Verbindung entspricht einer hohen chemischen Stabilität, d.€h. es muss hohe Wärmeenergie zugeführt werden, um eine chemische Reaktion zu bewirken. Einen idealen Schneidstoff, der alle genannten Anforderungen erfüllt, gibt es nicht. Für alle Schneidstoffe gilt der grundlegende Dualismus, entweder hart und verschleißfest oder zäh und gegen instationäre Beanspruchungen widerstandsfähig zu sein.

8.2â•…Werkzeugstähle Es wird zwischen unlegierten und legierten Werkzeugstählen unterschieden. Unlegierte Werkzeugstähle (Kohlenstoffstähle) enthalten Kohlenstoff von 0,6 bis 1,3€ %. Sie erhalten ihre Härte und den Verschleißwiderstand durch Härten, bei dem sich ein martensitisches Gefüge ausbildet. Legierte Werkzeugstähle für höhere Beanspruchungen enthalten zusätzlich bis 5€% Anteile von Cr, W, Mo und V. Sie besitzen gegenüber unlegierten Werkzeugstählen eine erhöhte Verschleißfestigkeit (Zusatz von karbidbildenden Elementen), eine höhere Anlassbeständigkeit (Legierungselemente) und eine größere Härte (in Lösung gegangener Kohlenstoff). Wegen der begrenzten Warmhärte von Werkzeugstählen (Abb.€8.4) sind nur geringe Schnittgeschwindigkeiten möglich, so dass Werkzeugstähle für die Metallbearbeitung auf Werkzeugmaschinen kaum eingesetzt werden. Sie werden in erster Linie für spanende Handwerkzeuge (Feilen, Reibahlen) und für die Holzbearbeitung verwendet.

8.3â•…Schnellarbeitsstähle Schnellarbeitsstähle (HSS: High Speed Steel) sind ledeburitische, hochlegierte Werkzeugstähle mit Legierungsgehalten bis 35€%. Sie werden für Werkzeuge zum Bohren, Fräsen, Räumen, Sägen und Drehen eingesetzt. Gegenüber Werkzeugstählen besitzen sie eine höhere Anlassbeständigkeit und eine Warmhärte bis 600 °C (Abb.€8.4). Bestimmend für die hohe Anlassbeständigkeit und Warmhärte sind nicht in Karbiden gebundene, sondern in der Matrix gelöste Legierungselemente. Die

172

8 Schneidstoffe

Tab.€8.2↜渀 Legierungsgruppen der Schnellarbeitsstähle Klasse Bezeichnung nach Anteile in % DIN EN 10027-1 C W Mo ╇ 6,5 ╇ 5,0 0,85 6% W, HS6-5-2 ╇ 6,5 ╇ 5,0 0,85 5% Mo HS6-5-3 ╇ 6,5 ╇ 5,0 0,85 HS6-5-2-5 10 ╇ 4,0 1,25 HS10-4-3-10 2% W, 10% Mo 12% W 18% W

Anwendungen V 2,0 2,8 2,0 3,25

Co – – ╇ 4,75 10,0

HS2-10-1-8

1,1

╇ 2,1

10

1,2

╇ 7,9

HS12-1-4-5 HS18-1-2-5

1,45 0,80

12 18

╇ 0,8 ╇ 0,8

3,75 1,5

╇ 4,75 ╇ 4,75

- Bohrer - Gewindebohrer - Fräser - Reibahlen - Drehmeißel - Schaftfräser - Drehmeißel - Drehmeißel - Hobelmeißel - Fräser

Härte und der hohe Verschleißwiderstand ergeben sich aus dem martensitischen Grundgefüge und aus eingelagerten W-, W-Mo-, Cr-, und V-Karbiden. Die Eigenschaften von Schnellarbeitsstählen werden in erster Linie von den Legierungselementen W und Mo bestimmt. Die Wolfram- und Molybdängehalte werden daher zur Klassifizierung der Schnellarbeitsstähle nach DIN EN€10027–1 in vier Gruppen genutzt (Tab.€8.2). Sie werden mit HS für Schnellarbeitsstahl und den Prozentangaben der Legierungsbestandteile W-Mo-V-Co bezeichnet. Die Universalsorte HS6-5-2 deckt mehr als 50€% der insgesamt erzeugten Menge an Schnellarbeitstahl ab. Die in der 6€% W- und 5€% Mo-Klasse genannten Sorten überdecken ungefähr 90€% der Erzeugnismenge [HAB88]. Die Legierungselemente beeinflussen spezifische Eigenschaften der Schnellarbeitsstähle: C: Kohlenstoff ist entscheidend für die Härte der Grundmasse und ist zur Karbidbildung erforderlich. W: Wolfram ist ein Karbidbildner und erhöht die Anlassbeständigkeit und die Verschleißfestigkeit. Mo: Molybdän erhöht die Durchhärtbarkeit und die Zähigkeit; es kann Wolfram ersetzen. Wegen der halbierten Dichte sind geringere Massengehalte verglichen mit Wolfram erforderlich. V: Vanadium ist, ähnlich dem Wolfram, ein Karbidbildner und erhöht die Verschleißfestigkeit. Co: Kobalt ist in der Lage, die Härtetemperatur von Schnellarbeitsstahl zu erhöhen. Dadurch können mehr Legierungsgehalte an Karbidbildnern gelöst werden, d.€h. die Warmhärte und Anlassbeständigkeit steigen. Schnellarbeitsstähle werden schmelzmetallurgisch hergestellt. Die Härtetemperaturen (1180€°C€–€1280€°C je nach Legierung) und die Tauchzeiten während des Härtevorgangs werden so gewählt, dass ein möglichst großer Teil der Karbide in Lösung geht, aber keine Grobkörnigkeit entsteht. Der verbleibende Austenitanteil kann durch mehrmaliges Anlassen (540€°C€–€580€°C) verringert werden. Dem damit verbundenen Härteabfall durch Zerfall von Martensit wirkt die Ausscheidung von Karbiden entgegen. Der Härteabfall ist jedoch mit einer Zunahme der Zähigkeit verbunden.

8.3 Schnellarbeitsstähle

173

Bei der schmelzmetallurgischen Herstellung neigen die Schnellarbeitsstähle während der Erstarrungsphase zu Seigerungen, die sich nachteilig auf das Verschleißverhalten auswirken können. Um diese Nachteile zu umgehen, werden das Elektroschlacke-Umschmelzverfahren (ESU) und die pulvermetallurgische Herstellung (PM) eingesetzt. Beide Verfahren führen zu einer gleichmäßigeren Gefügeausbildung und zu feinerem Korn. PM-Stähle weisen bessere Kantenfestigkeit und Schneidenhaltigkeit auf. Sie werden für Gewinde- und Reibwerkzeuge eingesetzt. Bei hohen Vanadiumkarbidanteilen sind sie besser schleifbar als erschmolzene Schnellarbeitsstähle. Nachteilig sind die höheren Herstellkosten. Höhere Standzeiten und Schnittgeschwindigkeiten lassen sich mit Schnellarbeitsstahlwerkzeugen durch Beschichten mit Titannitrid (TiN) erreichen. Die Schichten haben eine Stärke von 2€ μm bis 7€ μm. Durch TiN wird die Reibung zwischen Werkzeug und Werkstoff herabgesetzt und somit der adhäsive Verschleiß verringert. Die geringere Reibung führt auch zu einer Reduktion der erforderlichen Schnittleistung und der Schnittkräfte um 10€% bis 20€%. Die Spanfläche des Werkzeugs wird vor allem bei höheren Schnittgeschwindigkeiten durch Reibwärme erhitzt. Der größere Anteil der Leistungsumsetzung findet in der Spanbildungszone statt (s.€Kap.€5), die Umformenergie trägt aber wenig zur Temperatur auf der Werkzeugoberfläche bei. Daher wirkt sich eine Gesamtleistungsminderung als Folge geringerer Spanflächenreibung wie folgt aus:   

kc = kφ + kγ a · kc = kφ + b · kγ

ohne Beschichtung

(8.1)

mit Beschichtung a, b < 1

(8.2)

b=1+

kc (a − 1). kγ

(8.3)

Darin teilt sich die gesamte spezifische Energie kc in den Reibanteil auf der Spanfläche k und den Umformanteil (zuzüglich Reibung an der Freifläche) k auf. Mit einer Beschichtung sinkt die Gesamtenergie auf a€ ·Â€ kc als Folge einer auf b€ ·Â€ k verringerten Reibung auf der Spanfläche. Mit den Zahlen aus Kap.€5 für die Umform- und Reibenergie und a€=€0,8 (d.€h. Reduktion der Schnittleistung auf 80€%) ergibt sich b€=€0,2; das heißt, die Reibenergie wird durch die Beschichtung mit TiN auf 20€% des Ursprungwertes gesenkt. Die Temperaturen im Schnellarbeitsstahlwerkzeug können durch eine TiN-Beschichtung wesentlich herabgesetzt werden, was sich in einer deutlichen Steigerung der möglichen Schnittgeschwindigkeit bzw. der Standzeit auswirkt. Hinzu kommt eine Verringerung des abrasiven Verschleißes durch die höhere Härte der TiN-Schicht, die bei HV05€=€2400, im Vergleich zum Substrat (HV05€=€900 bei Raumtemperatur), liegt. Wegen der niedrigeren Prozesstemperaturen beim Aufdampfen von Schichten werden Schnellarbeitsstahlwerkzeuge mit dem PVD-Verfahren (↜physical vapor deposition) beschichtet. Typische Beschichtungstemperaturen liegen bei diesem Verfahren bei unter 500€°C. Dabei treten kaum Anlasseffekte auf. Beim chemischen Aufdampfen (CVD, chemical vapor deposition) liegt die Prozesstemperatur bei 900€°C bis 1000€°C, also weit über der Anlasstemperatur von Schnellarbeitsstahl.

174

8 Schneidstoffe

1200

0,096 0,096

MC

TiN

nk

nk bla

MC

TiN

bla

bla

nk

0

MC

0

TiN

200

nk

20

bla

400

0,150

40

600

0,120

60

800

MC

80

VHM

mm min

f = 0,120 mm

Vorschubgeschwindigkeit vf

mm min Schnittgeschwindigkeit vc

HSS

VHM

HSS

TiN

120

0,096

HSS: HS6-5-2 TiN: Titannitridbeschichtung MC: Multigradshichten VHM: Vollhartmetall

Stahl C45V, 705 N/mm2, HB = 201 d = 6 mm, I = 20 mm, Außenkühlung

Abb.€ 8.6↜渀 Empfohlene Schnitt- und Vorschubgeschwindigkeiten unterschiedlich beschichteter Spiralbohrer. (nach Gühring)

Mit CVD beschichtete Werkzeuge müssen daher nachgehärtet werden. Wegen der damit verbundenen Verzugsgefahr gelingt das nur bei einfachen Formen wie bei Wendeschneidplatten. In€Kap.€8.5 werden die unterschiedlichen Aufdampfverfahren eingehender erläutert. Beschichtete Werkzeuge weisen erheblich längere Standzeiten auf. Selbst bei nachgeschliffenen Werkzeugen stellt sich noch ein deutlicher Effekt ein. Ursachen liegen in Stütz- und Schutzwirkungen als Folge von TiN-Verschleppungen. Beschichtet werden u.€a. Spiralbohrer, Fräser, Wälzfräser, Gewindebohrer, Reibahlen und Räumwerkzeuge, die dann bei z.€T. erheblich größeren Schnitt- und Vorschubgeschwindigkeiten eingesetzt werden können. Abbildung€ 8.6 zeigt empfohlene Schnitt- und Vorschubgeschwindigkeiten von unterschiedlich beschichteten Bohrern aus Schnellarbeitsstahl und Vollhartmetall für einen Bohrerdurchmesser von 6€mm.

8.4â•…Stellite Stellite sind gegossene Hartlegierungen (nicht zu verwechseln mit Hartmetallen, die gesintert sind). Sie sind naturhart, brauchen also nicht gehärtet zu werden. Sie wurden erstmalig 1915 von E.€Haynes entwickelt. Sie haben folgende Zusammensetzung: 42–53€% Co, 24–33€% Cr, 11–22€% W und 1,8–3€% C. Cr und W bilden

8.5 Hartmetalle

175

Karbide. Stellite haben eine Härte von HV05€=€700–750 bei Raumtemperatur. Bei niedriger Schnittgeschwindigkeit sind sie daher den Schnellarbeitsstählen, bei höherer Schnittgeschwindigkeit den Hartmetallen unterlegen (Abb.€8.4). Die Gestaltungsmöglichkeiten durch Gießen können bei großen Profilwerkzeugen vorteilhaft sein. Die hohe Oxidationsbeständigkeit der Stellite kann bei stark zum Oxidationsverschleiß neigenden Werkstoffen von Interesse sein.

8.5â•…Hartmetalle Hartmetalle sind zwei- oder mehrphasige, pulvermetallurgisch hergestellte Legierungen aus einem die Zähigkeit bestimmenden Bindemetall (↜-Phase) und Metallkarbiden oder -karbonitriden als Härteträger [KIE53]. Als Hartstoffe werden Wolframkarbid (WC, -Phase), Titan-, Tantal- und Niobkarbid (TiC, TaC, NbC, -Phase) oder Titankarbonnitrid und andere Titanmischkarbide verwendet. Das erste grundlegende Patent wurde 1923€K. Schröter in der Osram-Studiengesellschaft auf ein WC-Co-Hartmetall erteilt. Die günstige Eigenschaftskombination von Härte und Zähigkeit hat zur Voraussetzung, dass Wolframkarbid von Cobalt (↜-Phase) sehr gut benetzt wird und dass Cobalt größere Teile des Wolframkarbids lösen kann. Die gute Benetzbarkeit ist derart, dass Hartmetall nie entlang der Bindemetall-KarbidGrenzflächen bricht. Das Lösungsvermögen bewirkt hohe innere Bindekräfte und eine gute Kantenfestigkeit des Hartmetalls. Durch Variation der - und -Phasenanteile lässt sich der Schneidstoff in Grenzen maßschneidern. Zähe Hartmetalle enthalten bis zu 15€ % Co, verschleißfeste dagegen nur bis 5€% Co (Abb.€8.6). Durch Zulegieren von Titankarbid lässt sich die Diffusionsneigung des WC-Hartmetalls verringern, was trotz der an sich höheren Warmhärte von WC (HV05€=€1800 bei RT, HV05€=€800 bei 1000 °C) als TiC (HV05€ =€ 3â•›000 bei RT, HV05€ =€ 400 bei 1â•›000 °C) zu besserer Warmverschleißfestigkeit des Hartmetalls führt. Allerdings ist die Bindefähigkeit und damit auch die Zähigkeit und Kantenfestigkeit herabgesetzt. Beimengungen von TaC und NbC wirken dieser Tendenz durch Kornverfeinerung entgegen und erhöhen damit die Zähigkeit. Die wichtigsten Neuentwicklungen, um die Härte von WC-Co-Karbiden zu steigern, sind die Feinstkorn- und Ultrafeinkorn-Hartmetalllegierungen mit einer WCKorngröße von 0,5–0,8€µm bzw. 0,2–0,5€µm bei einem Kobaltgehalt zwischen 6–16 Massenprozent. Im Gegensatz zu Standardmaterialien haben diese feinen Pulver eine nahezu runde Kornform, die nicht nur einen positiven Einfluss auf die Gleichmäßigkeit der durch das Sintern erzeugten Mikrostruktur hat, sondern auch auf die erreichbare Verdichtung. Eine neuere Entwicklung auf dem Gebiet der Karbide ist ein in die Randzone von Zerspanungswerkzeugen eingebrachter Funktionsgradient (FGH = functionally graded hardmetal). Ein solcher Funktionsgradient ist eine präzise, fein variierende Verteilung von Phasen und/oder Elementzusammensetzungen, die für einen sehr widerstandsfähigen Oberflächenbereich sorgen, der die Wechselwirkungen zwi-

176

8 Schneidstoffe

schen Werkstück und Werkzeug bei hohen Temperaturen erträgt. So wird beispielsweise der Co-Gehalt im Randbereich erhöht, um die Zähigkeit gezielt zu steigern und Schneidkantenausbrüche zu reduzieren [BÖH02]. Nach DIN€ ISO€ 513 werden Hartmetalle in drei Zerspanungs-Anwendungsgruppen (P, K und M) eingeteilt. Die WC- (TiC-, TaC-, NbC-) Co-Legierungen der P-Gruppe (↜Plastisch) werden bei der Bearbeitung langspanender Eisenwerkstoffe (Stahl, ss) eingesetzt. Die weitgehend TiC-/TaC- freien WC-Co-Legierungen der K-Gruppe (↜Kurzspanend) werden für die Zerspanung von NE-Metallen, Eisen-Gusswerkstoffen, Al-Si-Legierungen, Kunststoffen und Holz verwendet. Den Übergang zwischen den P- und K-Gruppen bilden die Hartmetalle der MGruppe (↜Mischgruppe), die für legierte austenitische bzw. ferritische Stähle und legierten Grauguss eingesetzt werden. Durch Anfügen von Ziffern innerhalb jeder Zerspanungshauptgruppe werden Zähigkeit und Verschleißfestigkeit gekennzeichnet. Mit zunehmenden Ziffern steigt die Zähigkeit, während die Verschleißfestigkeit abnimmt. In Tab.€8.3 sind typische Zusammensetzungen und Eigenschaften einiger Hartmetalle aufgeführt. Der für Schneidstoffe kennzeichnende und zugleich begrenzende Dualismus, hohe Härte und Verschleißfestigkeit oder hohe Biegefestigkeit und Zähigkeit aufzuweisen, kann zu wesentlichen Teilen überwunden werden durch Beschichtungen von Substratmaterial. Dieses Prinzip der Funktionstrennung kombiniert verschleißfeste Schichten mit zähem Grundstoff. Wegen der großen Temperaturunterschiede, die in spanenden Werkzeugen auftreten, ist die Beherrschung der Temperaturrisse als Folge unterschiedlicher thermischer Ausdehnungskoeffizienten Voraussetzung für haltbare, rissfreie Schichten. Einen großen Anteil an den Schichtmaterialien besitzen nach wie vor Titankarbid (TiC), Titannitrid (TiN), Titankarbonitrid (TiCN) und Titanaluminiumnitrid (TiAlN). Ausgewählte Eigenschaften einiger dieser Stoffe im Vergleich zum Wolframkarbid werden in Tab.€ 8.4 gezeigt. Die Eigenschaften der Hartstoffe werden maßgeblich durch die Art der chemischen Bindung bestimmt. Gute Schichthaftung Tab.€8.3↜渀 Zusammensetzung und Eigenschaften verschiedener Hartmetalle

177

8.5 Hartmetalle Tab.€8.4↜渀 Eigenschaften von Schichtstoffen WC TiC Härte HV0,05 bei RT bei 1000 °C Wärmeausdehnungskoeffizient 10–6K–1 Wärmeleitfähigkeit W/mK E-Modul GPa Bildungsenthalpie kJ/mol bei 1450 °C

TiN

TiCN

(Ti,Al)N

Al2O3

1800 800 7,3

3000 400 7,8

2400 450 9,4

3000 790 7–8

2800 1250 7,6

2200 1100 8,3

90

30

39

50–100

50–100

25

690

450

256

372

390

410

–54

–165

–335

–268

–210

–1670

+ o + + + o

o o + + + +

+ o + + o o

+ o o + o +

o + o o o +

Freiflächenverschleiß Kolkverschleiß Zähigkeit Bindungsfähigkeit Reibwert Trennfunktion + = bestens geeignet; o = geeignet

beispielsweise wird am besten durch metallische Bindung erreicht, da sie über die größten Adhäsionskräfte verfügt. Große Härte für optimalen Verschleißschutz liegt am ehesten bei kovalenter Bindung vor. Die ebenfalls geforderte chemische Stabilität wird durch überwiegend ionische Bindung bedingt. TiN besitzt Anteile aller drei Bindungsarten, daher wurde es als erstes Schichtmaterial erfolgreich eingesetzt [BOB08]. Neuere PVD-Schichten bestehen aus Systemen von TiN/TiAlN oder Hart-WeichKombinationen wie TiAlN + WC/C in Mehr- oder Vielfachschichten (Multilayer). Seit einigen Jahren werden nanostrukturierte Schichten aus TiSiN, TiAlN, TiAlSiN oder TiAlBN eingesetzt. CrAlN, CrAlSiN oder Al2O3 sind Komponenten für Viellagenschichten, die erfolfreich bei der Hartbearbeitung eingesetzt werden [BOB08]. Auch bei der CVD-Beschichtung wirken sich Mehrfachschichten mit oxidkeramischen Anteilen vorteilhaft aus. Günstig erwiesen sich Kombinationen von TiC, TiN, TiCN und Al2O3. Für das Drehen von Stahl- und Gusswerkstoffen bewährte sich ein Schichtpaket aus TiN, TiCN, Al2O3 und ZrCN. Verbesserungen des Leistungsvermögens von CVD-Beschichtungen können durch quaternäre Beschichtungsmaterialien wie (Ti,Zr)(C,N) oder (Ti,Hf)(C,N) erreicht werden [DRE01]. Titankarbonitridschichten können auf TiC mit monotonem Übergang der Anteile bis zu reinem TiN aufgebaut werden. Das Nitrid ist chemisch träge und wirkt daher Diffusions- und Oxidationsverschleiß entgegen. Es hat zudem geringe Klebeneigung und senkt den Adhäsionsverschleiß. Aluminiumoxid Al2O3 ist ebenfalls reaktionsträge. Es dient als Oxidationsschutz. (Ti,Al)N spielt seine Vorteile bei hohen Prozesstemperaturen aus und bildet eine dünne, passive Schicht auf der Werkzeugoberfläche aus, die einen schnell voranschreitenden Diffusions- und Oxidationsverschleiß verhindert. Hoch-Ionisation-

178

8 Schneidstoffe Metastabile Nanokristalline, Mehrkomponenten- mehrphasige schichten Schichten

Mischkristallschichten

Gradientenschichten

z.B. Ti(C,N)

z.B. WC->TiC->TiN

z.B. (Ti,Al)N

doppelt mischkristallverfestigtes, VEK-optimiertes Schichtmaterial

heteropolar

homogenes, in metallähnlicher Struktur kristallisiertes, verfestigtes Schichtmaterial

kovalent metallisch

+ Härte + Warmhärte

+ Haftung + chemische Stabilität

+ Warmhärte + Oxidationsu. Korrosionsbeständikgkeit

z.B. TiB2 /TiC

Viellagenschichten z.B. TiB2 /TiC ~ 50-1000 Einzellagen

+ Warmhärte + Zähigkeit + tribologische Eigenschaften

+ Warmhärte + Zähigkeit + tribologische Multifunktion

Abb.€8.7↜渀 Aufbau unterschiedlicher Schutzschichtkonzeptionen

Puls-Prozesse ermöglichen gegenwärtig die Herstellung von nicht leitenden Nitridschichten mit einem hohem Gehalt an oxidschichtbildenden Bestandteilen, wie z.€ B. (Al,Ti)N-Supernitridschichten mit mehr als 65€ mol€ % an Aluminiumnitrid. Ziel auch dieser Weiterentwicklungen von Werkzeugbeschichtungen ist ein verbessertes Verschleißverhalten. Abbildung€8.7 zeigt den grundsätzlichen Aufbau unterschiedlicher Schichtkonzeptionen. Die Ein- und Mehrlagenschichten sind insgesamt 2€ μm bis 10€ μm stark. Sie werden durch Aufdampfen aufgebracht. Chemisches Aufdampfen (CVD, chemical vapor deposition) arbeitet mit Prozesstemperaturen von 900€°C bis 1000€°C. Abbildung€8.8 zeigt den Prozess zum Aufbringen von TiC-€Schichten nach folgender Reaktionsformel: 

TiCl4 + CH4 → TiC + 4HCl

(8.4)

Methan (CH4) und Titanchlorid (TiCl4) werden gasförmig einem beheizten Reaktor zugeleitet, in dem sich die möglichst metallisch reinen Substratplatten befinden. An der erwärmten Oberfläche des Substrates zerfallen die Gase in den entsprechenden Feststoff (TiC) und in flüchtige Nebenprodukte (HCl). Die Schichten wachsen körnig (TiC, Al2O3) oder faserig (TiN) auf. Das Aufwachsen von TiC erfolgt zunächst mit hoher Beschichtungsrate. Mit wachsender Schichtdicke verlangsamt sich die Beschichtungsrate, die Korngröße der Schicht steigt dabei. Mit CVD entstehen wegen der unterschiedlichen thermischen Ausdehnungskoeffizienten und der nach der Beschichtung erfolgten Abkühlung Zugeigenspannungen in den Schichten. Diese Spannungen können die Zugfestigkeit überschreiten, wodurch es zu Rissen in der Schicht kommt. Physikalisches Aufdampfen (PVD, physical vapor deposition) arbeitet bei niedrigen Prozesstemperaturen von ca. 500€°C. Eingesetzt wird das Ionenplattieren und das Kathodenzerstäuben (Sputtern) (s.€Abb.€ 8.9). Die Schichten entstehen durch Beschleunigung geladener Teilchen und Bombardement des Substrats. Da die zu

8.5 Hartmetalle

179

Thermostat Destillierkolonne

Vakuumpumpe

6650 Pa 900qC Heizung Wasserstoff Methan

Reaktionsgefäß mit Hartmetallplatten

Titanchlorid TiCl4+CH4

TiC+4HCl

Abb.€8.8↜渀 Herstellung TiC-beschichteter HM-Platten nach dem CVD-Verfahren

Vakuum-Aufdampfen

Reaktives lonenplattieren Halter

Werkstücke neutrales Gas

Reaktives Sputtern Reaktionsgas

Energie Plasma

Beschichtungsstoff

neutrales Gas

neutrales Gas Vakuum Energie

Beschichtungsstoff Verdampfer

Vakuum zerstäubetr Beschichtungsstoff Energie

Vakuum Halter Werkstücke

Abb.€8.9↜渀 PVD-Verfahren zum Beschichten

beschichtenden Flächen zugänglich sein müssen, folgen daraus geometrische Einschränkungen, welche teilweise durch eine Probenrotation während des Prozesses aufgehoben werden können. Auch durch PVD entstehen Eigenspannungen in den Schichten. Ihre Ursache liegt jedoch kaum in Differenzen der thermischen Ausdehnung, sondern in dem Ionenbeschuss. Es entstehen Druckeigenspannungen, was

180

8 Schneidstoffe

Reaktionsgas neutrales Gas

N2

m

H2

m

CH4

m

Ar

m

– Stromversorgung DC-Puls

TiCl4Vorratsbehälter Vakuumpumpe

Energie 400-650 V

450-650°C 10-1000 Pa

Heizung Plasma Werkstück

2 Ti Cl4 + CH2 + N2 2TiN + 8HCl Ti Cl4 + CH4

TiC + 4HCl

Reaktionsgefäß

Abb.€8.10↜渀 Herstellung TiN-beschichteter Schneidplatten nach dem PACVD-Verfahren

sich bei instationären thermischen Beanspruchungen günstig auswirken kann, weil die Druckeigenspannungen die Wärmespannungen in den Schichten kompensieren. Das Plasma-CVD-Verfahren (PACVD) vermeidet Beschränkungen der CVDund PVD-Behandlung (Abb.€8.10). Das Verfahren nutzt zur Aktivierung der chemischen Reaktionen nicht mehr nur thermische Energie, sondern der Prozess wird durch ein Plasma im Reaktor aktiviert. Das Plasma hat zum einen eine katalytische Wirkung, zum anderen die Aufgabe der Energieeinkopplung. Somit können die Reaktionen bei niedrigeren Temperaturen ablaufen bzw. werden dadurch erst ermöglicht. Mit der PACVD-Anlage können, je nach Art der Gaszuführung, Nitrid-, Karbid- oder auch Karbonitridschichten hergestellt werden. Bei der Beschichtung nach den PACVD-Verfahren werden Substrattemperaturen von unter 500 °C realisiert. Gegenüber der CVD-Beschichtung sind daher Diffusionsvorgänge, Phasenumwandlungen und Austauschreaktionen sowie die damit verbundenen Versprödungseffekte zwischen Substrat und Schicht ausgeschlossen. Gegenüber PVD erzeugten Schichten, die ebenfalls bei niedrigen Temperaturen aufgebracht werden, zeigen PACVD-Schichten neben höheren Haftfestigkeiten niedrigere Eigenspannungen sowie einen geringeren Einfluss auf die Biegefestigkeit des Substrats. Ferner entfällt das beim PVD-Prozess notwendige Ausrichten und Chargieren, um gleichmäßige Schichtstärken zu erreichen. Sehr harte Schichten aus Diamant können mittels CVD-Verfahren auf Wendeschneidplatten und Schaftwerkzeuge aufgebracht werden. Als Substratmaterial eignen sich feinkörnige Hartmetalle und siliziumbasierte Keramik. Der Kobaltgehalt ist bei den Hartmetallen für die Beanspruchbarkeit der CVD-diamantbeschichteten Werkzeuge verantwortlich [UHL09]. Erste erfolgreiche Versuche mit CBN-Beschichtungen sind ebenfalls dokumentiert [WIE07, UHL04]. Durch Verbesserungen der Beschichtungstechniken PVD

8.5 Hartmetalle

181

und plasmaunterstütztes CVD gelang es, CBN-Schichten mit mehr als 1€ µm Dicke auf Hartmetall-Wendeschneidplatten abzuscheiden. Diese Schichten sind mehr als doppelt so hart wie TiN-Schichten und zeigen mehr als zehnfachen Widerstand gegen abrasiven Verschleiß, wobei der Reibkoeffizient gegenüber Stahl nur halb so groß ist. Einsatzversuche beim Drehen von Stahl, z.€T. gehärtet, und Gusswerkstoffen zeigen das Potenzial der CBN-Schichten, aber auch den noch großen Forschungsbedarf auf [UHL04]. Vor 40 Jahren gelang es, dünne amorphe Kohlenstoffschichten zu synthetisieren, deren Eigenschaften bezüglich Transparenz, Refraktionsindex, Isolation, Härte und chemischer Resistenz an Diamant erinnern, und die deshalb diamantähnlicher Kohlenstoff genannt werden (DLC, diamond like carbon) [AIS71]. Dieses Material erlaubt eine große Variation der Zusammensetzung durch den Einbau von Wasserstoff, metallischen oder nichtmetallischen Elementen, wodurch seine Eigenschaften maßgeblich bestimmt werden können. DLC-beschichtete Zerspanwerkzeuge werden bei der Trockenzerspanung von Al- und AlSi-Legierungen eingesetzt [SAN07, FUK04]. Die Neigung zur Aufbauschneidenbildung wird unterdrückt, und die Oberflächenrauheit wird reduziert. Heute werden 80€ % der Hartmetallwerkzeuge PVD- oder CVD-beschichtet [BOB08]. Sie haben sich jedoch nicht bewährt für NE-Metalle, für hochnickelhaltige Stähle oder Nickelbasislegierungen und für austenitische und ferritische rostbeständige Stähle. Zu beachten ist auch, dass beschichtete Hartmetalle prinzipbedingt größere Schneidkantenrundungen (äquidistante, prozessnotwendige Verrundung) aufweisen. Bei sehr geringen Spanungsdicken führt das effektiv zu stark negativen Spanwinkeln, was zur Folge hat, dass beschichtete Werkzeuge bei Feinstbearbeitungsverfahren nicht einzusetzen sind. Im Übrigen sind beschichtete Hartmetalle unbeschichteten im Verschleißverhalten deutlich überlegen (Abb.€ 8.11). Hinzu kommt, dass durch die Beschichtung eine Sortenbereinigung möglich ist, denn eine enge Anpassung an die Bearbeitungsbedingungen oder die zu bearbeitenden Werkstoffe ist nicht mehr erforderlich.

300

280

Doppelbeschichtung HM P 10 M 15 M 10

min

Standzeit T

200

Abb.€8.11↜渀 Standzeitvergleich zwischen Schneidstoffen bei Guss- und Stahlzerspanung

100

VB = 0,3 mm vc = 160 m/min f = 0,25 mm ap = 2,51 mm

100

25 0

C35

2,5

14,5 10

GTS55

GGG50

182

8 Schneidstoffe

Verschleißmarkenbreite VB

I

II

SKV

KT

VB

Hartstoffpartikel Stützwirkung

Substract Beschichtung

I

III

II

III

Schnittzeit t

Abb.€8.12↜渀 Verschleißvorgänge bei beschichtetem Hartmetall

Beschichtete Hartmetalle verschleißen langsamer und mit einer typischen Verschleißentwicklung (Abb.€8.12). Selbst wenn die Schicht durchbrochen ist, besteht noch eine Schutzwirkung, wie am mäßigen Verschleißfortschritt zu erkennen ist. Sie wird auf Stützeffekte und kontinuierliches „Plattieren“ durch Adhäsion erklärt. Nach weiterem Einsatz kommt es dann allerdings zum typischen steilen Verschleiß. Zur Beurteilung des Verschleißzustands von Werkzeugen kann neben der Verschleißmarkenbreite die Kolktiefe KT herangezogen werden. In Abb.€8.13 ist das 400 µm

Verschleißmarkenbreite VB

160 Verschleiß

Kolktiefe KT 63

25

0

Schneidengeometrie r α γ λ ε κ 6° –6° –6° 90° 60° 0,8 mm

t = 50 min

1

2,5

6,3 16 Schnittzeit t

Werkstückstoff : GGG70 Schnittgeschw. : vc = 80 m·min–1 Schnittiefe : ap = 2,5 mm Vorschub : f = 0,25 mm Schneidstoff : HM, beschicht. (Al2O3-TiC)

40 min 100

Abb.€8.13↜渀 Verschleißkennwerte beim Drehen mit doppelt beschichtetem Hartmetall

8.6 Cermets

183

Verfahren:

Bohren, Grundloch

Werkstoff:

100Cr6 durchgehärtet 60 HRC

Anzahl der Bohrungen

500 400 300 200

Werkzeug: Spiralbohrer D = 6 mm TiN-besch. Kreuzanschliff

Schnittgeschw.: vc = 50 m/min Vorschub: Bohrtiefe:

f = 0,02 mm/U I=2xD

Streubereich

100 0

P40 konv. Korngröße: 2,5 µm < a < 4 µm

K10/20 konv.

K10/20 F

K10/20 UF

2,5 µm < a < 4 µm

0,8 µm < a < 1 µm

0,3 µm < a < 0,7 µm

Abb.€8.14↜渀 Einfluss der Hartmetallqualität auf das Standverhalten

Verschleißverhalten eines TiC-Al2O3-Hartmetalls bei der Zerspanung von Gusseisen mit Kugelgraphit dargestellt. Eine Änderung der Eigenschaften von Hartmetallen, insbesondere der Härte, Zähigkeit und Verschleißfestigkeit, ist durch die Änderung von Korngröße und Form der Karbide möglich. Dies führte zur Entwicklung von Feinstkornhartmetallen. Durch Verwendung feinkörniger Karbide (Korngröße€<€1µm) werden Härte, Bruchzähigkeit, Druckfestigkeit, Verschleißfestigkeit und Kantenfestigkeit erhöht. Aufgrund der geringen Korngröße und der daraus resultierenden Stoffeigenschaften lassen sich aus Feinstkornhartmetallen besonders scharfe und hoch belastbare Werkzeugschneiden herstellen. Dementsprechend werden Feinstkornlegierungen bislang vorwiegend in der Schlicht- und Feinschlichtbearbeitung sowie als Schneidstoff für Bohrer eingesetzt. Vorteile beim Bohreinsatz bestehen vor allem beim Spanen mit geringen Schnittgeschwindigkeiten (vc€<€60 m/min). Hier kommt die hohe Zähigkeit dieser Schneidstoffe zum Tragen. So konnten gegenüber konventionellen Hartmetallen deutliche Standzeitverbesserungen erreicht werden (Abb.€8.14).

8.6â•…Cermets Hartmetalle ohne freie Wolframkarbide werden Cermets genannt (aus den Wortstämmen „ceramics“ und „metals“) [ETT88]. Es sind Vielkomponentenhartmetalle auf der Basis von Titankarbonitrid mit Tantal, Niob und Vanadium im Hartstoff. Im Binder sind Nickel und Cobalt enthalten. Durch Mischkristallverfestigung über Molybdän, Titan und Aluminium lässt sich auch von der Binderseite her die Verschleißfestigkeit steigern. Gegenüber WC-Hartmetallen weisen Cermets eine erheblich höhere chemische Beständigkeit bei hohen Temperaturen auf, d.€h. weniger

184

8 Schneidstoffe Schneideinsatz : SNGN 120 408 SNUN 120 408 Schnittgeschw. : vc = 250 m·min–1 Vorschub : f = 0,25 mm Schnittiefe : ap = 2 mm Werkstoff : Ck 45 rH O H N D J 6° –6° –4° 90° 75° 0,8mm

Verschleißmarkenbreite VB Kokltiefe KT

0,3 mm

besch. Hartmetall (P10-P35,8Pm) TiC+Ti(C,N)+TiN)

0,2 Freiflächenverschleiß

0,15 0,1

Cermet (P10-P30) besch. Hartmetall

Kolkverschleiß

0,05 0

1 mm

0

2

4

6

8

Cermet

10 12 14 16 18 22 24 min 26 Schnittzeit tc

Abb.€8.15↜渀 Verschleißentwicklung über der Schnittzeit bei Cermets und beschichteten Hartmetallen

Diffusions- und Oxidationsverschleiß. Zusätzlich besitzen Cermets eine wesentlich höhere Kantenfestigkeit. Die ertragbaren Schnittgeschwindigkeiten liegen höher als bei beschichteten Hartmetallen (Abb.€8.15). Die Bruchzähigkeit von Cermets ist geringer (Tab.€8.5) als die von zähen WCHartmetallen. Große Unterschiede bestehen im thermischen Ausdehnungskoeffizienten und in der Wärmeleitfähigkeit, was sich auf das Einsatzverhalten bei instationärer Beanspruchung auswirkt (s. Kap.€7). Cermets lassen sich zum Schlichtdrehen, zum Gewindedrehen und zum Fräsen von Stahl und Gusswerkstoffen einsetzen. Der Trend der Serienfertigung, FormteiTab.€8.5↜渀 Eigenschaften von WC-Hartmetallen und Cermets

8.7 Schneidkeramik

185

le mit geringem Aufmaß (Nahe-Endform-Technologie) zu verwenden, kommt dem Einsatz von Cermets entgegen.

8.7â•…Schneidkeramik Zerspanwerkzeuge aus keramischen Schneidstoffen werden durch Sintern von Metalloxiden, -nitriden und -karbiden hergestellt [FRI88, MOM93]. Die keramischen Grundstoffe werden unterteilt in Oxid- und Nichtoxidkeramiken. Zu den wichtigsten oxidkeramischen Schneidstoffen zählen Aluminium- und Zirkonoxid, zu den Nichtoxidkeramiken Siliziumnitrid, Titankarbid und -nitrid (Abb.€8.16). Mischungen und Mischkristalle (z.€B. SiAlON) werden eingesetzt, um die günstigen Eigenschaften verschiedener Grundstoffe zu kombinieren. Die wichtigsten Eigenschaften der Keramiken sind ihre hohe Härte und ihr Verschleißwiderstand. Die Härte sinkt mit steigender Temperatur langsamer als bei Hartmetall, dessen Hartstoffe in eine metallische Bindephase eingebettet sind. Hierdurch besitzen keramische Schneidstoffe auch bei hohen Schnittgeschwindigkeiten eine sehr gute Verschleißbeständigkeit (Abb.€8.17). Ihre chemische Reaktionsträgheit vermindert Werkstoffaufschweißungen und Kolkverschleiß. Die Zähigkeit keramischer Schneidstoffe ist begrenzt. Bei mechanischer Überlastung bricht Keramik spröde, praktisch ohne vorhergehende plastische Verformung. Im Vergleich zu Metall erfordert die Ausbreitung eines Risses bei keramischen Stoffen nur wenig Energie. Hierdurch sind Keramiken sehr empfindlich

Karboxide Al2 O3, Zr O2 Oxide

Karbide

WC, TiC SiC

Karbonitride

Oxinitride

Karboxinitride

Si Al ON Nitride

Si3 N4, TiN, BN

Abb.€8.16↜渀 Basiswerkstoffe für Schneidkeramiken

Ti (C, N)

186

8 Schneidstoffe

100 min

ll)

.) ch es

k mi

ll b

ra Ke

et a

r tm

et a

Standzeit T

Ha

ar tm

4

5(

6,3

5 (H

10

stahl) (Schnellarbeits

16

P2

25

S 10 - 4 - 3 - 10

40

P2

63

Werkstoff

: Ck55N

Standzeitkriterium

: VB = 0,5 mm

Spanungsquerschnitt : ap x f = 2 x 0,5 mm2 40

63

100 160 250 400 m·min–1 Schnittgeschwindigkeit vc

1000

Abb.€8.17↜渀 Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf die Standzeit

gegen äußere Kerben und innere Werkstofffehler, an denen eine Spannungsüberhöhung stattfindet. Die Festigkeit eines keramischen Bauteils wird bestimmt von der Abmessung seines größten Fehlers. Weil die Größen von Gefüge- und Oberflächenfehlern statistischen Verteilungen unterliegen, schwankt die Bruchspannung bei Keramik in weiten Grenzen. Sie lässt sich beschreiben mit Hilfe der WeibullVerteilung (Abb.€8.18). Diese Zusammenhänge können die Prozesssicherheit keramischer Schneidstoffe beeinträchtigen. Zum erstenmal setzte Osenberg 1938 keramische Werkzeuge zum Spanen ein, hatte jedoch mit reinem Aluminiumoxid wegen dessen hoher Sprödheit keinen Erfolg [OSE38]. Seit den sechziger Jahren sind verbesserte oxidkeramische Schneidstoffe verfügbar. Sie enthalten neben 60–95€ % des Härteträgers Aluminiumoxid entweder 5–15€% Zirkonoxid („weiße“ Oxidkeramik) oder bis zu 40€% Titankarbid und -nitrid („schwarze“ Mischkeramik). Der Zusatz feinverteilten Zirkonoxids (ZrO2) steigert die Bruchzähigkeit. Diese Dispersionsverstärkung beruht auf drei Mechanismen: der Spannungsinduzierung, der Rissablenkung und der Rissverzweigung (Abb.€8.19). Unter mechanischer Belastung in der Nähe eines Risses wandelt sich das ZrO2 aus seiner metastabilen tetragonalen Hochtemperaturphase in die monokline Tieftemperaturphase um. Da monoklines ZrO2 eine 4€% geringere Dichte als tetragonales besitzt, sind die ZrO2-Partikel bestrebt, ihr Volumen zu vergrößern. Dabei erzeugen sie Spannungsfelder in der Al2O3-Matrix. Risse werden auf ZrO2-Partikel

8.7 Schneidkeramik

187 Sprödhartes Materialverhalten Spannung V

Bruch

Spannung V

SpannungsDehnungsverhalten

Plastisches Materialverhalten

Dehnung H

Dehnung H

Spannungsabbau durch plastisches Fließen

V

Rissverhalten

Bruch

Rm

V

Spannungskonzentration

Bruchwahrscheinlichkeit P

Bruchwahrscheinlichkeit P

Bruchwahrscheinlichkeit

Mikroriss

100 % Biegespannung Vb

100 % Biegespannung Vb

Abb.€8.18↜渀 Bruchverhalten von Metall und Keramik 3

Dehnung H

monoklin %

2

V

Mikroriss

1

Tetragonal RT Temperatur T

1

2

3

Spannungsinduzierte Umwandlung metastabiler ZrO2-Teilchen

Rissablenkung in Richtung umgewandelter ZrO2 - Teilchen

Mikrorissbildung an umgewandelten ZrO2-Teilchen durch Herstellungsprozess

F

F

Abb.€8.19↜渀 Verstärkungsmechanismen in Dispersionskeramik

hin abgelenkt und können dort stehenbleiben (↜Rissablenkung). Lokale Spannungsfelder entstehen in Al2O3- ZrO2-Keramik aber auch schon bei der Abkühlung von der Sintertemperatur. Sie sind die Folge der unterschiedlichen thermischen Ausdehnungskoeffizienten der beiden Werkstoffe (↜thermische Misfitspannungen). Diese

188

8 Schneidstoffe

Spannungen können über die Korngröße des Zirkonoxids so eingestellt werden, dass sie eine große Zahl von Mikrorissen (0,01–0,1€µm) um die ZrO2-Partikel herum erzeugen. Durch ihre geringe Größe vermindern diese Risse nicht die Festigkeit des Schneidstoffs. Trifft ein äußerer Riss auf ein solches Mikrorissnetzwerk, wird seine Oberfläche stark vergrößert, und die notwendige Energie zu seiner weiteren Ausbreitung steigt entsprechend an (↜Rissverzweigung). Dispersionsverstärkte Aluminiumoxidkeramik wird zum Schrupp- und Schlichtdrehen von Stahl und Eisengusswerkstoffen bis zu Härten von 48€HRC bzw. 400€HV eingesetzt. Zur Zerspanung von Aluminiumlegierungen ist Aluminiumoxidkeramik aufgrund des chemischen Angriffs ungeeignet. Titankarbid und Titannitrid erhöhen Härte und abrasive Verschleißbeständigkeit des reinen Aluminiumoxids. Ihre überwiegend kovalenten Bindungen verleihen diesen Stoffen eine besonders hohe Warmhärte im Vergleich zu der des überwiegend ionisch gebundenen Aluminiumoxids. Hierdurch lassen sich auch gehärtete Stähle bis zu 64€HRC zerspanen. Hauptanwendungsgebiet von Al2O3-TiC/TiN-Schneidkeramiken ist das Schlichten mit hohen Schnittgeschwindigkeiten. Die durch den TiCAnteil deutlich erhöhte Wärmeleitfähigkeit erlaubt den Einsatz unter den schnell wechselnden thermischen Belastungen des unterbrochenen Schnitts. Siliziumnitridkeramik (Si3N4) wurde Anfang der achtziger Jahre zum Spanen von Eisenguss- und hochwarmfesten Werkstoffen eingeführt. Die Härte dieser nichtoxidischen Keramik ist wenig temperaturabhängig. Aufgrund günstiger thermischer Eigenschaften und einer höheren Zähigkeit ist Siliziumnitridkeramik wesentlich unempfindlicher gegen Thermoschock als reine Oxidkeramiken, so dass sie auch im unterbrochenen Schnitt eingesetzt werden kann. Siliziumnitrid reagiert allerdings bei Temperaturen ab 1200€°C mit Eisen unter Bildung von Eisensiliziden. Aus diesem Grund eignet es sich nicht zur Zerspanung von Stahl, bei der solch hohe Temperaturen erreicht werden. Alle Schneidkeramiken werden mittels Sinterverfahren aus feinen Pulvern hergestellt. Dabei unterscheiden sich die Verfahrensschritte für Schneidstoffe auf Aluminiumoxid- bzw. Siliziumnitridbasis grundlegend. Abbildung€8.20 beschreibt die möglichen Herstellverfahren für Oxidkeramik. Als Ausgangsmaterialien werden die gewünschten Basiswerkstoffe und geringe Anteile von Sinterhilfsstoffen in Pulverform eingesetzt, im erforderlichen Verhältnis eingewogen und gemeinsam einer Mahlbehandlung in einer Kugelmühle unterzogen (Attritieren). Hierdurch werden Agglomerate der feinen Pulverteilchen zerstört, die sonst zu Sinterfehlern führen würden. Die Korngröße der Einzelteilchen wird durch die Pulverherstellung (Fällung, Gasphasenreaktionen) festgelegt und hier im€Allgemeinen nicht weiter reduziert. Die aufbereitete Pulvermischung kann nun auf verschiedenen Wegen zu festen Keramikkörpern verarbeitet werden. Die ältere Verfahrensanordnung umfasst ein Kompaktieren des Pulvers bei Raumtemperatur und Drücken von mehreren hundert bar in einer Pressform und anschließendes druckloses Sintern des halbfesten sogenannten Grünkörpers zwischen 1500€°C und 1800€°C. Diese beiden Verfahrensschritte vereinigt das Heißpressen in einem einzigen Vorgang. In beiden Fällen wird jede Wendeschneidplatte einzeln gepresst und nicht später aus einem größeren Sinterkörper herausgetrennt. Für besonders hohe Anforderungen an Porenfreiheit

8.7 Schneidkeramik Mischkeramik Al2O3 + TiC (>10%)

189 Mischkeramik Al2O3 + TiC (<10%)

Oxidkeramik Al2O3 + ZrO2

Dosieren Mahlen Sprühtrocknen

Heißpressen

Kaltpressen Sintern Heißisostat. Pressen Schleifen Endkontrolle

Abb.€8.20↜渀 Herstellung von Oxidkeramik

und Festigkeit können fertig gesinterte Werkzeuge unter hohem Gasdruck bei hoher Temperatur isostatisch nachgepresst werden. Voraussetzung hierfür ist eine bereits geschlossene Porosität zumindest an der Oberfläche. Die gesinterten Werkzeuge müssen zuletzt durch Schleifen und Läppen mit Diamant auf Sollform und -maß gebracht werden. Auch die erforderliche hohe Oberflächengüte wird in diesem Prozessschritt erzeugt. Abbildung€ 8.21 erläutert die Schneidkeramiken auf Siliziumnitridbasis. Ausgangsmaterial können sowohl Siliziumnitridpulver als auch Siliziumpulver sein. Letzteres reagiert erst beim Sintern mit der Stickstoffatmosphäre des Ofens zu und -Siliziumnitrid (reaktionsgebundenes Si3N4). Alle Siliziumnitridkeramiken müssen unter Stickstoffüberdruck gesintert werden, da Si3N4 unter Normaldruck bei hoher Temperatur in seine elementaren Bestandteile zerfällt. Weiterhin müssen Sinterhilfsstoffe (Yttrium-, Magnesium-, Siliziumoxid) zur Bildung einer silikatischen Glasphase zugesetzt werden, die die nadelförmigen Siliziumnitridkristalle zu einem dichten, porenfreien Gefüge verbindet. Da Gläser keinen festen Schmelzpunkt besitzen, sondern bei erhöhter Temperatur erweichen, wird durch die Glasphase die Hochtemperaturfestigkeit von Siliziumnitridschneidstoffen gemindert. Die Folge ist Kriechen, d.€h. langsame plastische Verformung unter mechanischer Belastung. Die Si3N4-Kristalle gleiten dabei entlang ihrer Korngrenzen aneinander ab. Zur Steigerung der maximalen Gebrauchstemperatur kann man das Glas durch nachträgliches Tempern (Auslagern bei erhöhter Temperatur) ganz oder teilweise auskristallisieren. Es bildet sich so zwischen den Si3N4-Nadeln eine Matrix aus Granatkristallen mit hohem Schmelzpunkt, die weitaus kriechbeständiger ist.

190

8 Schneidstoffe Ausgangsmaterial

Siliziumpulver

Siliziumnitridpulver

Reaktionsgebundenes Si3N4

Gesintertes Si3N4

Heißgepreßtes Si3N4

-s = 1200-1450°C

-s = 1600-1800°C

-s = 1700-1900°C

E’ - Si - Al - O - N

ps = 1-10 MPa

pp = 10-50 MPa

Stoffsystem :

Vb = 300 MPa

U = 3,1 g/cm–3

U = 3,2 g/cm–3

Y - Si - Al - O - N

D - Netz mit E– Einschlüssen

Vb = 650 MPa

Vb = 700 MPa

Mischkristall

E - Si3N4 Korngrenzenphase

E - Si3N4 Korngrenzenphase

U = 2,6 g/cm

–3

Si-Al-O-N

Abb.€8.21↜渀 Siliziumnitridkeramik

Wendeschneidplatten aus heiß gepresstem Siliziumnitrid werden in Form großer Platten gesintert und nachträglich mittels Laser getrennt. Im Unterschied zur Oxidkeramik ist die Laserbearbeitung hier problemlos, da Siliziumnitrid keine Schmelzphase ausbildet, sondern bei 1900€°C sublimiert. Zur Erzielung von Form-, Maßund Oberflächengüte werden auch Siliziumnitridschneidplatten durch Diamantschleifen fertig bearbeitet. Wegen der hohen Härte und relativ hohen Zähigkeit ist die Schleifbearbeitung von Keramiken sehr aufwändig und verursacht einen hohen Anteil der gesamten Herstellkosten der Schneidwerkzeuge. Neue Entwicklungen bei keramischen Schneidstoffen zielen auf eine weitere Erhöhung der Prozesssicherheit ab. Hierzu werden die Keramiken mit keramischen Fasern, hochfesten faserförmigen Einkristallen (Whiskern) und Plättchen (Platelets) verstärkt. Sie erhöhen die Biegefestigkeit und besonders die Bruchzähigkeit durch Rissumlenkung, Rissüberbrückung und damit Spannungsverminderung an der Rissfront. Diese Maßnahmen erschweren und verteuern allerdings meist die Schleifbearbeitung der keramischen Werkzeuge. Im Fall der Whisker bestehen darüber hinaus gesundheitliche Risiken bei der Handhabung der Pulver, weshalb die Fertigung in Deutschland zunächst aufgegeben wurde.

8.8â•…Diamant Diamant gehört wie kubisch kristallines Bornitrid zu den hochharten Schneidstoffen (superhard materials). Diamant ist der härteste bekannte Stoff. Er besteht aus reinem Kohlenstoff. Der elementare Kohlenstoff tritt in der stabilen Modifikation Graphit und in der instabilen Hochdruckmodifikation Diamant auf. Diamant erstarrt

8.8 Diamant

191

kubisch-kristallin, wobei im Gittersystem jedes Kohlenstoffatom von vier benachbarten Kohlenstoffatomen umgeben ist. Die C-Atome sind durch kovalente Bindungen tetraedrisch miteinander verbunden. Die hohe Härte des Diamanten ergibt sich aus den hohen Bindungsenergien der Atome. Diamanten werden in der Natur gefunden und dort bergmännisch abgebaut. Seit den 1950er Jahren [BUN55] werden Diamanten auch synthetisch hergestellt. Beide Variationen können als monokristalline oder polykristalline Diamanten vorliegen.

8.8.1  Monokristalliner Diamant In der Natur gefundene Diamanten werden meist als Einkristalle eingesetzt, und zwar dort, wo bei geometrisch bestimmten Bearbeitungsverfahren Schneidkeile höchster Schärfe und geringster Schartigkeit erforderlich sind. Typische Anwendungsbereiche sind das Ultrapräzisionsspanen und das Glanzspanen von NE-Metallen wie Aluminium, Kupfer und ihre Legierungen. Bei Nutzung der kristallographischen Orientierung des Diamanten lässt er sich durch Schleifen und Polieren zu Schneidkeilen mit geringstem Schneidkantenradius r€≈€1€m formen. Die Schneiden werden mit Facettenschliff, also mit mehreren Einstellwinkeln der Hauptschneide und kleinen Einstellwinkeln der Nebenschneide von 1°Â€bis€3° oder als Bogenschneide (großer Radius€r) ausgeführt. Die Monokristalle werden in Haltekörper eingelötet oder eingeklemmt. Monokristalliner Diamant besitzt aufgrund seiner Gitterstruktur stark richtungsabhängige physikalische Eigenschaften (anisotropes Materialverhalten) wie z.€ B. Härte, Festigkeit, E-Modul und Wärmeleitfähigkeit. Diese Anisotropie wird genutzt, um den Diamanten durch Spalten, Schleifen und Polieren bearbeiten zu können. Für seinen Einsatz als Werkzeug wird er möglichst in seine harten, verschleißfesten Richtungen orientiert. Grundsätzlich lassen sich auch große monokristalline Diamanten synthetisch herstellen. Wegen der hohen Anlagen- und Werkzeugkosten zur Herstellung von großen Kristallen für den Anwendungsbereich bei geometrisch bestimmten Verfahren sind aber bisher Naturdiamanten als große Monokristalle wirtschaftlicher.

8.8.2  Polykristalliner Diamant Die erste Diamantsynthese soll 1953 bei ASEA, Schweden, gelungen sein. 1955 wurde über die Synthese von Bundy et€al. (General Electric, USA) in Nature veröffentlicht [BUN55]; die ersten Patente zur industriellen Nutzung wurden 1960 erteilt [HAL60]. Damals gelang es zunächst, kleinere Diamantkörner direkt aus Graphit bei hohen Temperaturen bis 3000€°C und hohen Drücken von 10€GPa herzustellen. Durch Beigabe von Lösungsmittteln und Katalysatoren (wie Kobalt, Nickel, Silizium, Bor, Beryllium und Eisen) lassen sich die Synthesebedingungen auf 6€GPa und 1500€°C senken. Kobalt z.€B. besitzt ein Lösungsvermögen für Kohlenstoff,

192

8 Schneidstoffe oberer Stempel

“belt”

Stromzuführung Pyrophyllitkapsel

Eisen oder Nickel Blechkonus Pyrophyllitkonus unterer Stempel

während des Pressvorgangs

Pyrophyllit Abschlussscheibe

r

Zug +σt 0

im vorgespannten Zustand

-σt Druck

Tangentialspannung σt

Graphit

Abb.€8.22↜渀 Belt-Presse zur Herstellung von synthetischen Diamanten [HAL60]

das von Druck und Temperatur abhängig ist. Unter Synthesebedingungen im metastabilen Diamantbereich ist Kobalt flüssig. Mit Erhöhung von Druck und Temperatur nimmt die Löslichkeit für Kohlenstoff ab, Diamant wird ausgeschieden. Durch mehrmaliges zyklusartiges Durchlaufen des Synthesebereichs lässt sich die Umwandlung steigern. Bei dieser Synthese werden Einkristalle erzeugt, deren Wachstumsgeschwindigkeit durch gezielte Druck- und Temperaturregelung sowie durch die Menge von Impfkristallen (Kerndichte) verändert werden kann. Die Größe der Kristallite lässt sich so gezielt beeinflussen. Zur Erzeugung der für die Diamantsynthese notwendigen Drücke werden Pressen, wie in Abb.€8.22 dargestellt, verwendet. Aus der Diamantsynthese ergeben sich Körner im Bereich von 2€μm bis 400€μm, die nach Sortierung in einem weiteren Prozess, durch das Hochdruck-Flüssigphasensintern, zu einer polykristallinen Matrix verbunden werden können (PKD). In diesem zweiten Prozess wird wieder die katalytische Wirkung der metallischen Begleiter genutzt. Zum Sintern werden Diamantkörner auf ein kobaltreiches Hartmetallsubstrat aufgebracht (Abb.€ 8.23). Eine Haftungsverbesserung lässt sich durch eine kobaltreiche Zwischenschicht erreichen. Werden metallische Phasen als Sinterhilfsmittel eingesetzt, liegt deren Liquiduslinie auch im Hochdruckbereich unter der Sintertemperatur. Die Eigenschaften der polykristallinen Diamantschichten lassen sich über die Größe der eingesetzten Körnung und über Art und Menge der metallischen Phasen steuern. Korngrößen von 2€μm bis 60€μm werden im Endzustand erreicht, wobei die Korngröße während des Sinterprozesses abnimmt. Der Co-Gehalt nach dem Sintern sinkt mit zunehmender Korngröße des Ausgangsmaterials [SIE91]. Folglich ist anzunehmen, dass größere Körnungen höhere Anteile an kovalenter Bindung aufweisen. Darin ist begründet, dass PKD mit gröberen Strukturen die höchste Verschleißfestigkeit aufweist, allerdings weist er auch die geringere Schneidenqualität auf.

8.9 Bornitrid

193

Abb.€8.23↜渀 Hochdruck-Flüssigphasensintern von PKD auf Substrat

Dichtung 6 GPa

1500°C

Diamantkörner kobaltreiche Grenzschicht Harmetallsubstrat Kapsel Hartmetallunterlage Hartmetallgürtel (belt) Hartmetallstempel

Polykristalline Diamanten sind wegen des kristallinen ungerichteten Haufwerks, aus dem sie bestehen, weitgehend isotrop. Sie sind allerdings auch weniger hart als Monokristalle. Wegen ihrer Isotropie, ihrer Korngrenzen und metallischen Einschlüsse sind sie wesentlich zäher als Einkristalle. Ihr Anwendungsbereich liegt in der Schruppschlicht- und Schlichtbearbeitung von NE-Werkstoffen bei Einstellbedingungen, für die kein chemischer Verschleiß und keine Schneidkeiltemperaturen oberhalb 700€ °C eintreten. Chemischer Verschleiß ergibt sich bei Karbidbildern, insbesondere bei Stählen. Die zulässige Temperatur wird nicht durch die Graphitisierungstemperatur von rund 900€°C, sondern bereits bei 650€°C bis 800€°C begrenzt. Grund ist die in diesem Temperaturbereich auftretende Kobaltanreicherung als Folge von Volumenausdehnungen des Kobalts gegenüber dem Diamant. Dieser Effekt ist allerdings dispositionszeitabhänig [SIE91]. Metallische Werkstoffe wie Aluminium, Kupfer und ihre Legierungen, Nichtmetalle wie Kunststoffe, Holzwerkstoffe und Graphit lassen sich mit PKD vorteilhaft bearbeiten. Besonders wirtschaftlich wird PKD für stark abrasive Werkstoffe wie übereutektische Aluminium-Siliziumlegierungen (Kolben, Zylinderblöcke), glasfaserverstärkte Kunststoffe und Holz-Kunststoff-Füllmittelverbundwerkstoffe eingesetzt, da verglichen mit Schnellarbeitsstahl, Hartmetall oder Keramik, sehr hohe Standzeiten erreicht werden (Abb.€8.24 und 8.25). Für weiche, zum Kleben neigende Werkstoffe, wie z.€B. Aluminiumknetlegierungen, kann es interessant sein, dass Verklebungen und Scheinspanbildungen durch PKD wegen seiner guten Schneidhaltigkeit (Geometrieeffekt, Verzögern von Schneidkantenverrundungen) und wegen seines geringen Reibwertes (Triboeffekt) unterbunden oder verzögert werden.

8.9â•…Bornitrid Kubisch kristallines Bornitrid (CBN) ist nach Diamant der nächstharte Schneidstoff (Tab.€8.1). Anders als Diamant ist CBN chemisch beständig gegenüber Eisen und anderen karbidbildenden Werkstoffen. Es ist bis zu Temperaturen von 1400€°C

194

8 Schneidstoffe 125 min

PKD

31,5

Standzeit T

8 HMK10

2

Werkstückstoff : AISi18CuMgNi Vorschub : fz = 0,28 mm Schnittiefe : ap = 0,5 mm Standzeitkriterium : VB = 0,3 mm

0,5

J 4°

0,125 0,0315 200

315

D 10°

500 800 1250 Schnittgeschwindigkeit vc

O 5°

N 60°

m·min–1

H 90°

3150

Abb.€8.24↜渀 Standzeit beim Fräsen von Aluminium

Werkzeug HSS HM - K10 Cermet PKD

Schaftfräser D = 16 mm Schaftfräser D = 32 mm Schaftfräser D = 16 mm Schaftfräser D = 32 mm

J

D

N

Os

rH

15° 0° 3° 0°

12° 15° 15° 15°

90° 90° 90° 90°

30° 0° 0° 0°

0,8 mm 0,8 mm 0,8 mm

250 Verschleißmarkenbreite VBB

HSS

Cermet

Werkstoff : Graphit (EK 88) Korngröße : 10 µm Schnittbedingungen : ap = 2 mm : ae = 6 mm : fz = 0,04 mm : vc = 1000 m/min

µm 150 HM - K10 100 PKD 50 0

0

20

40 Fräsweg pro Zahn Ifz

m

80

Abb.€8.25↜渀 Verschleißmarkenbreite unterschiedlicher Schneidstoffe [HER91]

stabil. In Normalatmosphäre verhindert eine Schutzschicht von Boroxid B2O3 eine Oxidation bis 1300 °C. Daher können CBN-Werkzeuge zum Spanen gehärteter Stähle, von Hartguss, Nickel-Basislegierungen und zur Bearbeitung von aufgespritzten oder aufgeschweißten Hartstoffschichten eingesetzt werden.

8.9 Bornitrid

195

Bornitrid kommt natürlich nur in seiner hexagonal kristallinen Form vor, welche eine ähnliche Konsistenz wie Graphit aufweist. Bor und Stickstoff sind die dem Kohlenstoff im Periodensystem unmittelbar benachbarten Elemente. Bornitrid lässt sich wie Diamant durch eine Hochdruck-Hochtemperatursynthese in die kubisch kristalline Modifikation überführen. Dieser Gittertyp weist eine kovalente Bindung auf. Es gibt daneben noch einen weiteren hexagonalen Gittertyp hoher Härte (jedoch nicht ebenso hart wie der kubische Typ), die Wurtzit-Modifikation. Hexagonales Bornitrid wird mittels Pyrolyse aus Bor-Halogenverbindungen gewonnen. 

−3NH3

−NH3

3 2BCl3 +6NH 2B(NH2 )3 −−−−→ B2 (NH)3 −−−→ 2BN −6HCl

(8.5)

Die Herstellung von CBN kann auf mehrere Arten erfolgen, die sich hinsichtlich der Anzahl der Prozessschritte des Einsatzes von Hilfsstoffen unterscheiden. Beim einstufigen Prozess wird polykristallines CBN direkt aus der hexagonalen Modifikation hergestellt, beim zweistufigen Prozess wird zunächst das CBN synthetisiert, und in einem anschließenden Sinterprozess werden die Körner zu polykristallinem Material verarbeitet [KRE07]. Bei der Pyrolyse werden zumeist metallische Katalysatoren eingesetzt, wobei Lithium am häufigsten verwendet wird, was zu braunem bis schwarzem CBN führt. Die Weiterverarbeitung der in der Pyrolyse erzeugten CBN-Körner zu Schleifmitteln erfolgt in der gleichen Weise wie beim synthetisch hergestellten Diamant. Kubisches Bornitrid wurde zuerst 1957 hergestellt [WEN57]. Zur Synthese sind gleiche Anordnungen wie für Diamant erforderlich. Drücke von 5 bis 9€GPa und Temperaturen von 1500 °C bis 2000 °C müssen aufgebracht werden [WEN61]. Als Katalysatoren, die die Synthesetemperaturen auf den angegebenen Bereich zu reduzieren gestatten, dienen Alkalimetalle. Ähnlich dem Diamant lassen sich auch CBN-Körner zu dicken polykristallinen Schichten (Schichtstärke 0,5€ mm) auf Hartmetall oder zu Massivkörpern durch Hochdruck-Flüssigphasensintern verarbeiten (s. Abb.€ 8.22). Dieses polykristalline Bornitrid (PKB) wird in zwei unterschiedlichen Schneidstoffarten hergestellt, einem PKB mit hohem Hartstoffanteil und starker Durchdringung der Körner und einer anderen Art mit geringerem Hartstoffanteil und ohne Korndurchdringung; die Binderphase enthält Titankarbid oder Titannitrid. PKB mit geringerem Hartstoffanteil weist eine wesentlich niedrigere Wärmeleitfähigkeit auf (↜€=€40€W/mK gegenüber 100 W/mK bis 200 W/mK). PKB verschleißt erheblich weniger als Hartmetall (Abb.€8.26). So lassen sich bei gleicher Standzeit um Größenordnungen höhere Schnittgeschwindigkeiten erreichen [HER91]. Bei der Bearbeitung hochfester Werkstoffe mit schlanken Werkzeugen oder bei höheren Nachgiebigkeiten der Werkstücke ist von Interesse, dass wiederum aus geometrischen und tribologischen Gründen geringere Zerspankräfte entstehen (Abb.€8.27). PKB ist von großer Bedeutung für die Hartbearbeitung von Stählen, besonders bei instabilen Bearbeitungsbedingungen oder bei unterbrochenen Schnitten. Für geeignete Bearbeitungsaufgaben lassen sich durch Drehen, Fräsen oder Bohren mit PKB Schleifoperationen ersetzen (s. Kap.€10). Geeignete Bearbeitungsaufgaben bedeuten:

196

8 Schneidstoffe Wekstoff Kugelkopffräser Auskraglänge theor. Rillentiefe

:X32CrMoV33 (Rm = 1900 Mpa) : D = 16 mm (z = 2) : lw = 37 mm : tr = 10 µm

Schnittbedingungen: ap = 0,5 mm br = 0,8 mm fz = 0,1 mm βf = 40° α = 16,1°

γeff = 9,1°

100

Standweg pro Zahn Lfz

m PKB 10 HM - K10 HM - P25 1 Cermet Standkriterium : VB = 0,1 mm 0,1 100

160

250 400 Schnittgeschwindigkeit vc

630 m/min

100

Abb.€8.26↜渀 Standweg unterschiedlicher Schneidstoffe in Abhängigkeit der Schnittgeschwindigkeit

Wekstoff Kugelkopffräser Auskraglänge theor. Rillentiefe 1400

: X32CrMoV33 Schnittbedingungen : ap = 0,5 mm : (Rm = 1900 N/mm2) : br = 0,8 mm : D = 16 mm (z = 2) : fz = 0,1 mm γeff = –9,1° : lw = 37 mm : βf = –40° : tr = 10 µm α = 16,1° : vc = 315 m/min

max. Zerspankraft Fmax

N

Cermet

1000 HM - P25

800 600

HM - K10 400 200 0

CBN 0

10

20 Fräsweg pro Zahn lfz

Abb.€8.27↜渀 Verlauf der Zerspankraft verschiedener Schneidstoffe

m

40

Fragen

197

• kleine zu bearbeitende Flächen, um Formfehler in Grenzen zu halten • begrenzte Anforderungen an die Maß- und Formgenauigkeit, • gedrungene, steife, durch Passivkräfte nicht unzulässig verformbare Teile Sind diese Bedingungen erfüllt, lassen sich erhebliche Rationalisierungseffekte durch höhere Zeitspanvolumina und kürzerer Arbeitsgangfolgen erreichen.

Fragen ╇ 1. Nennen Sie Beanspruchungsarten an spanende Werkzeuge. ╇ 2. Welche Eigenschaften müssen Schneidstoffe besitzen? ╇ 3. Bei welchen spanenden Bearbeitungsverfahren werden besondere Anforderungen an die mechanische und thermische Wechselbeständigkeit des Schneidstoffs gestellt? ╇ 4. Welchen Effekt hat die Einlagerung von Hartstoffen in die Schneidstoffmatrix? ╇ 5. Welche vier Hartstoffklassen sind Ihnen bekannt? ╇ 6. Nennen Sie zu allen Hartstoffklassen je ein Beispiel. ╇ 7. Nennen Sie mindestens fünf unterschiedliche Schneidstoffe und ordnen Sie diese nach ihrer Verschleißfestigkeit. ╇ 8. Welchen Kohlenstoffgehalt besitzen unlegierte Werkzeugstähle? ╇ 9. Welche Hauptlegierungselemente bewirken eine Karbidbildung? 10. Welche Bedeutung hat die Bezeichnung HS10-4-3-10 ? 11. Was bedeutet die Bezeichnung HSS, und für welche Werkzeuge wird dieser Schneidstoff bevorzugt eingesetzt? 12. Wie werden Hartmetalle hergestellt, und aus welchen Hauptphasen setzen sie sich zusammen? 13. Weshalb werden Werkzeuge beschichtet, und welche Probleme treten hier auf? In welchen Bereichen liegt die aufgebrachte Schichtdicke? 14. Erklären Sie den Unterschied zwischen PVD-, CVD- und PACVD- Verfahren. 15. Was verspricht man sich von TiC-beschichteten Hartmetallen? 16. Was sind Cermets? 17. Wodurch unterscheiden sich Cermets von WC-haltigen Hartmetallen? Wo sind die Anwendungsgebiete? 18. Welche Vor- und Nachteile haben Wendeschneidplatten aus Keramik? 19. Welcher wesentliche Unterschied besteht zwischen Hartmetall und Schneidkeramik hinsichtlich der Zusammensetzung? Welche Schneidkeramiksorten sind Ihnen bekannt? 20. Was verstehen Sie unter Umwandlungsverstärkung bei Schneid- keramik? 21. Was ist PKB und welche Eigenschaften hat dieser Schneidstoff? 22. Welche Arten von PKB gibt es, wie unterscheiden sie sich? 23. Beschreiben Sie den Prozess zur Herstellung von PKD. 24. Was ist das Verstärkungsprinzip der Belt-Presse?

198

8 Schneidstoffe

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Kapitel 9

Hochgeschwindigkeitsspanen

9.1â•…Definition Das Spanen mit hohen Geschwindigkeiten hat in den letzten Jahren starke Verbreitung gefunden, nachdem die technischen Vorraussetzungen durch Schneidstoffe, Arbeitsspindeln, Vorschubantriebe und Steuerungen gegeben waren. Der Begriff „Hochgeschwindigkeitsspanen“ oder „HSC“ wird in diesem Zusammenhang verwendet, ohne dass eine eindeutige auf physikalischen Grundlagen beruhende Definition existiert. „Hochgeschwindigkeit“ oder „Hochleistung“ sind unbestimmte nach oben offene Bezeichnungen. Es hat nicht an Definitionsansätzen gefehlt, die bis in die 30er Jahre zurückgehen (Abb.€9.1). Salomon [SAL31] glaubte einen grundsätzlichen Wechsel der Spanbildungsmechanismen bei sehr hohen Geschwindigkeiten entdeckt zu haben. Er verwies in einem Patent darauf, dass in diesem Geschwindigkeitsbereich die Beanspruchung und der Verschleiß der Werkzeuge stark gemindert seien. Icks [ICK81] machte das Hochgeschwindigkeitsspanen vom Bearbeitungsprozess abhängig. Schulz [SCH94] definierte Hochgeschwindigkeitsbereiche, die je nach Werkstoff sehr unterschiedlich anzusetzen sind. Ben Amor [TÖN05, BEN03] gelang es erstmalig, eine analytisch begründete Definition aufgrund experimenteller Kraft- und Leistungsbestimmungen zu entwickeln. Es wurde beobachtet, dass sich für praktisch alle metallischen Werkstoffe ein typischer Kraftverlauf in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit ergibt (Abb.€9.2). Danach verlaufen Schnitt- und Vorschubkraft asymptotisch gegen einen konstanten Wert, der im Falle der Schnittkraft mit Fc∞ bezeichnet wird. Ben Amor konnte zeigen, dass sich der variable Schnittkraftanteil gut mit einer exponentiellen Abklingfunktion beschreiben lässt. 

Fc (vc ) = Fc∞ + Fcvar e



−2vc vHG



(9.1)

Dazu wurde eine Grenzgeschwindigkeit vHG eingeführt. vHG ist offenbar nach Gl.€(9.1) die Geschwindigkeit, bei der der variable Teil der Schnittkraft um 86,5€%

B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_9, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

201

202

9 Hochgeschwindigkeitsspanen

Salomon, 1931 HG-Bearbeitung Patent für Schnittgeschwindigkeiten über 720 m/min

Icks, 1981 abhängig vom Bearbeitungsprozess zwischen 1000 und 10 000 m/min

Schulz, 1994 Zuweisung einer Hochgeschwindigkeit für einzelne Werkstoffe

die ersten Versuche 1925

2000

Schneider, 1996 feste Unterteilung in drei Geschwindigkeitsbereiche: - konv. Bereich: 0 bis 500 m/min - HG-Zerspanung: 500 bis 10 000 m/min - Ultraschnellzerspanung: über 10 000 m/min

Reich, 1997 wesentliche Senkung der Fertigungskosten bei deutlicher Steigerung von Vorschuboder Schnittgeschwindigkeit

Tönshoff, 1998 deutliche Überschreitung der konventionellen Schnittgeschwindigkeit

Abb.€9.1↜渀 Definitionen der Hochgeschwindigkeitsbearbeitung

1200 Näherungsfunktion:

Kräfte Fc, Ff

N

Fc (vc)= Fc∞+ Fcvar e

–2vc vHG

800

Wiederholungen: 5 absolute maximale Standardabweichung : 23,44 N reletive maximale Standardabweichung : 2,33 %

f

600

Schnittkraft Fc

400

⊗vC

Vorschubkraft Ff

vHG 200 0

0

Verfahren: OrthogonalEinstechdrehen

500

1000 1500 2000 2500 Schnittgeschwindigkeit vc

Werkstofff: Spannungsbreite: Vorchub: KSS:

Ck 45 N b = 3 mm f = 0,1 mm trocken

Schneidstoff: HC P30–P40 Beschichtung: Ti(C,N)AI2O3

m/min

Fase –

3500 Werkzeuggeometrie SNGN 120412 αeff γeff εr 6°

–6°

90°

κ 0°

Abb.€9.2↜渀 Schnittkraftcharakteristik in Abhängigkeit der Schnittgeschwindigkeit

abgefallen ist (Exponent –2). Eine analytisch plausible Darstellung wird über die Leistungsanteile erreicht (Abb.€9.3). Nach Abb.€ 9.3 gibt es eine Schnittgeschwindigkeit, bei der die Funktion der variablen Leistung Pcâ•›var einen Wendepunkt besitzt und damit die Veränderung von Pcâ•›var über vc ein Minimum annimmt. Diese Schnittgeschwindigkeit vHG wird als Grenzgeschwindigkeit bezeichnet. Sie gibt definitionsgemäß nach Ben Amor [BEN03] den Beginn des Hochgeschwindigkeitsspanens an. Diese Grenzgeschwin-

9.1 Definition

203

( –2vv (

2

P

Maximum vtrans

⇒ Pc

Pc

1

1 Pcvar

vc Wendepunkt vHG

Pcvar

2 dPcvar /dvc 0

m/min 1000 2000 Schnittgeschwindigkeit vc

( –2v ( v c

var

= vc Fvar e

7.5 N 5,83 5 4,17 3,33 2,5 1,67 0,83 0 – 0,83

vc Fc∞

HG

HG

Erste Ableitung dpcvar /dvc

Variabler Leistungsanteil Pcvar

1500 Watt 1167 1000 833 667 500 333 167 0 –167 –333

c

Pc(vc) = vcFc∞ + vcFcvare

Beispielrechnung für Ck45W1

–1,67 4000

Abb.€9.3↜渀 Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf die Leistungsüberhöhung

digkeit lässt sich in guter Weise mit der Zugfestigkeit vieler bedeutsamer metallischer Werkstoffe korrelieren (Abb.€9.4). Die Näherungsfunktion Rm

(9.2)

vHG = 3.360 × e− 400



mit vHG [m/min] und Rm [MPa] gibt mit einem hohen Bestimmtheitsmaß (R€=€0,984) die Abhängigkeit von der Festigkeit wieder. Von den untersuchten Werkstoffen bil-

Näherungsfunktion nach der Methode der kleinsten Quadrate

3000

–Rm

AIMgSi1

vHG = 33601 e 400 [m/min]

Grenzgeschwindigkeit vHG

m/min

Bestimmtheitsmaß CuZn37

2000 AIMgSi1-1

1500

Ck45W3

AIMg1SiCu

500

0

Ck45W2

Ck45N

C15

GG-25

Gusswerkstoffe, AZ91D und CuZn37 in der Näherungsfunktion nicht berücksichtigt

Ck45W1

1000

0

2

R = 0,9837

AZ91D

GGV-550

200

400

Inconel 718 GGG-70

Ck45V5

600 800 Zugfestigkeit Rm

Abb.€9.4↜渀 Grenzgeschwindigkeit und Zugfestigkeit

TiAl4V6

1000

MPa

1400

204

9 Hochgeschwindigkeitsspanen

den lediglich einige Gusseisenwerkstoffe, Messing CuZn 37 und die Magnesiumlegierung AZ91D eine Ausnahme.

9.2â•…Spanbildung Beim Spanen mit hohen Geschwindigkeiten kommt es zu deutlicher Veränderung der Spanbildung. Sichtbare oder messbare Phänomene sind: • der Abfall der Schnittkraft und der übrigen Zerspankraftkomponenten bei allen bisher untersuchten duktilen metallischen Werkstoffen, • eine Vergrößerung des Scherwinkels und damit eine Minderung der Spanstauchung, • eine deutliche Segmentierung des Spanes und eine Konzentration von plastischen Formänderungen in Scherlokalisierungen, wobei dies allerdings stark werkstoffabhängig ist, • eine instabile Entstehung von stark konzentrierten Scherbändern, abhängig vom Werkstoff und Gefügezustand. Der ausgeprägte Schnittkraftabfall ist durchgängig zu beobachten, solange es nicht zur spröden Reißspanbildung kommt. Bäker [BÄK03] hat mögliche Ursachen genannt, wie sie unterschiedlich auch in der Literatur vorgeschlagen werden. Er kann durch geschickte Simulation schlüssig erklären, dass nicht die Segmentierung oder eine Veränderung des Reibwertes dieses Phänomen deuten können, sondern dass ein Formänderungsgeschwindigkeit abhängiger, adiabater Abfall der Formänderungsfestigkeit [ELM05] die experimentellen Beobachtungen vollständig erklären kann. Daraus folgt ein Wachsen des Scherwinkels, wie z.€B. für Kohlenstoffstahl Ck45N in Abb.€9.5 zu erkennen ist.

45

Scherwinkel φ

°

1

1: Hochgeschwindigkeitskamera

4

2 3

35

2: Schnittunterbrechung IWF-Braunschweig

30 25

3: Spanstauchung

20 4: Schnittunterbrechung IFW-Hannover

15 10 5 0

0

500

1000

1500 2000 2500 3000 Schnittgeschwindigkeits vc

m/min

experimentelle Ermittlung von Φ nur mit ∆Φ = ± 3° möglich 4000

: Ck45N Werkstoff Prozess: Werkzeug : HC P30–P40 OrthogonalSpanungsbreite : b = 2/3 mm Beschichtung : Ti(C,N)/AI2O3 : f = 0,2 mm : trocken KSS Einstechdrehen Vorschub

Geometrie: SNGN 120412 Fase

αeff

–

6°

Abb.€9.5↜渀 Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf den Scherwinkel

γeff

εr

–6° 90°

κ 0°

9.2 Spanbildung

205

Davon unabhängig tritt bei Metallen ausreichend hoher Festigkeit eine typische Segmentspanbildung auf. Bei Titanlegierungen ist dies bereits bei allen, auch sehr geringen Schnittgeschwindigkeiten zu beobachten. Bei duktilen Stählen höherer Festigkeit zeigen sich Segmentspäne erst bei höheren Geschwindigkeiten; bei ausgesprochen weichen Stählen sind keine Segmentspäne festzustellen. Scherbänder lassen sich in metallographischen Schliffen (Abb.€9.6) und in Mikrohärtemessungen (Abb.€9.7) nachweisen.

Spanstauchung: Spandicke: Gleitwinkel: Scherbandbreite: Schergeschwindigkeit: Segmentierungsfrequenz:

vc = 300 m/min λ = 2,1 h' = 0,63 mm φspan = 33°

vc = 3000 m/min λ = 1,5 h' = 0,448 mm φspan = 43°

s = 21 µm . γ = 22 103 s–1 fs = 6,87 kHz

s = 10 µm . γ = 64 105 s–1 fs = 100 kHz

φspan

h' s

200 µm Werkstoff : Ck45N Prozess: Werkzeug : HC P30–P40 Geometrie: SNGN 120412 γeff εr αeff Spanungsbreite : b = 3 mm κ Beschichtung : Ti(C,N)/AI2O3 Fase Orthogonal: f = 0,3 mm KSS : trocken Einstechdrehen Vorschub – 6° –6° 90° 0°

Abb.€9.6↜渀 Spanbildung bei hohen Vorschüben

400

Messbedingungen: F = 0,015 N Kraft: Belastungszeit: t = 120 s Härtemessungen im Ferrit

Scherbandbreite

vc = 4000 m/min Ultramikrohärte HV

HV vc = 300 m/min

F = 0,05 N 300

Messebene

vc = 3000 m/min

250

XSB

200 0

Härte des Ausgangsgefüges 0

50

100

150

200

WZ µm

300

Abstand vom Scherband xSB Prozess: Werkstoff : Ck45N OrthogonalSpanungsbreite: b = 3 mm Einstechdrehen Vorschub : f = 0,3 mm

Werkzeug : HC P30–P40 Geometrie: SNGN 120412 αeff γeff εr Beschichtung : Ti(C,N)/AI2O3 Fase κ KSS : trocken 6° –6° 90° 0° –

Abb. 9.7╇ Mikrohärteverlauf im Segmentbereich

206

9 Hochgeschwindigkeitsspanen

über Schnittunterbrechung

Stauchphase

Scherphase

WZ

WZ

Phase II

schematische Abbildung

Phase I

1 Kontaktherstellung

2 Stauchung und Scherung des Werkstoffes

3 fortgeschrittene Stauchung und Einsetzen der Scherung

4 Abscheren eines Segmentes

Abb.€9.8↜渀 Werkstoffverformung während der Bildung eines Segments

Abbildung€9.8 gibt ein Modell wieder, das Stauch- und Scherphasen bei der Spanbildung unterscheidet. Diese Phasen wechseln annähernd periodisch miteinander ab. Solche Periodizitäten bilden sich auch auf der Werkstückoberfläche ab, was zugleich periodische Kraftverläufe zwischen Werkstück und Werkzeug bedeutet.

9.3â•…Anwendung Nach bisherigen experimentellen Befunden ist das Hochgeschwindigkeitsspanen nicht grundsätzlich unterschiedlich vom Spanen in konventionellen Geschwindigkeitsbereichen. Gleichwohl lassen sich durch Einführung des Hochgeschwindigkeitsspanens einige Effekte nutzen, die für die praktische Anwendung interessant sind. Mit höheren Schnittgeschwindigkeiten steigt zunächst das Zeitspanvolumen bei allen spanenden Prozessen, wenn der Spanungsquerschnitt unverändert bleibt. Dies kann vor allem dort genutzt werden, wo mit rotierenden Werkzeugen gearbeitet wird. Bei Prozessen und Maschinen, bei denen das Werkstück rotiert und mit Schnittgeschwindigkeit bewegt wird, ergeben sich dagegen meist Grenzen aus der Spanntechnik; denn die Fliehkräfte, die die Spannbacken nach außen drücken, wirken den Spannkräften entgegen und mindern sie mit dem Quadrat der Drehzahl. Hinzu kommt, dass bei schwereren Werkstücken und Spannvorrichtungen die Hochlauf- und Bremszeiten, ebenfalls mit dem Quadrat der Drehzahl wachsend, so lang werden können, dass damit die Nebenzeiten die Wirtschaftlichkeit in Frage stellen. Spanstauchung bei rotierenden Werkstücken ist somit begrenzt durch • Beeinflussung der Werkstückspannung mit 2. Ordnung der Drehzahl • notwendige Verstärkung der Sicherheitseinrichtungen gegen Lösen rotierender Elemente

9.3 Anwendung

207

• Erhöhung der Nebenzeiten für das Anlaufen und Abbremsen von Werkstück, Spannvorrichtung und Spindel. Diese Nachteile wirken sich beim Spanen mit rotierenden Werkzeugen weniger oder gar nicht aus. In der Regel sind die rotierenden Massen bzw. die Massenträgheitsmomente wesentlich geringer, so dass Anlauf- und Bremsvorgänge sich weniger nebenzeitverlängernd auswirken, wenngleich der Effekt nicht vernachlässigt werden kann; denn das Zeitspanvolumen wächst mit der ersten und die Hochlauf-/Bremszeit mit der zweiten Ordnung der Drehzahl bzw. der Geschwindigkeit. Auch für das Spannen der Werkzeuge unter Hochgeschwindigkeitsbedingungen sind besondere Vorkehrungen, wie das Spannen über Hohlschaftkegel, zu beachten. Vorteilhaft wirkt sich beim Spanen mit hohen Geschwindigkeiten aus, dass die Schnitt- und Vorschubkräfte deutlich sinken. Filigrane Bauteile mit geringen Wandstärken lassen sich dadurch mit geringeren elastischen Verformungen als Folge der Zerspankraftkomponenten bearbeiten (Beispiel: Bauteile für den Flugzeugbau). Allerdings ist für Schlichtoperationen, für die dieser Effekt allein interessant ist, die Wirkung einer Minimierung des Spanungsquerschnittes stärker; es gilt nämlich vereinfacht (s.a. Abschn.€4) 

Fc,f,p = kc,f,p · A

(9.3)

kc,f,p: spez. Energie für Schnitt-, Vorschub- und Passivrichtung A: Spanungsquerschnitt 2vc kc,f,p sinkt mit e− vHG während Ac proportional in Gl.€9.3 eingeht. Mit der Schnittgeschwindigkeit nimmt die in der Spanbildungszone umgesetzte Leistung zu – wenn auch wegen der fallenden Schnittkraft unterproportional. Die an den Kontaktflächen (Index  für die Freifläche und Index  für die Spanfläche) umgesetzten Leistungen ergeben sich mit den Tangentialkräften FT und FT zu 

Pγ =

1 FTγ vc λ

und

Pα = FTα vc .

(9.4)

Entsprechend steigen die Temperaturen in den Kontaktflächen und damit im Schneidkeil. Dabei ist zu beachten, dass für die Wärmebilanz im Hinblick auf das Werkzeug die Energie je Zeiteinheit, d.h. die Leistung, maßgebend ist; denn der Schneidkeil ist dauernd oder über längere Zeitabschnitte im Eingriff. Anders verhält es sich mit der Wärmebilanz im Hinblick auf den Werkstoff, z.€B. für die Randzonenbeeinflussung der neu entstandenen Oberfläche, oder die mittlere Temperatur in der Spanbildungszone. Hier kommt es auf die Energie je Volumeneinheit an. Durch die mit der Schnittgeschwindigkeit zunehmenden Temperaturen in den Kontaktflächen und im Schneidkeil entsteht eine starke Zunahme des thermischen Verschleißes. Dadurch kommt es beim Spanen von Eisenwerkstoffen und anderen Werkstoffen höherer Festigkeit zu wirtschaftlicher Begrenzung der Geschwindigkeitssteigerung. Nur bei Werkstoffen mit vergleichsweise niedriger Schmelztempe-

208

9 Hochgeschwindigkeitsspanen

ratur, wie Aluminium- und Magnesiumlegierungen, bleibt die thermische Belastung des Schneidkeils unkritisch. Schnittgeschwindigkeiten von mehr als 3000€ m/min sind durchaus erreichbar. Allerdings im unterbrochenen Schnitt, wie zum Beispiel beim Fräsen, kommt es häufig nicht zu so hohen mittleren Temperaturen im Werkzeug, dass unwirtschaftliche Standzeiten entstehen. Daher wird das Hochgeschwindigkeitsfräsen mit gutem Erfolg auch bei der Bearbeitung von Gehäusen aus Stahl- und Gusseisenwerkstoffen oder im Werkzeug- und Formenbau für die Bearbeitung von Stählen und Gusseisen eingesetzt. Für Schlichtoperationen kann man sich dabei zu Nutze machen, dass nicht die gesamte Schnittgeschwindigkeitssteigerung zur Erhöhung des Zeitspanvolumens genutzt wird, sondern auch ein zu optimierender Teil in die Verringerung der Spanungsdicke Verwendung findet. Damit lassen sich hohe Oberflächengüten erzeugen, was besonders im Werkzeug- und Formenbau oder beim Zirkularfräsen von Bohrungen größeren Durchmessers genutzt werden kann. Im Werkzeug- und Formenbau lässt sich damit erreichen, dass der Anteil der manuellen Bankarbeit zum Schlichten und Feinschlichten gefräster Oberflächen wesentlich verringert werden kann und sich zugleich die Maß- und Formgenauigkeit deutlich erhöhen lässt. Beim Zirkularfräsen von Bohrungen im Bereich von IT€7 und IT€6 ist von Vorteil, dass dort maßunabhängige Werkzeuge eingesetzt werden können. Wenn eine Bohrung durch konventionelle Bohrtechnik erzeugt werden soll, so muss ein maßgebundenes Werkzeug eingesetzt werden. Beim Zirkularfräsen kann man dagegen einen größeren Durchmesserbereich mit gleichem Werkzeug überstreichen. Damit entfallen Werkzeugaufwendungen und Nebenzeiten für das Umspannen der Werkzeuge.

9.4â•…Hochleistungszerspanung Grenzen für einen Zerspanprozess können neben der Schnittgeschwindigkeit auch das Drehmoment und die Leistung sein. Dem folgend wurde in neuerer Zeit der Begriff der Hochleistungszerspanung entwickelt [AND02]. Die Hochleistungszerspanung beruht auf vier Verfahrensgrenzen, • • • •

der maximalen Maschinenleistung dem maximalen Drehmoment und der maximalen Vorschubkraft der maximalen Werkzeugbelastung und der maximalen Vorschubgeschwindigkeit, die aufgrund der Antriebe und Steuerung erreicht werden kann.

Am Beispiel der Leistungsgrenzen und der Zerspanung einer Aluminiumlegierung, wie sie im Flugzeugbau verwendet wird, sind die Abhängigkeiten in Abb.€9.9 dargestellt. Mit steigender Schnittgeschwindigkeit und damit steigender Drehzahl der Spindel nehmen die Leistungsverluste im Leerlauf zu. Es steht also bei hohen Geschwindigkeiten weniger Leistung an der Arbeitsspindel zur Verfügung. Dem

9.5 Hochleistungsbohren

209

25

Leistung P

kW 15

Spindelleistung P

10 5 0

Schnittleistung Pc Leerlaufleistung PL 0

1500 3000 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

Maschine : Makino A77 Material : AIZn6MgCu1,5 Werkzueg: Messerkopf D = 100 mm,κ = 90°, z = 5

6000

spez. Zerspanvolumen qz, qzP

150 cm3 spez. Zerspanvolumen min kW q = Q / P z w c 90 60 30 0

spez. Zerspanvolumen qzP = Qw / P 0

1500 3000 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

6000

Prozeß : fz = 0,1 mm, ap = 5 mm, ae = 20 mm, vc = var. KSS

: trocken

Abb.€9.9↜渀 Leistungsbedarf in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit

wirkt entgegen, dass die spezifische Energie, die zum Spanen aufgebracht werden muss, mit der Geschwindigkeit abfällt, allerdings in einem asymptotischen Verlauf (s. vorn). Schließlich ist zu beachten, dass bei gegebener Leistungsgrenzen durch Verringerung der Spanungsdicke, die spezifische Energie ebenfalls zunimmt. Diese Einflüsse führen dazu, dass es ein Optimum in dem je kW erreichbaren Zeitspanvolumen gibt, wie theoretisch und experimentell nachgewiesen wurde [AND02]. Dieses Optimum ist allerdings von den Randbedingungen der Maschine, des Werkzeugs und des Werkstoffs abhängig.

9.5â•…Hochleistungsbohren Auch beim Bohren kann das Zeitspanvolumen über eine Steigerung der Schnittgeschwindigkeit nicht beliebig gesteigert werden. Dafür sind neben technologischen Gründen die begrenzten Beschleunigungsvermögen des Spindel- und des Vorschubantriebes maßgebend [AND02]. Abbildung€9.10 zeigt aus den für eine Hochgeschwindigkeitsfräsmaschine angegebenen Grenzen für die Beschleunigung und den Ruck die erreichbaren Vorschubgeschwindigkeiten (linkes Teilbild). Gemessen wurden die im rechen Bildteil erreichten mittleren Geschwindigkeiten und Bohrzeiten bei einem gegebenen Bohrweg. Es folgt also auch hier, dass je nach den gegebenen Bedingungen die Drehzahl optimiert werden kann (Abb.€9.11.). Dabei kann die Spindelhochlaufzeit einen erheblichen Anteil an der Bohrzeit haben. Folglich muss auch die Zahl der Bohrungen, die ohne Spindelstop erzeugt werden muss, berücksichtigt werden.

210

9 Hochgeschwindigkeitsspanen

m min

programmierte vf = 8 m/min

10

programmierte vf = 4 m/min

5 0

Bohrzeit t (ohne Rückzug)

Ist-Vorschubgeschwindigkeit

programmierte vf = 15 m/min

0

5

10

15

20

mm

20 Bohrtiefe tB = 30 mm

m min

s Geschwindigkeit vm 0,5

10 Bohrzeit t

0,25 0

30

0

Bohrweg IB

4

8

12

5

16

20

0

mittlere Geschwindigkeit vm

1,0

20

programmierte Geschwindigkeit vf

vf = 15 m/min Beschleunigung/ Verzögerung

vf = 4 m/min

Maschine : Makino A88 Geschwindigkeit : vx,y,z = 50 m/min 5 m/s2 Beschleunigung : ax,y,z = Ruck

: áx,y,z =

70 m/s3

30 mm

Abb.€9.10↜渀 Geschwindigkeitsverläufe beim Bohren

s

0,5

8

0,25

4

0

Bohrzeit t

0

5000

10000

1/min

Maschine : Makino A88 Geschwindigkeit : vx,y,z = 50 m/min 5 m/s2 Beschleunigung : ax,y,z = Ruck : ax,y,z = 70 m/s3

Spindelhochlaufzeit

Bohrzeit t (ohne Rückzug)

Spindelhochlaufzeit

s

0 20000

Bauteil

40

16 Bohrzeit t incl. Hochllaufzeit

Einzelbohrung

1,0

s zB = 40 zB = 20

20

zB = 10

10 zB = 5

0

0

5000

nopt

10000

1/min

Bohrtiefe Vorschub Anzahl Bohrungen eines Durchmessers pro Bauteil

20000

tB = 30 mm f = 0,8 mm zB = 5 – 40

Abb.€9.11↜渀 Bestimmung der optimalen Drehzahl beim Bohren

Fragen ╇ 1. Welche Entwicklungen bei Werkzeugmaschinen und Schneidstoffen ermöglichten das Hochgeschwidigkeitsspanen (HSC)? ╇ 2. Erläutern Sie die Definition des Hochgeschwindigkeitsspanens nach Ben Amor. Können Sie darin eine physikalisch/metallurgische Begründung finden? ╇ 3. Wie verändert sich die Spanbildung bei hohen Schnittgeschwindigkeiten?

Literatur

211

╇ 4. Was sind Scherbänder? ╇ 5. Diskutieren Sie die thermischen Verhältnisse in der Spanbildungszone in ihrer Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit. ╇ 6. Warum ist HSC für eine Drehbearbeitung weniger interessant? ╇ 7. Erläutern Sie den Begriff der Hochleistungszerspanung (HPC) anhand von Verfahrensgrenzen. ╇ 8. Welche wirtschaftlichen Grenzen sehen Sie beim Hochleistungsbohren? ╇ 9. Welche Vorteile bietet das Zirkularfräsen? 10. Nennen Sie typische Schnittgeschwindigkeiten im HSC-Bereich für AlMgSi€1, Sk€45€N, Inconel und TiAl€4€V€6. 11. Versuchen Sie eine tribologische und/oder physikalische Erklärung für die starken Unterschiede der Schnittgeschwindigkeiten zu geben.

Literatur [AND02] Andrae, P.: Hochleistungszerspanung von Aluminiumlegierungen. . Dr.– Ing. Diss. Universität Hannover 2002 [BÄK03] Bäker, M.: An investigation of the chip segmentation process using finite elements; to appear in: Technische Mechanik 23, 2003 [BEN03] BenAmor, R.: Thermomechanische Wirkmechanismen und Spanbildung bei der Hochgeschwindigkeitszerspanung. Dr.–Ing. Diss. Universität Hannover 2003 [ELM05] El Magd, E.; Treppmann, C. et al.: Experimentelle und numerische Untersuchungen zum thermo-mechanischen Stoffverhalten. In [TÖH05, S. 183–206] [ICK81] Icks, G.: Maschinenseitige Grenzen des Hochgeschwindigkeitsdrehens, Dissertation, Stuttgart 1981 [SAL31] Salomon,C.: Deutsches Patent Nr. 523594, April 1931 [SCH94] Schulz, H.: Hochgeschwindigkeits-Bearbeitung – Technologie mit Zukunft; Werkstatt und Betrieb 127(1994)7-8, S. 539–541 [TÖD05] Tönshoff, H.K., Denkena, B., et al.: Spanbildung und Temperaturen beim Spanen mit hohen Geschwindigkeiten. In [TÖH05, S. 1–40] [TÖH05] Tönshoff, H.K., Hollmann, F., Hrsg.: Hochgeschwindigkeitsspanen, Wiley-VCH Verlag 2005

Kapitel 10

Hartbearbeitung, Prozessauslegung

Spanen von gehärteten Eisenwerkstoffen und von Hartstoffschichten mit Härten oberhalb 47€HRC wird als Hartbearbeitung (genauer: Hartbearbeitung mit geometrisch bestimmter Schneide) bezeichnet. Diese harten Werkstoffe wurden – abgesehen von Reparaturfällen – bis zum Aufkommen dieser Technologie ausschließlich durch Schleifen bearbeitet und in ihre Endform gebracht [TÖN81, TÖN86]. Durch die Entwicklung von Schneidstoffen hoher Härte und Warmfestigkeit sind das Hartdrehen, das Hartfräsen und das Hartbohren, auf die hier eingegangen wird, und auch das Harträumen, Hartschaben und Hartreiben möglich und wirtschaftlich geworden. Tabelle€10.1 gibt eine Übersicht über Bedingungen wieder, unter denen diese Prozesse geführt werden können. In vielen Bereichen des Maschinen-, Fahrzeug- und Gerätebaus werden Βauteile höheren Kraft- und Leistungsdichten ausgesetzt. Sie müssen daher fester, härter und verschleißfester sein. Wo früher Werkstoffe und insbesondere Stähle mit nur mäßigen Festigkeiten ausreichten, werden jetzt zunehmend hochvergütete oder gehärtete Werkstoffe eingesetzt. Für eine Vielzahl von Bauteilen lässt sich durch die Verfahren der Hartbearbeitung neben dem Schleifen das Spektrum der Vor- und Fertigbearbeitungsprozesse erweitern [KLB05]. Neben den Festigkeiten und Härten sind bei hochbeanspruchten Bauteilen zugleich die Qualitätsanforderungen erheblich gewachsen. Diese Anforderungen müssen demnach auch durch die Hartbearbeitung mit geometrisch bestimmten Schneiden erfüllt werden [KAN04] (Abb.€10.1).

10.1â•…Hartdrehen Beim Drehen ist die Schneide meist ununterbrochen im Eingriff. Die in der Spanbildungszone beim Hartdrehen umgesetzte Energiedichte ist hoch, was zu einer hohen thermischen Belastung des Schneidkeils führt [SCH99]. Daher müssen Schnittgeschwindigkeiten mit Rücksicht auf den Werkzeugverschleiß begrenzt werden (Tab.€10.1). Schneidkeramiken (Mischkeramiken aus Al2O3 und TiC) werden bei 150€m/min und polykristallines Bornitrid (PKB) bis 220€m/min bei geringerem Härteniveau auch höher eingesetzt. Übliche Schnitttiefen liegen im Bereich ap€=€0,05 B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_10, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

213

214

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung

Tab. 10.1↜渀 Randbedingungen bei der Hartbearbeitung

0,04

A

0,0062

H

0,03 A H

A

A

Ø 54,8

17°

Ø 47,017+/-0,008

0,005 0,007

30,014

Rz 1.6

0,05 A 0,005 0,025 0,1 B A

Abb. 10.1↜渀 Typische Qualitätsanforderungen hartbearbeiteter Bauteile [KAN04]

bis 0,3€ mm. Vorschübe bestimmen wesentlich die Oberflächengüte. Je nach Anforderungen an die Rauheit werden f€=€0,05€ bis 0,2€mm eingestellt. Die Standzeit ist wesentlich von der Härte des Werkstoffes abhängig, wie einer Tendenzdarstellung für gehärtete Stahlwerkstoffe in Abb. 10.2 zu entnehmen ist. Dort sind auch

10.1 Hartdrehen

215

Abb. 10.2↜渀 Einfluss der Härte auf die Standzeit

Stahl, gehärtet PCBN VB = 0,1 mm

630 min

Standzeit

400

160

63

25

400 50

vcmax [m/min] 55 Härte

100

160 60

HRC

65

die maximalen Schnittgeschwindigkeiten, die sich erreichen lassen, eingetragen. Grundsätzlich lassen sich mit PKB neben gehärteten Stählen harte Gusseisen, Nickel-Basislegierungen und gesinterte und gehärtete Stähle bearbeiten [KLB05]. Abbildung€10.3 zeigt die Abhängigkeit von Standzeit und Schnittgeschwindigkeit in einem Taylordiagramm für den Einsatz von polykristallinem Bornitrid. Aus den atypischen Kurven, vergleicht man sie mit den Geraden bei der Weichzerspanung, ist zu entnehmen, dass ein begrenztes Schnittgeschwindigkeitsfenster eingehalten werden muss. In Abb.€10.3 wurde neben der Schnittgeschwindigkeit die Härte des Werkstoffes variiert [KOC96]. Man erkennt auch hier einen starken Einfluss der Härte, wobei die martensitische Härte des 100€Cr€6 und die Härte aus Martensit und Karbiden min

X 38 Cr Mo V 51 (52 HRC)

Standzeit

400 160

100 Cr 6 (60 - 62 HRC)

Werkzeug : PCBN, CNMA 120408 - F Bedingungen : f = 0,05 mm ap = 0,05 mm Kriterium

63 25 S 6 - 5 - 2 (65 HRC) 10 80

100 125 160 200 Schnittgeschwindigkeit vc

Abb. 10.3↜渀 Verschleißverhalten von PKB

250 m/min

trocken : VB = 0,1 mm

216

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung

h ψ = 2 κeff

m

Werkzeug Draufsicht rε = 0,8 m

Werkstück ψ

rβ

ϕ

VB Werkzeug Keilmessebene

κeff lk

ap = 0,1 mm h(ϕ) f = 0,05 mm

γeff

Werkstück

Abb. 10.4↜渀 Eingriffsverhältnisse beim Hartdrehen

beim Schnellarbeitstahl tendenziell ähnlich wirken. Für praktische Belange gilt, dass geringfügiges Absenken der Härtegrade einen deutlichen Gewinn an Standzeit mit sich bringt. Beim Hartdrehen wird meist mit geringen Vorschüben und vergleichsweise großen Eckenradien rε der Schneiden gearbeitet. Damit lässt sich die Schneidkantenbelastung in Grenzen halten. Abbildung€10.4 zeigt die Eingriffsverhältnisse beim Hartdrehen, wobei f, ap, rε und rβ maßstabgerecht dargestellt wurden. Man erkennt in der Draufsicht auf die Spanfläche, dass sich der tatsächliche Einstellwinkel entlang dem Eingriffsbogen stark verändert und dass der nominelle Einstellwinkel gar nicht zur Wirkung kommt. Um die Lastbedingungen der Schneide zutreffend abschätzen zu können, wird ein effektiver Einstellwinkel κeff â•›definiert, der dem halben Kontaktwinkel ψ entspricht. Es ist   rε − ap 1 arccos κ = eff  (10.1) 2 rε Auch in der senkrecht zur Schneide liegenden Keilmessebene sind geometrische Bedingungen gegeben, die von der konventionellen Zerspanung abweichen, wegen der geringen Spanungsdicke, die zudem stark variiert von h€=€0 zum Maximalwert hmax€=€f€⋅€sin€2κeff. Die Länge des Kontaktbogens lk, das ist der Teil der Schneide, der im Eingriff ist, folgt aus 

lk = 2κeff rε

(10.2)

Aus Abb.€10.4, rechter Bildteil ist erkennbar, dass der tatsächliche Spanwinkel γeff, der von der Bezugsebene (etwa normal zum Schnittgeschwindigkeitsvektor) bis zur

10.1 Hartdrehen

217

variierenden Spanungsdicke gerechnet wird, wegen des Schneidkantenradius rβ in der Regel negativ ist. Es gilt für die arbeitsscharfe Schneide bei h€<€rβ 

γeff(ϕ) = arcsin

rβ − h(ϕ) rβ

(10.3)

Für h€ ≥€ rβ gilt der durch die Spanfläche vorgegebene Spanwinkel, wobei allerdings meist eine zusätzliche Fase zur Stärkung des Schneidkeils vorgesehen wird. Mit einem vom Halter abhängigen negativen Spanwinkel von z. B. –6° (negative Schneidplatte) und einer zusätzlichen Fase von γn€=€20° ergibt sich also ein resultierender Spanwinkel von γ€=€–26°. Als Endbearbeitungsverfahren zielt das Hartdrehen auf die Substitution von Schleifoperationen. In Abb.€10.5 ist ein Praxisbeispiel wiedergegeben, bei dem das Hartdrehen deutlich günstiger ist [BRA95]. Eine Reibscheibe aus Wälzlagerstahl 100€Cr€6 wird an drei Flächen, einem Außenzylinder, einer Planfläche und einem kurzen Innenzylinder feinbearbeitet. Die wirtschaftlichen und ökologischen Vorteile sind in der Abbildung angegeben. Allerdings ist ein Vergleich zwischen dem Schleifen und Drehen sehr von der Bearbeitungsaufgabe abhängig und durchaus nicht überwiegend eindeutig. Hinzu kommt, dass unterschiedliche Kriterien an den Prozess angelegt werden können wie Fertigungskosten je Teil, Flexibilität, Bauteilqualität oder ökologische Verträglichkeit. Einen Vergleich des Zeitspanvolumens Qw (abgespanntes Volumen je Zeit) und der Zeitspanfläche (spanend erzeugte Fläche je Zeit) zeigt Abb.€ 10.5. Man erkennt, dass insbesondere für die Zeitspanfläche AW erheblich größere Werte zu Gunsten des Schleifens sprechen. Der Vorteil greift allerdings nur dort, wo große Flächen zu bearbeiten sind. Von Bedeutung ist auch, dass beim Drehen und allgemein beim Spanen mit geometrisch bestimmter Schneide mit einer Mindestspa-

Bauteil : Reibscheibe

Vergleich durch Hartdrehen

Vergleich Schleifen/Hartdrehen Fertigungsfolge

A Werkstoff : 100 Cr 6, 60 ... 62 HRC

Schleifen 1) 2) 3) 4) 5) 6)

B Bearbeitete Flächen C

Hartdrehen

Vorbearbeitung (weich) 1) Vorbearbeitung (weich) 2) Härten Härten 3) Hartdrehen Komplett Planschleifen (B) Bohrungsschleifen (C) Außenrundschleifen (A) Schleifen Fase (B1,B2) Bearbeitungszeit 100

B1 B2 Rz Rz(Fase)

Fase 4° = 6,3 µm = 3,0 µm

%

Fase

50

Außen Bohrg.

25 0

Vereinfachter Arbeitsablauf Geringere Herstellkosten Kleinere Losgrößen Freisetzung von Maschinenkapazitäten Vermeidung von Kühlschmierstoffen

Planfl. Schleifen

Kürzere Bearbeitungszeit

Hartdrehen

Abb. 10.5↜渀 Wirtschaftliche Fertigung durch Hartdrehen

218

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung Schleifen

Verfahrensprinzip

vc vfr

nw ap

nw

vf

dw

ap

Zeitspanvolumen

Qw = ap · Q'w

Qw = ap · f · vc

spez. Zeitspanvolumen

Q'w = 2 · rw · π · vfr

Q'w =

Zeitflächenrate

Aw = ap · vft,w

Aw = f · vc

Charakteristische Parameter

ap = 5 - 20 mm vft,w = 1 m/s

ap = 0,05 - 0,3 mm f = 0,05 - 0,2 mm vc = 150 m/min

Wertebereich

Q'w = 2 - 12 mm3/mms Qw = 10 - 240 mm3/s Aw = 5000 - 20000 mm2/s

ap · f · vc lc

Q'w = 22 - 242 mm3/mms Qw = 6 - 150 mm3/s Aw = 125 - 500 mm2/s

313/20523 © IFW abgeändert für Tö

bs

Hartdrehen

Abb. 10.6↜渀 Vergleich der Verfahren Hartdrehen und Schleifen

nungsdicke gerechnet werden muss. Das bedeutet, dass nicht mit beliebig geringen Zustellungen oder Schnitttiefen gearbeitet werden kann. Beim Schleifen dagegen kann der Prozess soweit durch „Ausfeuern“ geführt werden, bis die Normalkraft verschwindet. Folglich sind Hartbearbeitungsprozesse dann kaum einsetzbar, wenn lange, schlanke und sehr nachgiebige Werkstücke bearbeitet werden müssen, zumal dann meist auch die hohen Zeitspanflächen des Schleifens genutzt werden können (Abb.€10.6). Ein in vielen Fällen entscheidender Vorteil des Hartdrehens ist die Formflexibilität des Verfahrens. Das Werkstück wird gesteuert gefertigt, während beim Schleifen meist im Einstechverfahren oder jedenfalls die Kontur der Schleifscheibe auf das Werkstück abbildend gearbeitet wird. Durch Drehen lassen sich Werkstücke mit einem oder mehreren leicht zu wechselnden Werkzeugen fertigen. Das führt häufig zu einer erheblichen Verkürzung der Prozesskette im Sinne einer Komplettbearbeitung, zu geringeren Komplexitätskosten und zu geringeren Investitionen. Unter ökologischem Aspekt werden Stoff- und Energieströme verglichen. Am Beispiel der Fertigung eines Innensonnenrades für ein Reibradgetriebe zeigt Abb.€10.7 die aus der Fertigung von 5.000 Teilen resultierenden Stoffströme für das Schleifen und Hartdrehen. Auf der Grundlage der Aufmaße der Teile ergibt sich eine Masse von 50€kg an Spänen, die pro Jahr anfallen. Der auf den benötigten 4€ Schleifmaschinen eingesetzte Kühlschmierstoff summiert sich zu rund 8€ t pro Jahr, wenn ein halbjährlicher Wechsel zugrunde gelegt wird. Zusätzlich fallen je nach eingesetztem Schleifstoff ca. 20€cm3 Abrieb von den Schleifscheiben aus den Schleifprozessen vom Konditionieren sowie zusätzlich Filtermaterialien an.

10.1 Hartdrehen

219 24 kWh Hilfsantriebe/ Steuern

ca. 32 kWh p.a. Energieverbrauch

9 kWh Spanen

Aufarbeitung, Recycling

ø 86,3

Werkstoff : 100 Cr6, 60 - 62 HRC A B C

Vorbearbeitung+ Härten

Verschlissene Werkzeuge

A: Außendurchmesser B: Stirnfläche C: Bohrung D: Fase

D 10 R ≤ 6,3 µm R ≤ 3 µm (Fase)

Vorbearbeitung+ Härten

Hartbearbeitung Einsparpotential 49% d. Bearbeitungszeit tges

Späne 50 kg/a Werkzeugabrieb

Planschleifen

42 kWh Hilfsantriebe/ Steuern

Fertigteil

Späne, Filter 50 kg / a

Bohrungsschleifen

49 kWh Spanen

Kühlschmierstoff 8 t/a

Außenrundschleifen

169 kWh Hilfsaggr./Pump.

Fasenschleifen

Entsorgung 8 t/a

Fertigteil

260 kWh p.a. Energieverbrauch

Abb. 10.7↜渀 Vergleich der Verfahren Hartdrehen und Schleifen (Energie- und Stoffströme) (nach H.-G. Wobker)

Besonders kritisch ist dabei zu bewerten, dass es beim Einsatz dieser Technologie zu einer Mischung der Stoffströme kommt, so dass in der Regel der gesamte Stoffstrom entsorgt werden muss. Für die anfallenden Späne existieren zwar Technologien, diese bis auf einen Restgehalt von unter 3€% zu trocknen, so dass sie zurückgeführt werden könnten, dies erfordert jedoch einen zusätzlichen Energieaufwand [WOB96]. Für die Hartbearbeitung ergibt sich dem gegenüber ein günstigeres Bild. Da die Bearbeitung trocken durchgeführt werden kann, können die Späne ohne weitere Behandlung in den Stoffkreislauf zurückgeführt werden. Die geringen Beimengungen an Werkzeug-abrieb sind dabei für das Recycling nicht von Bedeutung. Die eingesetzten Werkzeuge können je nach Schneidstoff entsorgt werden (Keramik), oder es besteht die Möglichkeit, sie nach zu bearbeiten (PKB). Damit stellt sich die Bilanz der Stoffströme für die Hartbearbeitung günstiger dar, dies resultiert aus den geringeren zur Entsorgung anstehenden Mengen und dem höheren Reinheitsgrad. Hinsichtlich des Energiebedarfs wurde ein Vergleich der Verfahren Hartdrehen und Schleifen beim Fertigen großer Wälzlagerringe durchgeführt. Gegenüber der konventionellen Fertigungsfolge können beim Hartdrehen direkt aus der Umformwärme gehärteter Wälzlagerringe, 34€% Primärenergie und 15€% Werkstoff nach einer optimierten Arbeitsvorgangsfolge eingespart werden. Neben dem deutlich geringeren Energieverbrauch ergeben sich weitere Vorteile durch erheblich reduzierte Bearbeitungszeiten und leicht recyclebare Zerspanabfälle [WIN96]. Um in der Feinbearbeitung übliche Toleranzen im Bereich von IT6 und geringer zu erreichen, werden häufig besondere Anforderungen an Hartdrehmaschinen ge-

220

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung

stellt. Das betrifft die Maß- und Formgenauigkeit, die erreichbare Oberflächengüte und die von der Maschinensteifigkeit abhängige Mindestspanungsdicke. Neben konventionellen Maschinen, die in statischer und dynamischer Steifigkeit und im Auflösungsvermögen der Wegmesssysteme besonders ausgelegt sind, werden Präzisionsdrehmaschinen (auch Hoch-Präzisionsdrehmaschinen genannt) eingesetzt. Diese Maschinen weisen zur Verbesserung des dynamischen und thermischen Verhaltens ein Maschinenbett aus Granit auf. Auch der Spindelstock kann aus Granit ausgeführt sein. Um thermische Verlagerungen zu verringern, werden Versorgungseinheiten für Elektrik, Pneumatik und Hydraulik vom Grundaufbau der Maschine, der aus Gestell, Bett und Schlitten mit Antrieben, Lagern und Führungen besteht, getrennt angeordnet. Abbildung€ 10.8 zeigt, inwieweit sich durch den Einsatz von Präzisionsdrehmaschinen eine Verbesserung der Oberflächenqualität gegenüber konventionellen Drehmaschinen ergibt. Insbesondere Oberflächengüten in Feinschleif- und Honqualität (RZ€<€1€µm) lassen sich prozesssicher nur mit Präzisionsdrehmaschinen bei Anwendung von Vorschüben mit f€<€0,1€mm erzielen. Dieses Ergebnis ist auf die hydrostatistische Spindellagerung und die damit erzielbare hohe Rundlaufgenauigkeit kleiner 0,1€µm zurückzuführen, wohingegen bei der konventionellen Drehmaschine die erzielbare gemittelte Rautiefe von der Spindelrundlaufgenauigkeit im Bereich von ca. 1€µm begrenzt wird. Bei Anwendung höherer Vorschübe überlappen sich jedoch dann die Gütebereiche für beide Maschinentypen deutlich, da der Einfluss der vom Vorschub und Schneideckenradius abhängigen theoretischen Rauheit überwiegt.

Konv. Drehmaschine

3,5

Spindel:

Hydrostatische Lagerung Rundlaufgen. 0,1 µm Schlitten x, z: Hydrostatische Lagerung

Wälzlagerung Rundlaufgen. 1 µm Schlitten x, z: Gleitführung

µm Gemittelte Rauhtiefe Rz

Präzisionsdrehmaschine

Spindel:

2,5

Streubereich 2σ

2,0 1,5 1,0 Feinschleif- / Honqualität

0,5 0

0

0,04

0,08

mm

0,16

0

Vorschub f Werkstoff: 100Cr6 60...62 HRC

0,04

0,08

mm

0,16

Vorschub f vc = 150 m/min ap = 0,05 mm

Schneidstoff: PKB DNMA 150608, VBc ≤ 100 µm

Abb. 10.8↜渀 Vergleich der Oberflächengüte beim Einsatz einer konventionellen und einer Präzisionsdrehmaschine

10.2 Hartbohren

221

10.2â•…Hartbohren Überwiegend müssen in Drehteile auch Bohrungen eingebracht werden. Unabhängig davon, ob harte Werkstücke durch Schleifen oder Drehen/Fräsen gefertigt werden, müssen solche Teile durch Hartbohren bearbeitet werden. Für einsatzgehärtete Werkstücke, also Teile mit einer 0,5€mm bis 1,5€mm starken harten Schicht und zähem Grundmaterial ergibt sich häufig noch die zusätzliche Schwierigkeit im harten und im weichen Gefüge bohren zu müssen. Abbildung€10.9 zeigt, dass auch beim Bohren ein begrenztes Prozessfenster eingehalten werden sollte [SPI95]. Grundsätzlich werden Vollhartmetallbohrer eingesetzt. Dabei haben sich Feinkornhartmetalle besonders bewährt. Erst bei großen Bohrungsdurchmessern werden Aufbohrwerkzeuge mit Schneidplatten verwendet. Dabei haben sich mit Titannitrid beschichtete Werkzeuge eingeführt. Sie bieten neben einer Verschleißminderung den Vorteil, die Reibung zwischen Bohrer und Bohrungswand und zwischen Span und Spannut herabzusetzen. Unter Schlichtbedingungen lassen sich durch Hartbohren mit Vollhartmetallbohrern Maßgenauigkeiten im Bereich IT7 bei IT9 und Oberflächengüten von RZ€=€2€µm bis 4€µm, in Sonderfällen auch RZ€ =€ 1€ µm, erreichen. Gerade bei einsatzgehärteten Bauteilen lässt sich durch Hartbohren die Fertigungsfolge erheblich verkürzen. Besonders interessant ist, dass die gesplittete Wärmebehandlung (Aufkohlen und Härten) bzw. das notwendige Abdecken beim Einsetzen entfallen können (Abb.€10.10). Die Möglichkeiten der Wärmeabfuhr sind beim Hartbohren besonders ungünstig; denn zum einen entsteht wegen der Härte und Festigkeit eine hohe Leistungsdichte vor den Schneiden und zum anderen ist die Wärmeabfuhr aus dem Bohrer behindert. Daher heizt er sich während eines Bohrvorgangs stark auf, dehnt sich 160 vc = 50 m/min

min

f = 0,02 mm

63 Feinstkornhartmetall K 40F rβ ≈ 10 µm

Standzeit T

40 25 16 10 6,3

Werkstoff: 100 Cr 6, 60 HRC Werkzeug: VHM-Bohrer d = 6 mm

konventionelles Hartmetall P 40 rβ ≥ 25 µm

4 2,5 1,6 1,0

0,01

0,025

0,063 mm

Vorschub f

25 40 63 100 160 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

Abb. 10.9↜渀 Standzeiten beim Hartbohren in Abhängigkeit von den Schnittparametern

222

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung bisher

Bauteil

in Zukunft

1. Spannungsfrei glühen

1. Spannungsfrei glühen

2. Drehen beider Seiten

2. Drehen beider Seiten 153,353–0,03

3. Bohren 4. Zwischenkontrolle

6H6

5. Zylinderstifte in Passbohrungen einsetzen 6. Verzahnen 7. Demontieren der Zylinderstifte 8. Reiben der Passbohrung oder Gewinden

3. Verzahnen 4. Einsetzen u. Härten 5. Bohren und Reiben oder Gewinden

38,233–0,03

Werkstoff Zähnezahl Stirnmodul

: 15 CrNi 6 : z = 36 : mn = 2,5

Abb. 10.10↜渀 Verringerung der Arbeitsschritte durch Einsatz des Hartbohrers

dabei aus und kann durch Wandreibung zusätzlich erwärmt werden und klemmen. Daher hat es sich bewährt, das Bohrwerkzeug schwach konisch mit Verjüngung zum Schaft hin auszuführen [SPI95].

10.3â•…Hartfräsen Das Hartfräsen wird im Maschinenbau und im Werkzeugbau eingesetzt. Die Feinbearbeitung von Gleitführungsflächen für Werkzeugmaschinen erfordert aufwendige Führungsbahnenschleifmaschinen, die wegen ihres großen Arbeitsraumes erhebliche Investitionen darstellen. Daher ist eine Substitution des Schleifens durch Fräsen interessant. Eine Alternative ist der Aufbau von gehärteten Leisten auf ein Maschinenbett aus weichem Gusseisen oder Stahl. Aber auch derartige Leisten müssen im gehärteten Zustand feinbearbeitet werden. Abbildung€10.11 zeigt den Verschleiß über dem Vorschubweg eines Fräswerkzeuges aus PKB. Bearbeitet wurde ein Kohlenstoffstahl Cf53 hoher Härte, der sich wegen seiner geringen Verzugsneigung besonders für Führungsbahnen eignet. Es fällt auf, dass verglichen mit dem Drehen und Bohren erheblich höhere Schnittgeschwindigkeiten und Vorschübe (hier Vorschub je Zahn fz) gewählt wurden. Dies ist dadurch zu erklären, dass eine Frässchneide nur zeitweise in Eingriff kommt, wodurch zwar die mechanischen und thermischen Beanspruchungen stoßartig auftreten, aber das Temperaturniveau im Schneidkeil ist erheblich niedriger. Für die Wahl des Vorschubs ist neben der Schneidenausbildung (vorzugsweise Einsatz von Schleppschneiden) die geforderte Oberflächengüte maßgeblich. Rautiefen von RZ€ =€ 2€ µm bis 5€ µm sind durchaus erreichbar. Für die Maß- und Formgenauig-

10.3 Hartfräsen

223 Werkstückstoff: Cf53 - 840 HV30

400

Prozess: Stirnplanfräsen

Verschleißmarkenbreite VB

µm

Schnittbedingungen: vc = 225 m/min fz = 0,18 mm ap = 0,2 mm

300 VB

Werkzeugschneide: RNMN 090300T - PKB

200

100

γp

γf

αp

–7°

–8°

9,3° 30,1°

κr 0

rε

αf

Fase

16,7° 4,76 mm 0,2x20° 0

1,0

2,0

3,0

4,0

m

5,0

Fräsweg lfz

Abb. 10.11↜渀 Freiflächenverschleiß beim Hartfräsen

keit muss berücksichtigt werden, dass durch Bauteilerwärmung, durch das Einbringen und das Auslösen von Eigenspannungen und durch den Temperaturgang der Maschine systematische Störungen auftreten können, die sich allerdings teilweise kompensieren lassen (Abb.€10.12) [BUS91]. Im Werkzeug- und Formenbau werden Hohlformwerkzeuge zum Ur- und Umformen hergestellt. Derartige Hohlformen werden teilweise zur Verringerung von Verschleiß gehärtet. Nach der Härtung müssen sie in die endgültige Form gebracht

10

Formabweichung f

µm

Nebenbedingung: LIN : 0,0 µm < Zl < 10,0 µm QUA : –140 µm < Zσ < 0,0 µm EXP : –30 µm < ZΦ < 0,0 µm < ξ* < 0,5 0,25

0 ferr (berechnet) –10 f (gemessen)

Formfehlerkoeffizient: LIN : Zl = 1,7 µm QUA : ZQ = –72,9 µm EXP : ZΦ = –19,3 µm ξ* = 0,320

–20 –30 –40

Gewicht gi

I fε (Restfehler)

Werkstückstoff: Cf53 - 750 HV 30

Fehler: fεrel = 0,6 µm

2 1 0 0

200

400 Werkstückkoordinate x

Abb. 10.12↜渀 Kompensation von Formfehlern

600

800

224

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung Werkstück: H13 (51HRC) Rm = 1820 N/mm2

Zerspanvolumen V

300 PCBN3/85/3/TiN PCBN9/50/1.5/TiC Al2O3-TiC Keramik

cm3 200

Schnittbedingungen: f = 0,06 mm ap = 0,5 mm Trocken

150

Werkzeuggeometrie

100

α

50 0

5° 0

100 150 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

250

γ

γeff

λs

–5° –25° –5°

Verschleißkriterium: VBBmax = 200 µm

Abb. 10.13↜渀 Standzeit für unterschiedliche Werkzeuge beim Hartdrehen von AISI H13

werden, wobei wegen unvermeidbarem Härteverzug teilweise erhebliche Werkstückvolumina abgespant werden müssen. Hier liegt ein weiteres Anwendungsfeld für das Hartfräsen [HER91, FAL98]. Abbildung€ 10.13 zeigt den Einsatz unterschiedlicher Schneidstoffe an einen Warmarbeitsstahl, wie er für Schmiedegesenke und Druckgusswerkzeuge Verwendung findet.

10.4â•…Werkstoffe Tribologisch beanspruchte Bauteile können durch Kontaktdeformation (plastische Verformung oberflächennaher Schichten), durch Reibung und Verschleiß Schädigungen erfahren. Wo hohe Energiedichte oder Massen- bzw. Volumenverringerungen höhere flächenbezogene Beanspruchungen hervorrufen, sind ausreichende Festigkeiten und Härten erforderlich, um Schädigungen zu vermeiden. Aufbringen von Verschleißschutzschichten oder – bei Eisenwerkstoffen – Härtungen sind häufige Maßnahmen, um das tribologische Verhalten zu verbessern. Soweit dicke Schichten (Panzerungen) aus Hartlegierungen wie z. B. Stellite aufgebracht werden, müssen die Flächen feinbearbeitet werden. Das gilt ebenfalls für Funktionsflächen aus gehärteten Bauteilen, denn in der Regel geht mit der Wärmebehandlung die notwendige Maß- oder Formgenauigkeit und die Oberflächengüte verloren. Je stärker die Verzugsgefahr bei einer Beschichtung oder Wärmebehandlung ist, desto größeres Aufmaß muss auf den zu bearbeitenden Flächen vorgehalten werden, damit sie vollständig „sauber“ werden. Stähle und andere Eisenwerkstoffe lassen sich durch Umwandlung in der Martensitstufe und durch Einlagern von Karbiden auf höhere Härten bringen. Dahl unterscheidet die Auf- und Einhärtbarkeit [DAH93]. Die Aufhärtbarkeit bestimmt

10.5 Spanbildung, Kräfte und Temperatur

225 Härte durch Karbidanteile

Hartbearbeitung

Warm- und Kaltarbeitsstähle Karbidanteile

Werkstoff Martensitanteile

SS Stähle

25 µm

Wälzlagerstähle

Härte durch Martensitanteile

Kohlenstoffstähle

Einsatzstähle 25 µm

40

50

55

60

HRC

70

Härte

Abb. 10.14↜渀 Härtbarkeit von Stählen

die höchste erreichbare Härte, die durch den Kohlenstoffgehalt gegeben ist. Die Einhärtbarkeit kennzeichnet die Einhärtungstiefe. Sie wird vor allem durch die Legierungselemente bestimmt. Folgende Wärmebehandlungsverfahren werden zur Erhöhung der Härte eingesetzt: Einsatzhärten, Vergüten, Nitrieren und Randschichthärten. In Abhängigkeit vom Einsatzbereich unterscheiden die Normen die folgenden Werkstoffgruppen: Werkzeugstähle, Wälzlagerstähle, Kohlenstoffstähle und Einsatzstähle. Zu den Werkzeugstählen gehören Schnellarbeitsstähle, Warmarbeitsstähle und Kaltarbeitsstähle. Abbildung 10.14 gibt eine Übersicht der Werkstoffgruppen nach der Härtbarkeit [TÖA00]. Für die Werkstoffgruppen sind die in der Praxis üblichen Härtebereiche angegeben. Zu unterscheiden ist dabei der zugrunde liegende Härtemechanismus nämlich durch Martensitbildung oder durch die Bildung und Einlagerung harter Karbide, die aus der Verbindung des Kohlenstoffs mit Legierungselementen im Stahl entstehen.

10.5â•…Spanbildung, Kräfte und Temperatur Wie in Kap.€2 ausgeführt wurde, treten beim Spanen hohe plastische Formänderungen auf. Bei der Hartbearbeitung erhebt sich also die Frage, ob die Hartstoffe oder die gehärteten Werkstoffe derartig hohe Formänderungen ertragen können oder ob die Gefahr besteht, dass wegen zu geringen Formänderungsvermögens Risse in der neu entstehenden Oberfläche auftreten. Die Theorie des hydrostatischen Druckes gibt eine Erklärung für einen rissfreien Spanbildungsvorgang [TÖN93]. Durch die geringen Spanungsdicken bei gleichzeitig stark negativen effektiven Spanungswinkeln treten in der Spanbildungszone große Druckspannungen mit einem hohen

226

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung Spanungsgeometrie beim Hartdrehen

Grenzfestigkeit nach Mohr Schubflie‰grenze

Vc

VB

Schubbruchgrenze τ

3

Zugfestigkeit

1

2

Fc τ

σmax Fp

σ

plastisches Flie‰en

bruch

σ Trennbruch

Gleit

Kreis 1 : zweiachsiger Zug Kreis 2 : einachsiger Druck Kreis 3 : zweiachsiger Druck

Abb. 10.15↜渀 Randbedingungen für plastisches Fließen beim Hartdrehen

hydrostatischen Druckanteil auf. Durch den dreiachsigen Druckspannungszustand wird die kritische Schubspannung erreicht, ohne dass eine Trennung des Materials eintritt. Mit diesen Überlegungen werden die bereits von v. Kármán gewonnenen Erkenntnisse, dass unter dem Einfluss von hohen Druckspannungen selbst spröde Werkstoffe wie Marmor plastisch verformbar sind, auf die Vorgänge beim Feindrehen gehärteter Werkstoffe übertragen. Vereinfacht lässt sich der Mechanismus am Mohr’schen Spannungskreis für den zweidimensionalen Fall darstellen. Unter Anwendung der erweiterten Schubspannungshypothese nach Mohr ergeben sich verschiedene Grenzspannungszustände, deren Überschreiten entweder zum Trennbruch, Gleitbruch oder zu plastischer Verformung führt (Abb.€10.15). Während das Auftreten eines Trennbruchs durch die Zugfestigkeit bestimmt wird (Kreis Nr. 1), versagt der Werkstoff bei Erreichen der Schubbruchgrenze durch Gleitbruch (Kreis Nr. 2). Die hierfür notwendige Schubspannung ist geringer, falls gleichzeitig Zugbelastung vorliegt. Wenn dagegen die Druckspannung einen werkstoffabhängigen Grenzwert überschreitet, wird eine weitere Spannungserhöhung nicht durch Bruch, sondern durch plastisches Fließen verhindert. Als Folge der geringen Spanungsdicken findet die Spanbildung vollständig im Bereich der Spanflächenfase bzw. der Schneidkantenverrundung statt. Dies führt zu den bereits beschriebenen stark negativen Spanwinkeln. Deshalb wird im Hartdrehprozess die Passivkraft Fp zur dominierenden Kraftkomponente. Weiterhin bedingt die Verwendung von Werkzeugen mit großem Schneideckenradius eine große Kontaktlänge, was ebenfalls zu hohen Passivkräften beiträgt. Es zeigt sich zudem, dass die Zerspankraftkomponenten sehr stark vom Werkzeugverschleiß abhängen, der nahezu linear mit der Schnittzeit ansteigt (Abb.€10.16). Dies führt zu extrem hohen Pressungen im Kontaktbereich zwischen Werkstück und Werkzeugfreifläche mit

10.5 Spanbildung, Kräfte und Temperatur

227

VBc µm

Kraft F

N Fp

300

Fc

200

80 60

100 0

120

Ff 0

10

20 30 40 Schnittzeit tc

min

Werkzeug : Al2O3/Tic, CM 1 Werkstoff : 16 MnCrS 5 SNGN 12 04 16 60 ... 62 HRC

Verschlei‰markenbreite VBc

250

500

0 60

vc = 145 m/min ap = 0,2 mm

f = 0,1 mm Trockenschnitt

Abb. 10.16↜渀 Zusammenhang zwischen Schnittzeit, Werkzeugverschleiß und Kraftkomponenten

der Folge einer hohen mechanischen und thermischen Belastung der Werkstückrandzone. Die Härte des Werkstoffs wirkt sich stark auf die Kraftkomponente bzw. die spezifischen Kräfte aus (Abb.€10.17). Auch hier ist die Passivkraft besonders stark betroffen, wie Versuche beim Hartfräsen zeigen [BUS91]. 35 kN mm2 bez. Zerspankraftkomponente Ki

Prozess: Stirnplanfräsen

Werkstückstoff: Cf53 - 900 HV 30

25 kp

20

Werkzeugschneide: RNMN 090300T - BN VB ≈ 120 µm

15

10

kc

5 0

Schnittbedingungen: vc = 225 m/min fz = 0,18 mm ap = 0,2 mm

γp

γf

–7°

–8°

κr kcN 0

200

400 600 Vickershärte HV

HV0,2

αp 9,3°

rε

16,7° 4,76 mm

1000

Abb. 10.17↜渀 Einfluss der Härte auf die spezifischen Zerspankraftkomponenten

αf 30,1° Fase 0,2×20°

228

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung

Tab. 10.2↜渀 Kraftwirkung beim Drehen weicher und gehärteter Stähle

Ein Vergleich der Kraftwirkung beim Spanen weicher und gehärteter Stähle zeigt, dass die globalen Lasten beim Hartbearbeiten nicht besonders hoch sind; denn die Spanungsquerschnitte sind vergleichsweise gering. Anders dagegen verhält es sich bei den Kontaktlängen FZ/lk oder kontaktflächenbezogenen Kräften FZ/AC, wie Tab. 10.2 zeigt. Mit einigen Annahmen lässt sich aus der starken Abhängigkeit der Kräfte vom Verschleiß (Abb.€10.16) auf die Kraftverteilung am Schneidkeil schließen. Vorausgesetzt wird, dass sich die Energieumsetzung und die Kraftwirkung aus zwei Effekten zusammensetzen, aus der Umformung in der primären Scherzone und der Reibung und daraus folgender plastischer Verformung in begrenzter Tiefe vor der Spanfläche und der Freifläche der Haupt- und Nebenschneide. Diese Annahmen geben die realen Verhältnisse in guter Näherung wieder. Weiterhin wird vorausgesetzt, dass nur der Verschleiß auf der Freifläche zu berücksichtigen ist und dass sich dieser auf das Verformungsgeschehen in der primären Scherzone und vor der Spanfläche nicht auswirkt. Es wird also angenommen, dass die Wirkung des Freiflächenverschleißes allein die Kraftanteile vor den Freiflächen betrifft. Diese Voraussetzung ist weniger gesichert; denn durch starke Reibwirkungen an den Freiflächen kann sich auch der Spannungsund Formänderungszustand in der primären Scherzone verändern. Jedoch scheint eine ausreichende Näherung gegeben. Schließlich wird vorausgesetzt, dass sich die Reibung an den Freiflächen nach dem Coulomb’schen Gesetz beschreiben lässt und dass sich mit dem fortschreitenden Verschleiß der Reibwert nicht ändert. Dann lässt sich die Bilanz der zugeführten zur umgesetzten Leistung wie folgt beschreiben. 

Pc = Pφ + Pγ + Pα = Pφγ + Pα

(10.4)

In Gl.€10.4 wurden die Leistungsanteile Pφγ und Pγ zu Pφγ zusammengefasst. Hierbei sind voraussetzungsgemäß Pφ und Pγ vom Verschleiß unabhängig. Auf die Freifläche wirkt dabei die Drangkraft Fd   (10.5) Fd = Fp 2 + Ff 2

10.5 Spanbildung, Kräfte und Temperatur

229

Im unverschlissenen, d.h. scharfen Zustand, also bei tc≈€0, wirkt Fd0. Mit fortschreitendem Verschleiß wächst Fd mit der Rate fd, wie die Versuche gezeigt haben (Abb. 10.16). 

Fd = Fd0 + fd · tc

(10.6)

Pc = Pc0 + pc · tc .

(10.7)

pc = µ · fd · vc

(10.8)

Die Parameter Fd0 und fd werden aus Versuchen mit Hilfe der linearen Regression bestimmt. Mit einem Ansatz für die Leistung ergibt sich 

In Pc0 sind Pφγ und der zeitunabhängige Anteil von Pα enthalten. Die Parameter werden aus Versuchsergebnissen bestimmt. Mit dem Reibgesetz gilt dann  oder

µ=



pc . fd · vc

(10.9)

Aus Versuchsdaten bestimmte Wobker [WOB96] für praxisübliche Bedingungen nach der beschriebenen Methode einen Reibwert von

µ = 0,26.

Hiermit lässt sich die auf der Freifläche umgesetzte Leistung bestimmen. Die Schnittkraft Fc kann man sich ebenfalls aus einem aus der Umformung folgenden Anteil Fφγ und der Reibung an der Freifläche zusammengesetzt denken. Fc = µ · Fd + Fφγ

Im Folgenden wird weiter angenommen, dass die gleichen Reibverhältnisse auf der Spanfläche und Freifläche vorliegen, d.h. dort wirkt der gleiche Reibwert. Dann können die Drang- und die Schnittkraft aus Normal- und Tangentialanteilen, letztere über den Reibwert aus der Normalkraft folgend, angeschrieben werden:   Nach Umformung ergibt sich

Fd = FNα + µFNγ

(10.10)

Fc = FNγ + µFNα

(10.11)

µFd = µ2 FNγ + µFNα Fc = FNγ + µFNα Fc − µFd = FNγ

1 − µ2





Daraus lassen sich nach Umformung die Kraftwirkungen auf Span- und Freifläche angeben als

230

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung

 

FNγ =

1 (Fc − µFd ) 1 − µ2

FNα =

1 (Fd − µFc ) 1 − µ2

(10.12) (10.13)

Wie vorn erläutert wurde, wird die dem Zerspanprozess zugeführte Leistung weit überwiegend in Wärme umgesetzt. Mittels thermografischer Messung können für die Drehbearbeitung die während der Bearbeitung an der Werkstückoberfläche auftretenden Temperaturen erfasst werden. Es zeigt sich, dass die kontaktbestimmenden Parameter Schneideckenradius und Spanflächenfase größeren Einfluss auf die Werkstücktemperatur ausüben als die leistungsführenden Parameter Schnittgeschwindigkeit und Vorschub. Der Verlauf der Werkstücktemperatur zeigt eine gute Korrelation mit dem Verlauf der kontaktlängenbezogenen Reibleistung P′α an der Freifläche. Die kontaktlängenbezogene Reibleistung P′α an der Freifläche ergibt sich zu:  µ · v · Fp2 + F 2f c Pα   (10.14) Pα = = lk lk Für die Gleitreibungskoeffizienten können Werte von µÂ€=€0,25–0,28 angesetzt werden [WOB96]. Die kontaktlängenbezogene Reibleitung P′α wurde als Kenngröße beim Drehen gehärteter Stähle abgeleitet, um mechanische und thermische Wirkungen quantifizieren zu können. Sie wird wesentlich durch die Schneidkantengestalt und den Verschleißzustand des Werkzeugs beeinflusst. Abbildung€10.18 stellt die maximalen Oberflächentemperaturen beim Hartdrehen dar [SCH99]. rε = 0,8 mm Fase 0,15mm × 25°

rε = 1,6 mm Fase 0,15mm × 25°

rε = 0,8 mm ungefast

°C

175 W/mm

500

125

ϑc

400

100 P'α

300

75

200

50

100

25

0 Vc [m/min]

180

240

180

240

180

240

180

240

180

240

180

240

f [mm]

0,04

0,04

0,08

0,08 0,04

0,04

0,08

0,08

0,04

0,04

0,08

0,08

α

γ0

ε

λ

6°

–6°/–31°

90°

–6°

Werkstoff: 25 MoCr 4, 60-62 HRC

Schneidstoff: PKB, BN 3 rβ = 5 µm

Parameter: ap = 0,1 mm Trockenschnitt

Abb. 10.18↜渀 Bezogene Leistung an der Freifläche und Werkstücktemperatur

0

bez. Leistung an der Freifläche P'α

max. Oberflächentemperatur ϑc

700

10.6 Schneidstoffe und Werkzeugverschleiß

231

10.6â•…Schneidstoffe und Werkzeugverschleiß Während der Hartzerspanung wird das Werkzeug hohen Beanspruchungen ausgesetzt, die Abrasiv- und Adhäsionsverschleiß bewirken. Das Werkstoffgefüge ist dabei von großer Bedeutung. So führen z. B. eingelagerte harte Karbide, wie sie typisch in Kaltarbeitsstählen vorliegen, zu vermehrtem abrasivem Verschleiß. Die Schneidstoffe müssen aufgrund dieser Beanspruchungen eine hohe Warmhärte besitzen. Schnellarbeitstähle und konventionelle Hartmetalle scheiden für die Hartbearbeitung mit geometrisch bestimmter Schneide aus. Geeignet sind dagegen Fein- und Feinstkornhartmetalle sowie Mischkeramik und polykristallines Bornitrid (PKB) [TÖN93]. Das Hartdrehen erfolgt vorwiegend mit Mischkeramiken des Typs Al2O3/TiC und mit PKB. Im kontinuierlichen Schnitt sind beide Schneidstoffe einsetzbar. Wenn dagegen unterbrochene Schnitte größere Anforderungen an die Bruchzähigkeit des Schneidstoffes stellen, muss PKB verwendet werden. Für das Hartbohren besitzen besonders mit Titannitrid beschichtete Feinstkornhartmetalle Bedeutung, da hierfür PKB- oder Keramikwerkzeuge nicht verfügbar oder zu teuer sind [TÖN93]. Die Hartfräsbearbeitung kann mit Feinkornhartmetallen und PKB durchgeführt werden. Dominierende Verschleißformen an PKB und Keramikschneidstoffen beim Hartdrehen sind Freiflächen- und Kolkverschleiß. Abbildung€ 10.19 zeigt rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen von verschlissenen Werkzeugen aus PKB, die unterschiedliche Ausgangsschneidkantenradien aufwiesen. Die Bildung des markanten Kolkverschleißes wird primär durch Abrasion bestimmt. Standzeitbestimmendes Kriterium ist der Verschleiß an der Freifläche VBc bzw. an der Nebenfreifläche VBN. rβ = 130 µm, tc = 40 min

rβ = 35 µm, tc = 60 min

100 µm

Werkstoff: 16 MnCr5, 60 - 62 HRC Geometrie: CNMA 120408 Schneidstoff: PKB, BN 4 α γ0 κ0 ε 7° –7° 95° 80°

Abb. 10.19↜渀 Typische Verschleißbilder beim Hartdrehen

100 µm

Schnittbedingungen: Vc = 150 m/min f = 0,05 mm ap = 0,05 mm

232

10 Hartbearbeitung, Prozessauslegung

Fragen ╇ 1. Welche (eingeschränkte) Bedeutung hat die Hartbearbeitung durch Entwicklungen der Schneidstoffe erhalten? ╇ 2. Welche Werkstoffe in welchem Zustand werden in diesem Sinne hartbearbeitet? ╇ 3. Welche Schneidstoffe werden zum Hartbearbeiten eingesetzt? ╇ 4. Wie wirkt sich die Härte eines Stahles auf die Standzeit der Schneidsoffe tendenziell aus? ╇ 5. Welchen Hinweis entnehmen Sie dem Kurvenverlauf der Standzeit-Schnittgeschwindigkeits-Funktion im Taylor-Diagramm? ╇ 6. Welche Werte nehmen der effektive Einstellwinkel und der effektive Spanwinkel typischerweise bei der Hartbearbeitung an? ╇ 7. Geben Sie typische Kennzahlen an, die die Produktivität des Schleifens gegenüber dem Hartdrehen abgrenzen. Können Sie daraus Vorzugsgeometrien für Werkstücke ableiten? ╇ 8. Häufig ist weniger das Zeitspanvolumen oder die Zeitspanfläche für die Substitution des Schleifens durch Hartdrehen maßgebend, sondern? ╇ 9. Welche typischen Eigenschaften sind für Drehmaschinen zum Hartdrehen wichtig? 10. Hartbohren folgt häufig zwangsläufig aus dem Hartdrehen, warum? 11. Warum sind das Hartdrehen und Hartbohren bei einsatzgehärteten Bauteilen besonders interessant? 12. Warum werden Vollhartmetallbohrer mit einer Verjüngung ausgeführt? 13. Wie erklären Sie sich, dass beim Hartfräsen erheblich höhere Schnittgeschwindigkeiten als beim Hartdrehen gewählt werden? 14. Was ist eine Schleppschneide? Warum wird sie beim Führungsbahnfräsen eingesetzt? 15. Welche systematischen Ursachen sehen Sie für den Verzug beim Fräsen von Führungsbahnleisten? 16. Welche Einsatzgebiete sehen Sie für das Hartfräsen? 17. Welche Schneidstoffe werden zum Hartfräsen eingesetzt? 18. Welche Härtesteigerungsmechanismen kennen Sie? 19. Vergleichen Sie das Formänderungsvermögen von gehärteten Stählen mit Formänderungen wie sie beim Spanen auftreten. 20. Wie ist zu erklären, dass die Oberfläche nach dem Hartspanen keine Risse aufweist, sondern allein durch plastische Formänderung entsteht? 21. Wie verhalten sich die Zerspankraftkomponenten mit längerem Einsatz eines Werkzeuges? 22. Unter welchen Voraussetzungen lässt sich eine Aufteilung der Leistungsumsetzung durch Umformung und Reibung an der Freifläche vornehmen? 23. Nennen Sie die wichtigsten Einflussgrößen auf die Reibleistung an der Freifläche. 24. Welches sind die typischen Verschleißformen an Werkzeugen zur Hartbearbeitung? 25. Vergleichen Sie das Hartdrehen mit dem Einstechschleifen gehärteter Bauteile. Wo liegen Vor-, wo Nachteile?

Literatur

233

Literatur [BRA95] Brandt, D.: Randzonenbeeinflussung beim Hartdrehen. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover [BUS91] Bussmann, W.: Formfehleranalyse beim Planfräsen gehärteter Bauteile. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover, 1991 [DAH93] Dahl, W.: Eigenschaften und Anwendungen von Stählen. Band 1 und 2. Aachen 1993 [FAL98] Fallböhmer, P.: Advanced Cutting Tools for the Finishing of Dies and Molds. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 1998. [HER91] Hernandes-Camacho, J.: Frästechnologie für Funktionsflächen im Formenbau. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover, 1991 [KAN04] Kanfir, H.: Industrial Performances in Gear Hard Turning at Renault. Presentation of Advanced Ma chining Processes, Power Train Department., Renaultin [KLB05] [KLB05] Klocke, F.; Brinksmeier; E., Weinert, K.: Capability Profile of Hard Cutting and Grinding Processes. Anals of the CIRP 54 (2005), 2, p. 557-580 [KOC96] Koch, K.-F.: Technologie des Hochpräzisions-Hartdrehens. Dr.-Ing. Diss. RWTH Aachen 1996 [SCH99] Schmidt, J.: Mechanische und thermische Wirkungen beim Drehen gehärteter Stähle. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover, 1999 [SPI95] Spintig, W.: Werkstoffbeeinflussung und Prozessführung beim Hartbohren. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover, 1995 [TÖA00] Toenshoff, H.K.; Arendt, C.; Ben Amor, R.: Cutting of hardened steel. Annals of the CIRP, 49 (2000) 2, p.€547-566 [TÖN81] Tönshoff, H.K.; Chryssolouris, G:: Einsatz kubischen Bornitrids (CBN) beim Drehen gehärteter Stähle. Werkstatt und Betrieb 114 (1981) 1, S. 45-49 [TÖN86] Tönshoff, H.K.; Bußmann, W.; Stanske, C.: Hartbearbeitung durch Drehen und Fräsen. tz für Metallbearbeitung 80 (1986) 12, S. 35-40 [TÖN93] Tönshoff, H.K.; Spintig, W.: Prozesssicheres Bohren gehärteter Stähle. Werkstatt und Betrieb 7 (1993), S. 390-392 [WIN96] Winands, N.: Hartdrehen aus der Umformwärme gehärteter Wälzlagerringe. Dr.-Ing. Diss. RWTH Aachen, 1996 [WOB96] Wobker, H.-G.: Hartbearbeitung. Habilitationsschrift Universität Hannover, 1996

Kapitel 11

Hartbearbeitung, Bauteilqualität

Von wesentlicher Bedeutung für den Einsatz von Bauteilen unter tribologischer, korrosiver oder dynamischer Betriebsbeanspruchung sind die Eigenschaften ihrer Oberflächen und Randzonen. Das sind die Bereiche des Werkstücks, in denen Änderungen der Eigenschaften durch die Einwirkung eines Fertigungsverfahrens entstehen. Dies betrifft sowohl die geometrische als auch die physikalisch-stoffliche Beschaffenheit. Werden für die Beschreibung der geometrischen Oberflächeneigenschaften im wesentlichen Oberflächentopographie und Rauheit herangezogen, so werden die physikalischen Eigenschaften anhand der Merkmale Eigenspannungen, Gefügeausbildung und Härte beschrieben. Folglich wird die Bauteilqualität durch die Hartbearbeitung verändert. Es wird unterschieden zwischen Veränderungen der • Makrogeometrie, • Mikrogeometrie und der • physikalischen Randzoneneigenschaften.

11.1â•…Makrogeometrische Abweichungen Bei Verwendung konventioneller Drehmaschinen können Maßgenauigkeiten der ISO-Qualitäten IT6 bis IT7 erzielt werden. Die Rundheitsabweichungen bei wellenförmigen Bauteilen betragen weniger als 2,5€µm. Die Zylindrizitäten erreichen Werte kleiner 2€µm [WEL98]. Die gemittelten Rautiefen liegen in einem Bereich von Rz€=€2 bis 6€µm. Die Hartdrehbearbeitung auf speziell ausgelegten Präzisionsdrehmaschinen ermöglicht Maßgenauigkeiten im Bereich der ISO-Qualitäten IT5-IT6. Es können Rundheiten von 0,2€µm und Zylindrizitäten kleiner 1,0€µm erzielt werden. Die gemittelte Rautiefe Rz der hartgedrehten Oberflächen beträgt ca. 0,5€µm. Einflüsse auf die makrogeometrischen Abweichungen, das sind Abweichungen der Form, des Maßes und der Lage (siehe Abschn. 15), also Bauteilveränderungen, die in der Regel unerwünscht sind, lassen sich auf alle am Prozess beteiligten Teilsysteme zurückführen. Den Teilsystemen Werkstück, Werkzeug, Maschine und Umgebung sind folgende Ursachen für Veränderungen zuordenbar: B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_11, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

235

236

11 Hartbearbeitung, Bauteilqualität

Werkstück • • • •

Maß-, Form- oder Lageabweichungen der Vorform (des Rohteils), Festigkeitsunterschiede der abzuspanenden Teile, Auslösen und/oder Einbringen von Eigenspannungen, örtlich und zeitlich veränderliche Temperaturfelder.

Werkzeug • Nachgiebigkeit des Werkzeugs/Werkzeughalters, • Verschleiß des Werkzeugs, • Lageabweichungen beim Werkzeugwechsel. Maschine • • • • •

geometrische Abweichungen, kinematische Abweichungen (Vorschub, Steuerung), Nachgiebigkeit der Maschine im Kraftfluss, thermisch bedingte Verformungen, Laständerungen während der Bearbeitung.

Umgebung • Externe Wärmequellen (Strahlung), • Änderung der Umgebungstemperatur (Konvektion) • Veränderung der Kühlschmierung. Zwischen den Einflüssen bestehen teilweise Wechselwirkungen. So wirkt sich die Steigerung der Zerspankraft als Folge von Abweichungen der Werkstofffestigkeit umso stärker aus, je größer die Nachgiebigkeit der Maschine ist. Werkzeugverschleiß verändert die Lage der Schneide und kann damit direkt zu Maß- und Formabweichungen führen; der Verschleiß führt aber auch in der Regel zu größeren Zerspankräften und damit über die Nachgiebigkeit der Maschine zu Maß- und Formabweichungen. Wesentlichen Einfluss auf die Form- und Maßgenauigkeit üben die im Prozess wirkenden Kräfte sowie die damit verbundenen Erwärmungen von Werkzeug und Werkstück aus. Einen dominanten Einfluss hat in diesem Zusammenhang der Werkzeugverschleiß, der annähernd linear mit der Schnittzeit steigt, wie Abb.€10.14 zeigt. Alle drei Zerspankraftkomponenten nehmen gleichmäßig zu, wobei die Passivkraft deutlich höhere Werte annimmt als die Schnitt- und Vorschubkraft. Da das System Werkstück-Werkzeug-Maschine nur eine endliche Steifigkeit besitzt, die zudem je nach Werkstück entlang des Vorschubweges differiert (entsprechend einem Balken auf 2 Stützen), kommt es durch die Passivkraft zu Relativverschiebungen zwischen Schneide und Werkstück, die sich unmittelbar auf die Maß- und Formgenauigkeit auswirken. In Abb.€ 11.1, linker Bildteil ist die Maßabweichung δx in Durchmesserrichtung bei unterschiedlichen Systemsteifigkeiten cx und Passivkräften Fp dargestellt. Daneben führt auch der mit steigendem Werkzeugverschleiß zunehmende Schneidenversatz zu einem Maßfehler.

11.1 Makrogeometrische Abweichungen

237

Passivkraftbedingte Maßabweichung

Thermische Formfehler

Maßabweichung δx

1,2 0,8

vc⊗

0,6 0,4

cx = 700 N/Pm

0,2 0

Wärmestau im Bereich der Einspannung

cx x z

Pm

δx

300

Modellvorstellung -Wärmequelle-

0

50

150 250 Passivkraft Fp

N 350

Wärmedehnung während der Bearbeitung

D Resultierender Formfehler

de

100

vf

da

Fp da

200

0

QWst

cx = 500 N/Pm

500 Verschleißmarkenbreite VBC

vf

cx = 300 N/Pm

Pm

Vorschubrichtung

Abb. 11.1↜渀 Maß- und Formfehler beim Hartdrehen

Während die Zerspankraftkomponenten, insbesondere die hohe Passivkraft, vor allem zu Maßabweichungen führen, werden durch die Wärmeeinbringung in das Werkstück Formfehler hervorgerufen. Ursachen für den Formfehler sind die Temperaturerhöhungen im Werkstück, die bei üblicher Trockenbearbeitung auftreten. In zylindrischen Werkstücken entsteht ein Formfehler über die axiale Länge. Dieser Formfehler ist auf eine inhomogene elastische Werkstückerwärmung zurückzuführen. Die mit dem Vorschubweg zunehmende radiale Dehnung bewirkt bei idealer Werkzeugbewegung einen erhöhten Materialabtrag, so dass nach dem Abkühlen ein verbleibender Formfehler vorliegt (Abb.€11.1, rechter Bildteil). Bezogen auf den Solldurchmesser führt eine Erwärmung bei Außenflächen (Wellen) zu einer Durchmesserreduzierung und bei Innenflächen (Bohrungen) zu einer Durchmesseraufweitung. Das Maß der Formabweichung ist dabei vor allem verschleißabhängig und kann bei einer Verschleißmarkenbreite von VBc€=€200€µm auf das drei- bis fünffache des Ausgangswertes ansteigen. Wenn auch aus ökologischen Gründen vielfach eine Trockenbearbeitung angestrebt wird, so kann durch den Einsatz von Kühlschmierstoff der durch die Werkstückerwärmung hervorgerufene Formfehler ausgeglichen werden. Aber auch durch Luftkühlung ist noch eine erhebliche Verbesserung gegenüber der Trockenbearbeitung möglich [BOR01]. Liegen beim Hartdrehen Toleranzen in der Größenordnung von 0,01€mm vor und soll auf den Einsatz von Kühlschmierstoff verzichtet werden, ist zu empfehlen, zuerst die engtolerierten Funktionsflächen zu bearbeiten, um die Wärmeeinbringung in das Werkstück klein zu halten. Eine weitere Möglichkeit zur Vermeidung von Formfehlern besteht in einer Kompensation durch die Steuerung der Werkzeugmaschine. Dazu muss die durch die Werkstückerwärmung entstehende Formabweichung mit den Stützpunkten für die Verfahrbewegungen der Achsen in der Steuerung der Werkzeugmaschine verrechnet werden.

238

11 Hartbearbeitung, Bauteilqualität

Besonders kritisch ist der Einfluss der Erwärmung bei Bauteilen, die asymmetrisch bearbeitet werden, z.€ B. bei flachen prismatischen Werkstücken wie Führungsleisten. Das Abtragen von Härteeigenspannungen, die thermische Dehnung während des Prozesses, das Einbringen von Eigenspannungen durch die plastischen Verformungen unter der bearbeiteten Oberfläche, der Schneidkantenversatz und die Passivkrafterhöhung als Folge von Verschleiß wirken zusammen. Formmessungen des bearbeiteten Werkstücks können nach [BUS91] einer Formfehleranalyse dienen, mit denen versucht wird, die einzelnen Ursachen zu separieren. Ein ähnliches Verfahren für die spanende Bearbeitung dünner, gehärteter Ringe wird in [SÖL10] entwickelt.1

11.2â•…Mikrogeometrische Eigenschaften Die Oberflächenrauheit nach dem Hartdrehen wird wesentlich von der Wahl des Schneideckenradius, der Schnittgeschwindigkeit und des Vorschubs beeinflusst (dazu auch Abschn. 15). Abbildung€11.2 zeigt den Einfluss der Stellgrößen Vorschub und Schnittgeschwindigkeit auf die gemittelte Rautiefe Rz bei gegebenem Schneideckenradius rε. Dass mit geringerer Schnittgeschwindigkeit die Rauheit steigt, überrascht zunächst, denn die dynamischen Wirkungen z.€B. durch Unwuchtanregung sinken. Die Erklärung ist, dass es bei niedrigen Geschwindig-

Pm

Max.

3

Mittelwert

2 Min. 1

vc = 150 m/min

5

f = 0,05 mm gemittelte Rauhtiefe Rz

gemittelte Rauhtiefe Rz

5

Rth

Pm 3 2 1 Rth

0

0 50

100 150 m/min Schnittgeschwindigkeit vc

Werkstoff Schneidstoff Schnitttiefe Trockenschnitt

0

250

: 16 MnCr 5 (60–62 HRC) : PKB, BN4, rβ = 30 µm VBc < 65 µm : ap = 0,05 mm

0

0,05 0,10 mm 0,15 Vorschub f

Geometrie: CNMA 120408 Rth : theoretische Rauhtiefe γ0 κ0 α ε nach Bauer 7°

–7°

95°

80°

Abb. 11.2↜渀 Oberflächengüte als Funktion von Schnittgeschwindigkeit und Vorschub 1╇ Die Arbeit entstand als zentrales Projekt im Sonderforschungsbereich 570 „Distortion Engineering“ der Universität Bremen, in dem weitere Verzugsprobleme behandelt werden.

11.3 Physikalische Beeinflussung 6

Rt.A

Pm Rautiefe Rz

Abb. 11.3↜渀 Einflüsse auf die Rauheit beim Hartdrehen (nach Jochmann)

239

4

Rt.s

3 2

Rt.th

1

0

0

0,05

0,1 Vorschub

mm

Anteil der Rauheit

Rt.A

0,2

Rt.s Rt.th

100 % 60 40 20 0

0,005

0,01

0,03

0,07 0,11 0,15 0,05 0,09 0,1 mm Vorschub

keiten zunehmend zur ungleichmäßigen Scherspanbildung und damit zu größeren Rauheiten kommt. Der im rechten Bildteil von Abb.€11.2 dargestellte Verlauf der gemittelten Rautiefe Rz zeigt bei einer Variation des Vorschubs f, dass es aus Gründen der Oberflächenqualität nicht sinnvoll ist, den Vorschub kleiner als f€=€0,05€mm einzustellen. In diesem Bereich beschreibt die theoretische Rauheit Rth die Verhältnisse nur unzureichend. Dies ist auf ein Unterschreiten der Mindestspanungsdicke vor dem Kontaktbogen entlang der Schneidkante zurückzuführen, was insbesondere bei kleinen Vorschüben auftritt. Beim Unterschreiten der Mindestspanungsdicke kommt es zu Quetschungen und Stauchungen auf der neu entstandenen Oberfläche, was zu einem Anstieg der gemittelten Rautiefe Rz führt. In Abb.€11.3 sind Gewichtungen der Einflüsse Vorschub, Schneideckenradius, Maschine und Werkzeugverschleiß auf Grund von Versuchen eingetragen. Wenn diese Darstellung auch keine Allgemeingültigkeit hat, können ihr doch Tendenzen entnommen werden [KLB05].

11.3â•…Physikalische Beeinflussung Neben der geometrischen Ausprägung technischer Oberflächen sind die physikalischen Eigenschaften der Randzone wichtig für das Funktionsverhalten der Bauteile. Metallographische und röntgenographische Untersuchungen an hartgedrehten Werkstücken belegen, dass beim Hartdrehen erhebliche Randzonenbeeinflussungen auftreten können. Diese zeigen sich in veränderten Eigenspannungszuständen, in der Bildung von Neuhärtungszonen sowie in Bereichen angelassenen Gefüges.

240

11 Hartbearbeitung, Bauteilqualität Werkzeug : CBN, BN 3 α 6°

γeff –26°

ε 90°

vc = 145 m/min ap = 0,2 mm f = 0,1 mm

κeff

rε 15° 1,6 mm

750 MPa

σII

450

Fp

300 150 0

50

100

150

µm

200

500 N 300 200 100 0

Passivkraft Fp

an der Oberfläche

Eigenspannung σII

Gefüge

Werkstoff: 16 MnCr 5 60 ... 62 HRC

Verschleißmarkenbreite VBc

Abb. 11.4↜渀 Randzonenzustand in Abhängigkeit vom Werkzeugverschleiß

Ursache für dieses Verhalten sind die bei der Zerspanung auftretenden hohen Spanungen und Temperaturen sowie die großen Spannungs- und Temperaturgradienten, durch die die äußere Randzone erheblichen plastischen Verformungen, Gefügeänderungen und anderen thermischen Einwirkungen ausgesetzt ist. Maßgeblichen Einfluss auf die Randzoneneigenschaften hat der Werkzeugverschleiß an der Freifläche. Mit zunehmendem Werkzeugverschleiß steigen die thermomechanischen Beanspruchungen der Werkstückrandzone. Es bildet sich eine geschlossene Neuhärtungsschicht, die im Schliffbild weiß erscheint und ein darunter befindlicher im Schliffbild dunkler Anlassbereich, Abb.€ 11.4. Das Maß der Gefügebeeinflussung ist dabei vom eingesetzten Schneidstoff bei gleicher geometrischer Ausbildung des Werkzeugs unabhängig. Die Neuhärtungsschicht, in der Härtewerte bis zu 1000€HV€(0,025) gemessen werden, erscheint weiß, weil sie bei der metallographischen Präparation nur schlecht anätzbar ist. Sie wird deshalb auch häufig als „weiße Schicht“ bezeichnet. Im Grundgefüge liegen Härten von ca. 800€HV€(0,025) vor. Die angelassenen Bereiche weisen geringere Härten von ca. 600€HV€(0,025) auf. Als Folge der thermischen Beeinflussung kommt es zu Zugeigenspannungen an der Oberfläche. Mit zunehmendem Werkzeugverschleiß steigen diese weiter an. Die auftretenden Randzonenbeeinflussungen korrelieren dabei mit einem Anstieg der Passivkräfte. Diese Wirkung des Prozesses lässt sich mit folgendem Modell erklären: Die hohen Passivkräfte und die mit ihnen einhergehende Reibleistung führt zu einer starker Aufheizung der Randschicht. Das Material dehnt sich aus; es kommt zu hohen Druckspannungen und plastischem Fließen. Die Wärmequelle, nämlich der Freiflächenkontakt, verlässt den betrachteten Ort rasch mit Schnittgeschwindigkeit. Das Material wird durch Selbstabschreckung schnell abgekühlt. Die vorher

11.3 Physikalische Beeinflussung

800

241 Werkstück: 16 MnCr 5 Härte: 60 ... 62 HRC vc = 220 m/min; f = 0,1 mm; ap = 0,2 mm

PKB, BN 3 Al2O3/TiC, CM 1

MPa

Werkzeuggeometrie: γeff κeff α ε

Eigenspannung σII

600

– 26°

VBc = 200 µm

400

6°

90°

rε

15°

1,6 mm

Pm

90

200 0 – 200 VBc = 50 µm – 400

0

10

20

40

30

50

60

70

Tiefe

Abb. 11.5↜渀 Eigenspannungsverlauf unterhalb der Werkstückoberfläche

gestauchten Randschichten werden gedehnt; es entstehen Zugeigenspannungen mit steilen Gradienten. Der Effekt ist um so ausgeprägter je stärker die Reibung, d.h. die Verschleißmarkenbreite und damit die Passivkräfte sind (Abb.€11.5). Die Spannungen können durch überlagerte umwandlungsbedingte Eigenspannungen noch verstärkt oder abgeschwächt werden, wenn während des Bearbeitungsvorgangs mit Volumenänderungen verknüpfte Phasenumwandlungen auftreten. Abbildung 11.6 gibt eine Abschätzung des Energieeintrags in die Oberfläche eines Bauteils und damit der thermischen Belastung für einen Hartdreh- und einen

Hartdrehen

Schleifen

Einstellung

vc = 150 m/min Ic = 0,8 mm, VB = 0,2 mm

vc = 35 m/s, ap = 2,5 mm Ig = 0,6 mm

Kräfte

Fc = 300 N

Ft = 70 N

Leistung

Pc = Fc·vc = 750 W

Pc = Ft vc = 2.450 W

spez. Leistung

Pc" = Pc / (ap Ic) = 4.688 W/mm2

Pc" = Pc / (ap Ic) = 1.633 W/mm2

Leistungsaufteilung

R = 0,15

R = 0,35

spez. Wärmestrom

qw" = R Pc" = 703 W/mm2

qw" = R Pc" = 572 W/mm2

Kontaktzeit

tc = VB/vc = 0,08 ms

tc = Ig vc = 28,8 ms

spez. Streckenenergie

2

ec = qw" tc = 0,056 J/mm

ec = qw" tc = 16,5 J/mm2

Abb. 11.6↜渀 Abschätzung der Energieaufteilung beim Hartdrehen und Schleifen [TÖK97]

242

11 Hartbearbeitung, Bauteilqualität

Schleifprozess wieder, die auf gemessenen Kräften und Werkzeugverschleiß beruht [TÖK97].

11.4â•…Wälzfestigkeit Gefügeveränderungen, Eigenspannungsverteilungen und Härteänderungen können sich je nach Betriebsbelastung auf das Bauteilverhalten auswirken. Eine Vielzahl von gehärteten Oberflächen unterliegt im praktischen Einsatz Wälzbeanspruchungen. Ob für diesen Einsatzfall hartgedrehte Oberflächen günstig oder ungünstig sind, hängt von der Wälzfestigkeit ab. Einflussfaktoren sind Rauheit, Eigenspannungszustand nach dem Hartdrehen und nach der Wälzbeanspruchung, die Oberflächengüte und das Gefügebild. Die unter üblichen Mischreibungsbedingungen im Wälzkontakt auftretende plastische Verformung der Oberfläche führt dazu, dass die nach dem Hartdrehen an der Werkstückoberfläche vorliegenden Zugeigenspannungen abgebaut werden wie in Versuchen festgestellt werden konnte [BOR01, LIE98]. Diese haben somit keinen negativen Einfluss auf die Wälzfestigkeit. Das Gefügebild bleibt im Wesentlichen nach der Wälzbeanspruchung erhalten, wenn auch bei sehr hohen Lastspielzahlen ein Abtrag der weißen Schicht festzustellen ist, was aber als normaler Verschleiß und nicht als ein Versagen angesehen wird. Maßgeblich für einen Schadensverlauf ist vor allem die Oberflächenqualität. Insbesondere unter Schlupf ist eine niedrigere Rauheit gegenüber den schlupffreien Bedingungen erforderlich, um eine Pittingbildung zu vermeiden. Unter Pittingbildung versteht man eine Ermüdung des Materials im Wälzkontakt, der mit einem progressiven Schadensverlauf mit muschelförmigen Abplatzungen des Werkstoffs einhergeht. Lebensdaueruntersuchungen hartgedrehter Innenringe von Zylinderrollenlagern zeigen, dass hartgedrehte Lager eine vergleichbare Lebensdauer bei ähnlichem Mittenrauwert Ra wie geschliffene und gehonte Lager erreichen. Auch wenn Randzonenschädigungen in Form weißer Schichten in der Randzone auftreten, werden die rechnerisch ermittelten Lebensdauern der Wälzlager auf dem Prüfstand bestätigt.

11.5â•…Schwingfestigkeit Eine weitere entscheidende Bauteileigenschaft, insbesondere für gehärtete Werkstücke, ist die Schwingfestigkeit. Diese reagiert außerordentlich empfindlich auf Veränderungen der Randzone, da in der Regel Ermüdungsrisse von der Oberfläche ausgehen [SIG93]. Die Schwingfestigkeit ist vor allem für Bauteile mit stark ausgeprägten konstruktiven Kerben von besonderer Bedeutung. Große Querschnittsübergänge, Nuten, Frei- und Einstiche, die als Formelemente beispielsweise an Getriebewellen, Kurbelwelle oder Achsschenkeln zu finden sind, stellen konstruktive Kerben dar. Aus der geometrischen Kerbwirkung resultiert eine Spannungsüberhöhung im Kerb-

11.5 Schwingfestigkeit

243

grund, die zu einer Schwächung des Bauteils führen kann. Daneben ergibt sich ein mikrogeometrischer Kerbeinfluss durch die Rauheit der Oberfläche. Im Gegensatz zur Wälzbeanspruchung tritt bei Torsions- und Biegebeanspruchungen die maximale Spannung direkt an der Oberfläche auf, wo auch durch das Hartdrehen die kritischen Veränderungen des Randzonenzustandes entstanden sind. Zur Untersuchung der Dauerfestigkeit von Bauteilen werden üblicherweise Wöhlerversuche unter schwingender Beanspruchung durchgeführt. Eine zur Anwendung statistischer Methoden genügende Anzahl von Proben durchläuft für unterschiedliche Amplituden der Biegespannung einen Prüfzyklus bis zum Bruch. Wie in Abb.€11.7 oben rechts schematisch dargestellt, wird die ertragene Anzahl von Lastwechseln logarithmisch über der Amplitude der Biegespannung aufgetragen. Es ergibt sich eine Gerade mit negativer Steigung, die bei einem bestimmten Spannungswert und einer bestimmten Anzahl von Lastwechseln abknickt und einen horizontalen Verlauf annimmt. Unterhalb dieser Waagerechten gelten die Bauteile als dauerfest. Bei einer Beanspruchung hartgedrehter Bauteile durch Wechselbiegung unter Lasten, die deutlich kleiner als die Zugfestigkeit des Werkstoffs sind, hat der Eigenspannungszustand nach dem Hartdrehen einen entscheidenden Einfluss auf die Dauerfestigkeit. Abbildung€11.7 zeigt die Dauerfestigkeit hartgedrehter Bauteile im Vergleich zu einem geschliffenen Referenzbauteil. Liegen nach dem Hartdrehen mit verschlissenen Werkzeugen (VBc€=€100€µm) mittelhohe Zugeigenspannungen im Bereich von ca. 150–350€MPa vor, kommt es zu einem merklichen Abfall der Dauerfestigkeit verglichen mit den Bauteilen, die mit arbeitsscharfer Schneide bearbeitet werden. Hartgedrehte und geschliffene (druckeigenspannungsbehaftete) Oberflächen erreichen bei vergleichbarer gemittelter Rautiefe Rz€≈€3€µm nahezu gleiche

Amplitude σa(log)

Wöhler - Einstufenversuch R = –1 σo

20 µm

100 0

arbeitsscharfe Schneide

20 µm

100 %

σES = –250 MPa

92 % σES = +590 MPa

200

136 %

σES = +270 MPa

300

f = 0,18 mm

400

134 % σES = –260 MPa

Dauerfestigkeit σaD

MPa

σES = –630 MPa

600

Wöhlerlinie σ u

t

σaD Schwingspielzahl N (log) Hartdrehen Werkzeug: 100 % PKB, DNMA 150608 vc = 150 m/min ap = 0,2 mm f = 0,1 mm

VBC ≈ 100 µm VBC ≈ 200 µm geschliffen (Referenz)

Schleifen Werkzeug: SG 60 K5 VCSS vc = 40 m/s Q'w,Schr.= 7 mm3/mms Q'w,Schl.= 1 mm3/mms Werkstoff: 16 MnCr 5, 60.. 62 HRC

Abb. 11.7↜渀 Dauerfestigkeit hartgedrehter Bauteile unter Biegewechselbeanspruchung

244

11 Hartbearbeitung, Bauteilqualität

Dauerfestigkeiten. Bei sehr hohen Zugeigenspannungen nach dem Hartdrehen mit noch stärker verschlissenen Werkzeugen (VBc€=€200€µm) ist ein Dauerfestigkeitsabfall von ca. 8€% gegenüber der geschliffenen Referenz festzustellen. Die höchsten Dauerfestigkeiten erreichen die hartgedrehten Proben, die mit arbeitsscharfer Schneide bearbeitet wurden. Eine Steigerung des Vorschubs von f€=€0,1€mm auf f€ =€ 0,18€ mm führt zu einer höheren mechanischen Belastung in der Randzone des Werkstücks. Dies bewirkt höhere Druckeigenspannungen von –630€ MPa an der Werkstückoberfläche. Verglichen mit dem kleineren Vorschub f€=€0,1€mm, der Druckeigenspannungen von –260€ MPa aufweist, zeigt sich allerdings kein deutlicher Unterschied in der erreichbaren Dauerfestigkeit [BOR01].

11.6â•…Dichtfähigkeit Für die Dichtfunktion eines Radialwellendichtrings ist die Qualität der Wellenoberfläche von ausschlaggebender Bedeutung. Der Einsatz von Radialwellendichtringen als dynamisches Dichtelement an einer Vielzahl antriebstechnischer Bauteile erfordert für eine sichere Dichtfunktion bestimmte Rauheitswerte. Die entsprechenden Normen sehen gemittelte Rautiefen in einem Bereich Rz€ =€ 1 bis 4€ µm und maximale Rautiefen Rmax€=€6,3€µm vor (vgl. DIN€3761). Neben der Anforderung an die Oberflächengüte wird eine absolute Drallfreiheit der Schleifstruktur der Gegenfläche verlangt. Die Schleifstruktur muss daher in Umfangsrichtung liegen und darf keine überlagerten periodischen und regelmäßigen Welligkeitsanteile besitzen. Drall entsteht beim Schleifen über den Abrichtvorgang der Schleifscheibe oder über Parallelitätsabweichungen zwischen Schleifscheiben- und Werkstücksachse. Der Abricht- und der Nulldrall sind bezüglich ihrer Ausprägung der Welligkeit zuzuordnen und der Schleifstruktur überlagert. Der Gang eines Dralls läuft über den Umfang kontinuierlich um. Die Durchgängigkeit ist solange gegeben, wie der Welligkeitsanteil des Dralls noch mindestens gleich groß ausgeprägt ist wie der Rauheitsanteil der Schleifstruktur. Eine Drallausprägung beeinträchtigt die Dichtfunktion der Fläche um so mehr, je größer der Drallwinkel ist, und je größer der Flächenquerschnitt eines oder mehrerer Gänge ist [KER92]. Die Gegenlaufflächen für Radialwellendichtringe werden konventionell durch Einstechschleifen hergestellt. Nach dem jetzigen Kenntnisstand ist das Schleifen im Einstich das unproblematischste Verfahren. Verfahrensbedingt entsteht beim Längsdrehen, also auch beim Längsdrehen gehärteter Funktionsflächen, eine Drallstruktur. Durch die Vorschubbewegung des Werkzeugs entsteht eine schraubenförmige Drallstruktur, die praktisch einen Gang auf der Wellenoberfläche aufweist. Daher wurde das Längsdrehen als Bearbeitungsverfahren für Dichtsitze lange Zeit als ungeeignet betrachtet. Inzwischen hat sich gezeigt, dass sich Verfahren wie das Hartdrehen und das Hartdrehen mit anschließendem Hartglattwalzen grundsätzlich für die Bearbeitung von Gegenlaufflächen für Dichtsitze eignen [RAA99]. Eingesetzt werden die hartgedrehten Wellen vorteilhaft in Aggregaten, die vorwiegend nur in einer Richtung

11.7 Nachbehandlungsverfahren

245

betrieben werden, z.€B. Motor, Getriebeeingang, mit Einschränkung Getriebeausgang, Achseingang. Allerdings fehlen für eine problemlose Anwendung noch Erfahrungen über die Einflüsse von Fertigungsparametern. So zeigen neuere Untersuchungen, dass die sich durch unterschiedliche Vorschübe einstellenden unterschiedlichen Steigungen der schraubenförmigen Drallstruktur keinen Einfluss auf die Förderwerte haben. Der Förderwert eines Dichtsystems ist dabei eine charakteristische Größe zur Beschreibung der Leckageneigung des Systems Radialwellendichtring-Gegenlauffläche. Höhere Förderwerte deuten auf mögliche Leckagen hin. Die Förderwerte hartgedrehter Dichtsitze steigen zwar mit zunehmendem Werkzeugverschleiß an, aber dennoch werden durch Drehen mit dem Schleifen vergleichbare Förderwerte erreicht bzw. nicht überschritten.

11.7â•…Nachbehandlungsverfahren Eine Möglichkeit, auf die sich nach der Hartbearbeitung einstellende Werkstückrandzone Einfluss zu nehmen, besteht in der Nachbehandlung durch spanende, umformende oder andere eigenschaftsändernde Verfahren. Die Anwendung eines zusätzlichen Verfahrens muss dabei unter dem Aspekt der Wirtschaftlichkeit nicht zwangsläufig negativ bewertet werden. So existiert mittlerweile eine Fülle industrieller Anwendungen, für die sich Verfahrenskombinationen aufgrund des günstigeren Bauteilverhaltens etabliert haben, wie beispielsweise Schleifen/Honen von Lagerlaufbahnen [SCH76], Schleifen/Festwalzen von Kurbelwellen oder Schleifen/ Kugelstrahlen von Verzahnungen. Weitere Verbreitung haben bei der Nachbehandlung hartgedrehter Werkstücke insbesondere die Verfahren hydrostatisches Festwalzen oder Wasserstrahlen.

11.7.1  Hartglattwalzen Durch Verwendung speziell an die Anforderungen des Glattwalzens hochfester Werkstoffe angepasster Werkzeuge ist die Bearbeitung gehärteter Stähle mit Härten bis zu 62€HRC möglich. In diesem Zusammenhang spricht man vom Hartglattwalzen. Typische Anwendungen für das Glattwalzen sind die Nachbehandlungen von gleitenden Bauteilen, wie Lagerzapfen, Ventilschäften, Wellendichtsitzen, Gleitführungen und Bremszylindern. Wirtschaftliche Vorteile für das Hartglattwalzen ergeben sich aus kurzen, mit dem Drehen vergleichbaren Hauptzeiten, einem geringen Schmierstoffbedarf, langen Werkzeugstandzeiten und der Möglichkeit der Bearbeitung in einer Aufspannung [ECO99]. Das Hartglattwalzwerkzeug kann sowohl in konventionellen als auch in CNC-gesteuerten Drehmaschinen eingesetzt werden, wobei das Werkzeug mittels Spannleiste in Standard-Klemmhaltern gespannt werden kann.

246

11 Hartbearbeitung, Bauteilqualität

Die Wirkungsweise des Hartglattwalzwerkzeugs beruht auf dem hydrostatischen Prinzip. Eine keramische Hartwalzkugel wird durch ein Druckmedium gegen die Werkstückoberfläche gedrückt. Dabei werden Walzdrücke von bis zu 50€MPa erreicht. Die Kugel schwimmt auf einem Druckpolster und ist somit reibungsarm gelagert. Wie im linken Bildteil von Abb.€11.8 gezeigt, ist die Kinematik des Hartglattwalzens analog zum Drehen durch eine rotatorische Bewegung des Werkstücks (Walzgeschwindigkeit vw) und eine Vorschubbewegung des Werkzeugs entlang der Werkstücklängsachse (Walzvorschub fw) gekennzeichnet. Beim Hartglattwalzen kommt es aufgrund des geringen Durchmessers der Keramikkugel bereits bei vergleichsweise geringen Kräften zu hohen Hertz’schen Pressungen, die zum Überschreiten der Fließgrenze und einer Einebnung von Rauheitsspitzen führen. Bei einem Walzdruck von 30€MPa wird beispielsweise eine maximale Hertz’sche Pressung von ca. 7500€N/mm2 erreicht. Dabei wirkt eine Walzkraft von etwa Fw€=€850€N über die Walzkugel auf die Werkstückoberfläche. Durch plastische Verformungen in der Randzone werden Zugspannungen nach dem Hartdrehen mit verschlissenen Werkzeugen in den Druckspannungsbereich überführt. Rautiefenschwankungen bzw. der durch den Werkzeugverschleiß resultierende Anstieg der Rautiefe kann durch das Hartglattwalzen reduziert werden. Der in der rechten oberen Bildhälfte von Abb.€ 11.8 dargestellte Vergleich des Rauheitsprofils nach dem Hartdrehen und anschießenden Glattwalzen zeigt eine deutliche Einebnung der Rauheitsspitzen durch das Glattwalzen. Das charakteristische Profil einer gedrehten Oberfläche bleibt erhalten. Die rechte untere Bildhälfte von Abb.€ 11.8 verdeutlicht die Abhängigkeit der erzielbaren Oberflächengüte nach dem Glattwalzen von dem Niveau der Ausgangsrauheit nach dem Hartdrehen. Hierzu wurden in Abhängigkeit vom Vorschub und Werkzeugverschleiß unterschiedliche Ausgangsrauheiten eingestellt. Spannleiste

Rauheitsprofil hartgedreht + glattgewalzt

hartgedreht Rz = 5,2 µm

fw Hydraulikanschluss

2,5 µm 250 µm

pw

Hartdrehen Schneidstoff: PKB Geometrie DNMA 150616 VBc = 220 µm

Hartglattwalzen fw = 0,08 mm Kugel d = 6 mm vw = 150 m/min pw = 30 MPa

Werkstoff: 100Cr6 60 - 62 HRC

gemittelte Rauhtiefe Rz

6

Werkstück

vc = 150 m/min ap = 0,2 mm f = 0,18 mm

Rz = 3,2 µm

VBc = 0,22 mm

µm 4

hartgedreht VBc = 0,05 mm

3 2 1 0 0,06 0,08

hartgedreht + glattgewalzt 0,1

0,12 0,14 mm

Vorschub Hartdrehen f

Abb. 11.8↜渀 Oberflächengüte nach dem Hartdrehen und Hartglattwalzen

0,18

11.7 Nachbehandlungsverfahren

247

Liegen die Ausgangsrauheiten über einer gemittelten Rautiefe von Rz€=€2€µm, kann eine Verbesserung der Oberflächengüte im Bereich von 40€% bis nahezu 50€% erzielt werden. Bei einer Ausgangsrauheit unterhalb von Rz€=€2€µm, ist noch eine Verringerung des Rauheitswertes bis um 30€% möglich, was darauf zurückgeführt werden kann, dass mit zunehmender Profiltiefe ein erhöhtes Materialvolumen vorliegt, das plastisch verformt werden muss. Wie gezeigt, können somit auch beim Glattwalzen Oberflächengüten im Bereich von Rz€=€1 bis 2€µm erzielt werden. Neben einer Veränderung der Oberflächenqualität führt die mechanische Beanspruchung beim Glattwalzen zu einer Modifizierung des Eigenspannungszustandes. Die nach dem Hartdrehen an der Werkstückoberfläche vorliegenden sehr hohen Zugeigenspannungen können durch das Glattwalzen bei einem Walzdruck von pgl€=€20€MPa nahezu abgebaut werden. Bei einem Walzdruck von pgl€=€30€MPa wird eine vollständige Verlagerung des Oberflächeneigenspannungszustandes in den Druckbereich erreicht. Mit zunehmender Werkstücktiefe werden durch das Glattwalzen sehr hohe und ausgeprägte Druckeigenspannungen induziert, die Maximalwerte von –900€ MPa in tangentialer Richtung annehmen. Nach dem Hartdrehen entstandene Gefügeumwandlungen in Form weißer Schichten werden durch das Hartglattwalzen nicht beeinflusst.

11.7.2  Wasserstrahlen Das Hochdruck-Wasserstrahlen ist als trennendes Verfahren seit langer Zeit bekannt. Wassertropfen können aber auch die Festigkeit von Stahlwerkstoffen steigern, wenn sie mit entsprechend hoher kinetischer Energie auf die Oberfläche auftreffen. Auf Basis dieser Kenntnis hat sich das Wasserstrahlen in den letzten Jahren auch zu einem Verfahren der Oberflächenbehandlung entwickelt [KRO95]. Ein wesentlicher Vorteil liegt dabei gegenüber dem Kugelstrahlen in der Anwendbarkeit für ein breites Spektrum an Bauteilgeometrien. Die festigkeitssteigernde Wirkung des Wasserstrahlens beruht auf dem gezielten Einbringen von Druckeigenspannungen sowie auf der Erhöhung der Härte. Ursache für die Entstehung randnaher Druckeigenspannungen durch das Wasserstrahlen ist das Auftreffen von Flüssigkeitspartikeln auf die feste Werkstoffoberfläche mit hohen lokalen Druckspitzen. Es kommt zu einer plastischen Verformung der randnahen Werkstoffbereiche mit gleichzeitiger Kaltverfestigung. Die Werkstückoberflächen bleiben nach der Behandlung durch Wasserstrahlen frei von Spuren sichtbarer plastischer Verformung. Oberflächentopographie und Rautiefe werden dabei im Gegensatz zu den Verfahren Festwalzen und Kugelstrahlen nicht verändert [KRO95]. Voraussetzung für den Einsatz des Wasserstrahlens als randschichtverfestigendes Verfahren sind ausreichend hohe Strahldrücke und geeignete Düsengeometrien. Beim Wasserstrahlen einsatzgehärteter Werkstoffe, die durch Hartdrehen mit verschlissenen Werkzeugen bearbeitet werden, wird der typische Eigenspannungstiefenverlauf mit Zugeigenspannungen im oberflächennahen Bereich durch das Wasserstrahlen deutlich in den Druckspannungsbereich verlagert

248

11 Hartbearbeitung, Bauteilqualität 600

600

ESP-Messung: τmax ≈ 6µm

hartgedreht

MPa hartgedreht

200

Eigenspannungen σ

Eigenspannungen σII

MPa

0 – 200 – 400 wassergestrahlt

wassergestrahlt (p = 100 MPa, t = 15 s)

– 600

s

200 0 – 200 – 400 – 600

s

– 800

wassergestrahlt (ps = 100 MPa, ts = 15 s)

– 800 0

10

20

30

40

µm

60

Abstand vom Rand Werkstoff:

16MnCrS5 60 ...62 HRC

Werkzeug: PKB, BN 3 SNGN 120416

0° 15° 30° 45° 60° 75° 90° (σII) (σ⊥) Messrichtung f = 0,1 mm ap = 0,2 mm

vc = 145 m/min VBc = 150 Pm

Abb. 11.9↜渀 Druckeigenspannungen in hartgedrehten Werkstücken durch Wasserstrahlen

(Abb.€ 11.9). Die Einwirkdauer beim Wasserstrahlen beträgt für gehärtete Werkstoffe ts€=€15€s bei einem Strahldruck von ps€=€100€MPa. Die Wirkung der Strahlbehandlung ist direkt an der Oberfläche am größten und nimmt kontinuierlich mit wachsendem Abstand vom Rand ab. In einer Tiefe von etwa 15 bis 20€ µm liegt keine Beeinflussung des Spannungsverlaufs mehr vor. Die grundsätzlich geringere Eindringtiefe verglichen mit dem Kugelstrahlen stellt daher bei der Anwendung des Hochdruck-Wasserstrahlens in der Verfahrensfolge Hartdrehen/Wasserstrahlen keinen Nachteil dar, da die kritischen Wirkungen des Hartdrehens im Allgemeinen nicht in größere Tiefen reichen. Für einsatzgehärtete, geschliffene Umlaufbiegeproben zeigt sich eine deutliche Biegewechselfestigkeitssteigerung von ca. 30€ % nach dem Hochdruck-Wasserstrahlen. Bei hartgedrehten Proben, die mit verschlissenem Werkzeug bearbeitet wurden, kann der Schwingfestigkeitsabfall durch Hochdruck-Wasserstrahlen wieder kompensiert werden [BRA95]. Als weitere Vorteile des Verfahrens sind minimale Kosten für Bereitstellung und Aufbereitung des Strahlmittels, flexible Anwendbarkeit auf eine große Vielfalt von Werkstückgeometrien und eine einfache Qualitätssicherung durch leicht zu überwachende Verfahrensparameter zu nennen.

Fragen 1. Wodurch entstehen Formfehler beim Hartdrehen oder Hartfräsen? 2. Wodurch ist die „Theoretische Rauheit“ beim Drehen definiert, welches sind die Einflussgrößen?

Literatur

249

3. Wie ist erklärbar, dass beim Hartdrehen die tatsächliche Rauheit im niedrigerem Schnittgeschwindigkeitsbereich stärker von der theoretischen abweicht? 4. Was sind die typischen Randzonenveränderungen, die durch Hartbearbeitung entstehen? 5. Wie erklärt sich die Entstehung von Zugeigenspannungen in der Oberfläche, wie wirkt sich ein höherer Werkzeugverschleiß aus? 6. Nennen Sie Oberflächen- und Randzoneneigenschaften, die das Betriebsverhalten von Bauteilen beeinflussen können. 7. Welche Wirkungen wurden als Folge der Oberflächen- und Randzonenbeeinflussungen festgestellt? 8. Welche Nachbehandlungsverfahren sind Ihnen bekannt? Was bewirken sie?

Literatur [BOR01] Borbe, C.: Bauteilverhalten hartgedrehter Funktionsflächen. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover, 2001. [BUS91] Bußmann, W.: Formfehleranalyse beim Planfräsen gehärteter Bauteile. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover, 1991 [BRA95] Brandt, D.: Randzonenbeeinflussung beim Hartdrehen. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover. [DIN3761] Radial-Wellendichtringe für Kraftfahrzeuge; Begriffe; Maßbuchstaben, zulässige Abweichungen, Radialkraft. Hrsg. Beuth Verlag 1984 [ECO99] Hartglattwalzen-Status von Forschung und Anwendung. Anwendungsbeschreibung Nr. 5593, Fa. Ecoroll, Celle, 1999. [KER92] Kersten, W.: Optische und antastende Prüfung der Gegenlauffläche von Radialwellendichtringen. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover, 1992 [KLB05] Klocke, F.; Brinksmeier, E:; Weinert, K: Capability Profile of Hard Cutting and Grinding Processes. Annals of the CIRP 54, (2005), 2 p557-580 [KRO95] Kroos, F.: Randschichtverfestigung durch Hochdruck-Wasserstrahlen. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover, 1995 [LIE98] Liermann, J.: Hartdrehen wälzbelasteter Bauteile. Dr.-Ing. Diss. RWTH Aachen, 1998 [RAA99] Raab, H.; Haas, W.: Tribologische Partner: Radialwellendichtring und Gegenlauffläche Antriebstechnik, Band 38 (1999) Heft 4, Seite 133-135 [SCH76] Schreiber, E.: Die Werkstoffbeeinflussung weicher und gehärteter Oberflächenschichten durch spanende Bearbeitung. VDI-Bericht Nr. 256 (1976), S. 67-79 [SIG93] Sigwart, A.: Bauteilrandschicht und Schwingfestigkeit. Dr.-Ing. Diss. TU Clausthal, 1993 [SÖL10] Sölter, J.: Ursachen und Wirkungsmechanismen der Enstehung von Verzug infolge spanender Bearbeitung. Dr.-Ing. Diss. Univ. Bremen, 2010 [TÖK97] Tönshoff, H.K.; Karpuschewski, B.; Borbe, C.: Comparison of basic mechanisms in cutting and grinding of hardened steel. Production Engineering, IV/2, p. 5-8. [WEL98] Welk, R.W.: Erfahrungen und Grenzen bei der Hartfeinbearbeitung auf CNC-Drehmaschinen, VDI-Seminar „Rationalisierungspotentiale in der spanenden Bearbeitung“, 5.-6. März, 1998

Kapitel 12

Räumen

Das Räumen ist ein produktives spanendes Verfahren der Serienfertigung. Funktionsflächen hoher Oberflächengüte bei hoher Maß- und Formgenauigkeit können durch einen einzigen Werkzeughub erzeugt werden. Das Verfahren zeichnet sich durch hohe Zerspanleistung aus. Ein Räumwerkzeug, das eine geradlinige Schnittbewegung ausführt, ist aus mehreren/vielen gestaffelt angeordneten Schneiden aufgebaut (Abb.€ 12.1). Spezielle Varianten (Drehräumen, Wälzschaben von Evolventenflächen) spanen mit rotierenden Schnittbewegungen. Das Räumen ist das einzige spanende Verfahren, das ohne Vorschubbewegung arbeitet; denn der Eingriff von Schneide zu Schneide wird durch deren Staffelung erreicht. Die Spanungsdicke ist also durch das Werkzeug vorgegeben. Es ist zwischen dem Innen- und Außenräumen zu unterscheiden. Beim Innenräumen wird ein Werkzeug durch eine vorgearbeitete Bohrung gezogen oder gedrückt. Typische Anwendungen des Innenräumens sind die Herstellung von profilierten Bohrungen wie Vierkanten, Mehrkanten, Vielkeilprofile, Innenverzahnungen und Nuten (Abb.€12.2). Da die profilgebundenen und wegen der Staffelung (Spanungsdicke) meist auch werkstoffgebundenen Werkzeuge durch ihren komplexen Aufbau aufwendig sind, wird das Innenräumen entweder nur in der Serienfertigung eingesetzt oder für die Herstellung von genormten oder sonstigen standardisierten Profilen, wenn ein aufwendiges Werkzeug über eine größere Zahl von Aufträgen oder unterschiedlichen Einsätzen amortisiert werden kann (Beispiel: genormte Vielkeilprofile). Das Außenräumen dient der Herstellung von ebenen oder profilierten Flächen. Es ist häufig die produktivere Alternative zum Fräsen. Allerdings ist auch hier ausreichende Seriengröße vorauszusetzen (Abb.€12.2). Während eines Werkzeughubes werden im Allgemeinen Schrupp-, Schlicht-, Feinschlicht- und Kalibriervorgänge ausgeführt. Durch Variation der Staffelung lassen sich die Spanungsdicken entsprechend anpassen. Die höchsten Kräfte treten in der Schruppphase auf. Durch Räumen lassen sich hohe Maß- und Formgenauigkeiten bis IT 7 (normal IT 8) erreichen. Auch hohe Oberflächengüten Rz bis 5€µm (normal Rz€=€6,3€µm bis 25€µm, mit besonderem Aufwand bis 1€µm) können erzeugt werden. Die Lagegenauigkeit kann beim Innenräumen allerdings kritisch sein; denn die Werkstücke B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_12, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

251

252

12 Räumen

Spannschaft

Kalibrieren

Nachschliff Spanraum

Schlichten

Schruppen

Spannschaft

Teilung Is

h Staffelung, Vorschub je Zahn Spanungsdicke

Abb.€12.1↜渀 Innenräumwerkzeug mit Staffelung

Innenprofile

Außenprofile

Abb.€12.2↜渀 Innen- und außengeräumte Profile

werden meist schwimmend aufgelegt und die schlanken Werkzeuge besitzen nur eine geringe Quersteifigkeit. Räumwerkzeuge werden meist aus Schnellarbeitsstahl gefertigt. Üblich sind die Schneidstoffe HS 6-5-2, HS 6.-5-2-5 oder HS 2-9-2 mit Härten von 64 HRC bis 66 HRC. Wegen der stoßartigen Belastung der Schneiden muss der Schneidstoff

Räumen

253

ausreichend zäh sein. Die Räumwerkzeuge können zur Erhöhung des Standweges mit Titannitrid (TiN) oder Titancarbonitrid (TiCN) beschichtet werden. Wegen des gehärteten Schnellarbeitsstahles können nur Beschichtungsverfahren mit Arbeitstemperaturen unterhalb der Anlasstemperatur eingesetzt werden. Das sind PVDVerfahren bei 480€°C bis 500€°C. Wegen ihres hohen Wertes werden Räumwerkzeuge mehrfach nachgeschliffen. Dies erfolgt an der Spanfläche, wobei die Erstbeschichtung dort verloren geht. Gleichwohl hat die Beschichtung auf der Freifläche eine Stützwirkung und verzögert den Verschleiß. Um die Nachschliffstärke in Grenzen zu halten, wird vorteilhafterweise nur bis zu einer Verschleißmarkenbreite von 0,2€mm gearbeitet. Für Großserien werden in einigen Fällen auch Räumwerkzeuge mit Hartmetalleinsätzen verwendet. Die Wirtschaftlichkeit für die Wahl des Schneidstoffes ist dabei zu prüfen. Werkstoffe mit Festigkeiten in einem weiten Bereich von 400€ N/mm² bis 1000€N/mm² lassen sich räumen. Es hat sich allerdings bewährt, Stahlwerkstücke in Festigkeiten von 500 bis 900€N/mm² zu halten, um die Schneiden nicht zu überlasten (hohe Festigkeit) oder um Schmieren und ungünstige lange Späne (geringe Festigkeit) zu vermeiden. An jeder Schneide greift eine linienförmig verteilte, räumlich geneigte Zerspankraft an. Sie lässt sich zu einer diskreten Kraft Fz zusammenfassen und in drei Komponenten zerlegen: in die Schnittkraft Fc in Schnittrichtung, senkrecht dazu und normal zur erzeugten Oberfläche die Schnittnormalkraft FcN und senkrecht auf beiden Komponenten die Passivkraft Fp (Abb.€12.3). Räumwerkzeug

Schneide Werkstück Vc FcN Fz

Fp

Iw

Is

FcN

Fc

Span

λ

Fp

Fc Fc h Vc dw

Abb.€12.3↜渀 Kräfte an der Schneide

Tö/35866

254

12 Räumen

Die Passivkraft Fp verschwindet nur dann nicht, wenn die Schneiden gegen die Schnittrichtung geneigt sind (λ€≠€0). Die Schnittkraft lässt sich – wie vorn ausgeführt – mit dem Ansatz von Kienzle über die spezifische Schnittkraft kc ermitteln: 

kc =

Pc = kc1.1 (h/ho )−mc Qw

(12.1)

und die Schnittkraft ist dann 

Fc = kc

z 

bj hj gj

(12.2)

j=1

In Gl.€12.2 ist die Spanungsbreite bj durch die Länge der im Eingriff befindlichen j-ten Schneide gegeben. Wird z. B. eine kreisförmige Bohrung geräumt, ist das der Kreisumfang. Die Spanungsdicke hj ergibt sich aus der Staffelung und z ist die Anzahl der Schneiden. Der Faktor gj berücksichtigt ob die jeweilige Schneide im Eingriff ist oder nicht und ist demnach entweder 1 oder 0. Die Werkzeugteilung ls bestimmt über die Staffelung die Länge des Räumwerkzeugs, die durch den maximalen Hub der Räummaschine begrenzt ist. Die minimale Teilung ls,min folgt aus dem notwendigen Spanraum, der zwischen den einzelnen Schneiden zur Verfügung gestellt werden muss, einem Zuschlag für den Nachschliff an der Spanfläche der Schneiden und einer Restdicke des Schneidkeils (s. Abb.€12.1). Eine übliche Erfahrungsformel ist [SCH80]   (12.3) ls = 2,5 h · lw · c mit der Spanungsdicke h, dem Schnittweg lw und dem Spanraumfaktor c. Der Spanraumfaktor wird in Abhängigkeit des Werkstoffes angesetzt (Tab.€12.1). Die Anordnung der Schneiden wird meist so gewählt, dass eine Tiefenstaffelung entsteht. Das bedeutet, dass die Schneiden parallel zur Endkontur liegen. Bei einer Seitenstaffelung wird das Material quer zur Endkontur geräumt (Abb.€12.4). Seitenstaffelung wird eingesetzt, um überhöhten Verschleiß bei Guss- oder Schmiedehaut eines Werkstücks zu umgehen. Die Spanungsdicken sind durch die Staffelung des Räumwerkzeugs festgelegt. Tabelle€12.1 gibt einige Anhaltswerte, wobei zwischen dem Schruppen und Schlichten unterschieden werden muss. Durch den periodischen Schneideneingriff kommt es zu Kraftschwankungen und damit zur Schwingungsanregung der Maschine. Abbildung€ 12.5 zeigt den KraftZeitverlauf für ein gerade genutetes (λ€=€0) und ein schräg genutetes (λ€≠€0) Werk-

Tab.€12.1↜渀 Spanungsdicken, Spanraumzahlen und Schnittgeschwindigkeiten

Räumen

255

Abb.€12.4↜渀 Staffelung von Räumwerkzeugen

Werkstück

Werkzeug Tiefenstaffelung

Seitenstaffelung

zeug. Für das Innenräumen werden im Allgemeinen gerade genutete Werkzeuge verwendet; denn schräge Nuten sind aufwendiger herzustellen. Beim Außenräumen dagegen sorgt ein endlicher Neigungswinkel für einen sanfteren Kraftanstieg und damit kommt es zu erheblich geringerer dynamischer Belastung des Systems Maschine-Werkzeug-Werkstück. Eine Fourierzerlegung des trapezförmigen Kraftverlaufs ergibt  ˆ   FcTR = 4 Fc 1 sin α sin  + 1 sin 3α sin 3 t + 1 sin 5α sin 5 ... π α 12 32 52 (12.4)

 mit der Zeit t und α=

2π a; lw

=

2π vc ; ls

a = dw tan λ

Iw Schnittkraft Fc

Schnittkraft Fc

Iw

Is

Is Räumhub

Räumhub a

a

FcTR

FcRE

Is

Is λ≠0

Abb.€12.5↜渀 Schnittkraftzeitverlauf

λ=0

256

12 Räumen

Für den Fall λ€=€0 ist die Funktion nach Gl.€12.4 nicht erklärt, da Zähler und Nenner gleichzeitig verschwinden. Mit der Regel von L’Hospital lässt sich ein Grenzwert für den rechteckigen Kraftverlauf FcRE angeben  FcRE = lim FcTR = λ→0

4 Fˆ c π



sin  t +

1 1 sin 3 t + sin 5 + ... 3 5



(12.5)

Man entnimmt Gl.€12.4, dass die Anregung mit der Grundfrequenz f€=€½Â€πΩ€=€vc/ls dominant ist. Anders liegen die Verhältnisse bei steiler Eingriffsflanke FcRE (s. Gl.€12.5). Zum einen ist das Amplitudenverhältnis (nur über das erste Glied gerechnet) um den Faktor 

FcRE /FcTR = α/ sin α

(12.6)

größer, zum anderen sind bei steiler Flanke die Folgeglieder der Reihe erheblich größer. Das bedeutet, dass die Anregung bei λ€=€0 um ein Mehrfaches stärker ist und auch höhere Eigenfrequenzen wesentlich stärker angeregt werden. In diesem Fall – also insbesondere beim Innenräumen – ist das dynamische Verhalten der Maschine und des Räumwerkzeugs mit seiner Einspannung besonders kritisch. Die meisten Innenräummaschinen arbeiten mit gezogenen Werkzeugen. Dann ist gerade in der Anfangs- oder Schruppphase der unbelastete Teil des Räumwerkzeugs lang und neigt zu erheblichen Biegeschwingungen. Einige Innenräummaschinen arbeiten daher mit drückendem Werkzeug. Diese Anordnung hat zwar den Vorteil, dass das Werkzeug mit seiner Einspannung gut geführt ist, weist aber den Nachteil auf, dass die Werkzeuge auf Knicken beansprucht werden, was kritisch sein kann. Eine in diesem Zusammenhang interessante Anordnung bietet eine Zug-DruckRäummaschine. Das Werkzeug wird an beiden Enden fest eingespannt; durch eine Druckstange werden beide Spannbrücken fest miteinander gekoppelt und gemeinsam angetrieben. Das Prinzip und ein Federersatzbild zeigen Abb.€12.6 und 12.7. Je nach Ausführung des Räumwerkzeugs kann dies das nachgiebigste Element im Kraftfluss sein. Man kann im mechanischen Sinne die kraftdurchflossenen Komponenten einer Räummaschine von der Wirkstelle, wo Werkzeug und Werkstück im Kontakt sind, über das Räumwerkzeug, den oder die Räumschlitten, das Gestell der Maschine bis zur Werkstückbrücke als eine Kette von in Reihe geschalteten Federn auffassen. Die Gesamtsteifigkeit kges ergibt sich zu 

1 kges

n  1 ≥ ki

(12.7)

i=1

Das heißt, dass die Gesamtsteifigkeit immer geringer ist als die geringste Steifigkeit einer der Komponenten. Wie in Abb.€12.6 zu erkennen ist, wird das Räumwerkzeug zwischen einer oberen und unteren Brücke eingespannt, nachdem es in das Werkstück eingeführt ist. Die beiden Brücken werden gleichlaufend vorgeschoben.

Räumen

257

Antrieb Öffnungszylinder Spannzange Druckbrücke Räumwerkzeug Druckstange Kugelrollspindeln Werkstück Spannzange Zugbrücke

Abb.€12.6↜渀 Zug-Druck-Innenräummaschine (Bauart LLR, Balve)

F

F Druckstange ko

ks

Räumwerkzeug Werkstück

Mechanisches Ersatzbild

Maschine

Abb.€12.7↜渀 Kräftegleichgewicht

Fo Fu

F ku

Fo

Fu

Fu

F Fu

Freikörperbild

258

12 Räumen

Zwischen Werkzeug und Werkstück wirkt die Räumkraft F. Diese Kraft ist durch den Zerspanprozess bestimmt. Die Räumkraft wird einerseits von der Werkstückbrücke aufgenommen und andererseits von den beweglichen Schlitten, also der Druck- und Zugbrücke, in das Gestell der Maschine eingeleitet. Das System ist symmetrisch aufgebaut. Es treten folglich auch keine Kipp- oder Biegemomente auf, die bei einer unsymmetrischen Anordnung entstehen und dann durch die Führungen des Räumschlittens gegenüber dem Maschinengestell aufgenommen werden müssen. Wie die Räumkraft über den beweglichen Teil in die angetriebene Druckbrücke eingeleitet wird, d.h. welche Zug- und Druckkräfte im Räumwerkzeug entstehen, hängt von den Steifigkeiten der Übertragungselemente ab. Um die Kraftaufteilung zu bestimmen, wird das in Abb.€12.7 dargestellte Ersatzfederbild genutzt. Die Federung der Druck- und Zugbrücke (Biegung) und der Kugelrollspindel sowie der Verbindungsstangen (Druck) wird durch die Federzahl ks wiedergegeben. Die Federung des oberen und unteren Teils des Räumwerkzeugs wird durch die Federzahlen ko (oberer Teil) und ku (unterer Teil) beschrieben. Auf das Federsystem wirken demnach von außen nur die Kräfte F und -F ein. Im Innern des Systems wirken im Räumwerkzeug unten (unterer Teil) Fu und oben Fo. Über die Kugelrollspindeln werden die Kräfte Fu auf die Druckbrücke (oben) übertragen. Folglich gilt: 

F − Fo − Fu = 0

(12.8)

F − Fu = ko · x1

(12.9)

F u = ks · xu

(12.10)

Unter dem Einfluss dieser Kräfte verschieben sich deren Angriffspunkte um die kleinen Wege x1 am Angriffspunkt der Räumkraft und xu an der Zugbrücke (unten). Daher gilt:  und 

Da Fu außer in der Druckstange auch im unteren Teil des Räumwerkzeugs wirkt, gilt außerdem 

Fu = ku · (x1 − xu )

(12.11)

Die Federzahlen ks, ku und ko lassen sich aus den Abmessungen und den elastischen Eigenschaften der kraftdurchflossenen Komponenten errechnen. Es gilt dann nach einer Kraftbilanz: 

Fo =

ko · (ku + ks ) ·F ko ku + ko ks + ku ks

Fu =

ku · (ku + ks ) ·F ko ku + ko ks + ku ks

(12.12)

Um den Rechengang zu vereinfachen, wird nun angenommen, dass ks sehr viel größer ist als ko und ku ks > > ko , ku

Dann werden die Gln.€12.12 zu

Räumen

259



Fo =

ko ·F ko + ku

Fo =

ku ·F ko + ku

(12.13)

Diese Vereinfachung ist für den Rechengang nicht prinzipiell erforderlich. Das Räumwerkzeug wird für eine elastische Rechnung als zylindrischer Stab aufgefasst. Weiterhin wird angenommen, dass die Steifigkeiten der Druck- und Zugbrücke unabhängig von der Antriebsart für einen Vergleich nicht relevant sind. Gleichwohl sind sie auf Biegung beansprucht und tragen daher durchaus zur Gesamtnachgiebigkeit bei. Mit dem E-Modul E, dem Querschnitt A und der Länge des Stabes l sind die Federzahlen ko und ku über dem Weg x variabel. Es gilt damit 

ku =

E·A x

Fo =

x ·F l

ko =

Mit Gl.€12.7 folgt dann 

Fu =

E·A l−x

(12.14)

l−x ·F l

(12.15)

Der Kraftverlauf ist in Abb.€12.8 dargestellt. Man erkennt also, dass die Druckkraft im Räumwerkzeug gering ist, wenn die freie Knicklänge groß ist und umgekehrt. Das hat zur Folge, dass trotz der anteiligen Druckbeaufschlagung des Werkzeugs die Knickgefahr entscheidend gemildert wird. Andererseits wird aber das Werkzeug an beiden Enden aktiv geführt. Praxisversuche haben gezeigt, dass die Standmengen beim Innenräumen auf Maschinen nach dem Zug-Druck-Prinzip wesentlich erhöht werden können verglichen mit konventionellen Maschinen [TÖN03]. Kenngrößen für Räummaschinen sind die maximale Räumkraft und die maximale Räumlänge. Angeboten werden Innen- und Außenräummaschinen mit Räumkräften bis 1200€ kN und Räumhüben bis 3000€ mm. Die Antriebe können elektromechanisch oder hydraulisch ausgeführt sein. Das Räumen ist ein schwieriges spanendes Verfahren, das hohe technologische Anforderungen stellt. Beim Innenräumen müssen die Vorbohrungen in engen Toleranzen liegen, die geringer als die

N

K Ku

Steifigkeit

Kräfte

Fu

Fo O

Ko I

Schlittenhub x

Abb.€12.8↜渀 Kräfte und Steifigkeiten

O

I Schlittenhub x

260

12 Räumen

maximale Spanungsdicke sein müssen. Zu kleine Vorbohrungen machen Räumen unmöglich. Wenn die Vorbohrungen zu groß sind, ist mit Verlaufen und großen Lageabweichungen zu rechnen. Dieser Fehler kann auch zum Verhaken und Abreißen des Werkzeugs führen. Auch muss die Auflagefläche des Werkstücks rechtwinklig zur Vorbohrung sein. Wenn besondere Lage- oder Winkligkeitstoleranzen vorgegeben sind, sollte wegen dieser beim Innenräumen nicht ohne weiteres einzuhaltenden Toleranzen zunächst die Innenräumoperation durchgeführt werden und erst danach die Außenbearbeitung vorgenommen werden, wobei dann in den geräumten Flächen aufgenommen wird. Auch gehärtete Werkstücke lassen sich räumen. Als Schneidstoff werden dann in der Regel Hartmetall oder kubisches kristallines Bornitrid (PCBN) verwendet. Maschinen und Werkzeuge müssen für das Harträumen ausgelegt sein. Wegen der technologischen Schwierigkeiten des Verfahrens Räumen müssen alle Vorkehrungen getroffen werden, dass es nicht zum Abreißen oder groben Beschädigungen der aufwendigen Werkzeuge kommt.

Fragen ╇ 1. Welche Bewegung führt ein Räumwerkzeug aus? ╇ 2. Wodurch ergibt sich die Spanungsdicke? ╇ 3. Nennen Sie typische Anwendungen des Räumverfahrens. ╇ 4. Wozu wird Seitenstaffelung eingesetzt? ╇ 5. Woraus ergibt sich die Teilung eines Räumwerkzeugs? ╇ 6. Warum ist für eine gegebene Räummaschine die Werkstückhöhe begrenzt? ╇ 7. Nennen Sie Größenordnungen für Spanungsdicken beim Räumen, Welche Unterscheidung ist vorzunehmen? ╇ 8. Skizzieren Sie den dynamischen Schnittkraftverlauf beim Räumen für λ€ =€0 und λ€≠€0. ╇ 9. Warum wird beim Innenräumen meist mit λ€=€0 gearbeitet? 10. Wie lassen sich aus dem Zeitverlauf die Schnittkraft die Anregungsfrequenzen ermitteln? 11. Welche Vor- und Nachteile haben Innenräummaschinen mit gedrückten Werkzeugen? 12. Wie ist der Kraftverlauf bei Zug-Druck-Anordnung einer Innenräummaschine?

Literatur [DIN 8589-5] DIN 8589-5: Fertigungsverfahren Spanen, Teil 5: Räumen, Einordnung, Unterteilung, Begriffe [SCH80] Schweitzer, K.: Räumen. In G. Spur, Th. Stöferle (Hrsg.): Handbuch der Fertigungstechnik (Band€3/2), Hanser-Verlag 1980 [TÖN03] Tönshoff, H.K.; Lübbers, E.: Produktivitätssprünge beim Räumen. ZWF 7/8 (2003)

Kapitel 13

Schleifen

13.1â•…Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden Die Verfahren der Gruppe „Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden“ gliedern sich nach DIN€8589-0 in die Verfahren Schleifen mit rotierendem Werkzeug, Bandschleifen, Hubschleifen, Honen, Läppen, Gleit- und Strahlspanen (Abb.€13.1). Es können Verfahren mit gebundenem und ungebundenem losem Korn unterschieden werden. Diese Verfahren zählen zu den Feinbearbeitungsverfahren. Die Entwicklung von Hochleistungsschleifverfahren ermöglicht heute die wirtschaftliche Realisierung hoher Zeitspanvolumina, so dass die Einsatzgebiete der Verfahren mit geometrisch unbestimmter Schneide nicht mehr nur auf die Endbearbeitung beschränkt sind. Die Materialtrennung erfolgt weggebunden (Schleifen, Honen), kraftgebunden (Läppen) oder energiegebunden (Strahlspanen). Die Schneiden der Körner werden dabei tangential (z.€B. beim Schleifen) oder normal (z.€B. beim Läppen) zur entstehenden Oberfläche bewegt (Abb.€13.2). Diese Wirkbewegung bestimmt den Wirkmechanismus: Beim normalen Eindringen der einzelnen Schneiden wird Werkstoff verdrängt und als Folge dieser keilartigen, plastischen Formänderung auch tangential verschoben. Mehrere oder viele derartige Verdrängungsvorgänge [SIM88] an einer Stelle z.€B. beim Läppen führen zur Zerrüttung und zum Trennen von Werkstoffteilen. Die Körner rollen durch die Läppscheibe angetrieben gegenüber dem Werkstück ab und werden dabei ständig normal in die Werkstückoberfläche eingedrückt. Beim tangentialen Eindringen der einzelnen Schneiden z. B. beim Schleifen gleicht der Vorgang grundsätzlich dem Spanen mit geometrisch bestimmter Schneide. Prinzipiell laufen bei den Verfahren beider Gruppen die gleichen Trennmechanismen ab (Abb.€ 13.3). Die Schneiden werden beim Schleifen allerdings durch Hartstoffkörner gebildet, wobei ein Korn mehrere aktive Schneiden haben kann. Im Regelfall sind die Größenordnungen der beteiligten Elemente erheblich geringer als beim Spanen mit geometrisch bestimmten Schneiden. Spanen mit gebundenem Korn geschieht in der Regel mit stark negativem Spanwinkel. Die Bahnen der Schneiden entsprechen beim Schleifen mit rotierendem Werkzeug Epizykloiden (durch Schnitt- und Vorschubbewegung). Die Form der Schneidkeile und damit die B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_13, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

261

262

13 Schleifen Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden

mit gebundenem Korn

mit losem Korn

Schleifen mit rotierendem Werkzeug

Läppen Strahlspanen

Bandschleifen

Gleitspanen

Hubschleifen Honen

Abb.€13.1↜渀 Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden (nach DIN€8589-0)

Läppen eingelagertes Läppkorn

Schleifen Kühlschmierstoff lose Läppkörner

Läppscheibe

Läppmedium

Span

gebundene Schleifkörner

Schleifscheibe

Werkstück

Wirkbewegung Relativgeschwindigkeit

Abb.€13.2↜渀 Wirkprinzipien und -mechanismen beim Läppen und Schleifen

Spanwinkel, die an der einzelnen Schneide auftretende Spanungsdicke und auch die am Einzelkorn wirksamen Prozessgrößen, wie Kräfte und Temperaturen, sind nur statistisch beschreibbar, z.€B. durch Mittelwerte, Varianzen und Verteilungen. Die Spanungsdicken beim Schleifen sind so gering, dass elastische Anteile an den Formänderungen des Werkstoffs nicht vernachlässigbar sind. Abbildung€13.4 zeigt die unterschiedlichen Phasen bei der Spanbildung. Beim Schneideneingriff kommt es nach einer rein elastischen Verformung (1) zum plastischen Fließen des Materials (2). Die eigentliche Spanbildung erfolgt nach einem weiteren Eindringen der Schneide in den Werkstoff (3). Neben der Scherung des Spans (7) ist dieser Bereich sowohl durch elastische als auch plastische Formänderungen charakterisiert.

13.1 Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden ca. 100 µm

Drehen, Fräsen

Span

263 ca. 10 µm

Schleifen

Schneidkeil

Schleifkorn

vc

Bindung

vc 2

5

1

Span 3

2 1

4

5

3

4

Werkstück 1 primäre Scherzone 2 sekundäre Scherzone an der Spanfläche

3 sekundäre Scherzone an der Stau- u. Trennzone 4 sekundäre Scherzone an der Freifläche 5 Verformungsvorlaufzone

Abb.€13.3↜渀 Spanbildung

vc

1

2

4

3 7

5 6

1

elastische Formänderung

2

elastische und plastische Formänderung

3

elastische und plastische Formänderung (Pflügen) und Scherung des Spans

4

elastische Formänderung und Scherung des Spans

5

Zone elastischer Formänderung

6

Zone plastischer Formänderung

7

Span

Abb.€13.4↜渀 Phasen der Spanbildung beim Schleifen

Dem gegenüber liegen unmittelbar vor dem Austritt des Korns aus dem Werkstoff nur noch elastische Formänderungen und die Scherung des Spans vor (4). Trotz der Ähnlichkeit des Schleifens mit den Verfahren des Spanens mit geometrisch bestimmter Schneide bestehen einige grundsätzliche Unterschiede: Beim Schleifen kommt es vor der Schneide zu seitlichem Stofffluss, der Formänderungszustand ist dreiachsig im Gegensatz zu überwiegend zweiachsigem Fließen beim Spanen mit geometrisch bestimmter Schneide [HAH63].

264

13 Schleifen

13.2â•…Schleifstoffe Die zum Schleifen gebräuchlichen Hartstoffe sind Aluminiumoxid, Siliziumkarbid, kubisch kristallines Bornitrid und Diamant. Diese Hartstoffe für Schleifzwecke werden heute ausschließlich synthetisch hergestellt, weil so günstige Stoffeigenschaften in engen Grenzen erreicht werden können. Die Schleifstoffe unterscheiden sich in ihrer Härte und damit in ihrer Verschleißfestigkeit erheblich (Abb.€ 13.5). Aber auch in den übrigen physikalischen Kennwerten bestehen große Unterschiede (Tab.€13.1) [DOW72]. Die Härte von Diamant ist hierbei in Knoop- bzw. Vickers-

5000-7000 Diamant Kubisch Krist. Bornitrid

4500-5000

Borkarbid

2800

Siliziumkarbid

2450-3000 1850-2000

Korund

1400-1800

Hartmetalle Stahl, gehärtet

740 0

1000

2000

3000 4000 Knoop Härte HK 0,1

Abb.€13.5↜渀 Härte von Schleif- und Werkstoffen Tab.€13.1.↜渀 Physikalische Eigenschaften verschiedener Schleifstoffe.

5000

6000

13.2 Schleifstoffe

265

Abb.€13.6↜渀 Friability Index und Härte, nach Malkin [MAG08]

70 mit 3% Cr 60

Friability Index

weiß 50

monokristallin

40 regulär (braun)

30 20 10 0

gesintert

1000

mikrokristallin

1500

2000 Härte

2500

3000

härte umgerechnet. Eine direkte Härtemessung mit diesen Verfahren ist nicht möglich, vielmehr wird die Härte indirekt über den E-Modul ermittelt. Neben der Härte wird mit Rücksicht auf das Verschleißverhalten die Brüchigkeit von Schleifstoffen betrachtet. Die Brüchigkeit (friability) wird in einem technologischen – nicht standardisierten – Verfahren dadurch ermittelt, dass grobes Schleifkorn (Korngröße 12 US mesh) unter festgelegten Bedingungen (Kugelmasse, Mahlzeit u. a.) kugelgemahlen wird. Das Verfahren geht auf den von Fa. DeBeers entwickelten „Friatester“ zurück [ANSB7418]. Der Friability Index (Bruchindex) des Schleifstoffs ist durch den Anteil der Körnung bestimmt, der durch ein Sieb der Korngröße 16 US mesh hindurch fällt. Da das Verfahren durch Sieben nur eine Maschenweite nutzt, kann über die Größenverteilung und damit über die Feinbrüchigkeit, die für das Absplittern interessant ist, kaum eine Aussage gemacht werden. Auch sind die Indexzahlen für unterschiedliche Korngrößen nicht vergleichbar; denn geringe Korngrößen ergeben im Allgemeinen eine geringere Indexzahl. Beispielhaft sind Friability Indices für Aluminiumoxid verschiedener Härtegrade in Abb.€13.6 eingetragen.

13.2.1  Korund Korund ist ein kristallines Aluminiumoxid (Al2O3). Die mechanischen Eigenschaften werden in starkem Maße durch den Reinheitsgrad bestimmt. Es wird zwischen Normal-, Halbedel- und Edelkorund unterschieden. Bei der Herstellung von Korund dient Bauxit als Rohstoff für alle Qualitäten, ein Gemisch verschiedener Aluminiumoxidhydrate, das mit Eisenhydroxiden, Silika-

266

13 Schleifen

ten und Titanverbindungen verunreinigt ist [SAL82]. Bei dem am häufigsten verwendeten Bayer-Verfahren wird gemahlenes Bauxit mit einem Al2O3-Gehalt von 55–60€% bei ca. 250€°C unter einem Druck von 4€MPa mit Natronlauge behandelt. Die Aluminiumoxidhydrate gehen als Natriumaluminat in Lösung, die Verunreinigungen werden als sog. Rotschlamm abgetrennt. Die Natriumaluminatlauge wird mit feinverteiltem Aluminiumhydroxid versetzt, das als Kristallisationskeim zu einem Heranwachsen von Al(OH)3-Kristallen führt. Durch Kalzination des Aluminiumhydroxids in Wirbelschichtöfen bei 1.200 bis 1.300€°C wird Al2O3 (Tonerde) gebildet [SAL82]. Durch Aufschmelzen der Tonerde im Elektroofen bei Temperaturen von ca. 2.000 °C wird der Korund (Al2O3) erzeugt. Mit diesem Verfahren lässt sich ein hoher Reinheitsgrad erzielen. Durch Zerkleinern in Brechanlagen werden die für die Schleifmittel notwendigen Korngrößen erzeugt. Chemische Nachbehandlungsverfahren durch Rösten und Waschen in Laugen oder Säuren führen zu verbesserten Oberflächenbeschaffenheiten der Körner und zielen auf eine Erhöhung ihrer Haftfestigkeit in der Bindung ab. Ein sehr feines Ausgangskorn erhält man durch den Sol-Gel-Prozess, bei dem von einer flüssigen oder leicht lösbaren Verbindung ausgegangen wird. Nach dem Sol-Gel-Verfahren lassen sich Keramiken und Glaszusammensetzungen bei niedrigen Temperaturen herstellen. Gekennzeichnet ist der Prozess durch den Übergang einer flüssigen oder kolloiden Lösung (kleinste Partikel der Größenordnung 103 bis 104 Atome, mit Molekülen des Lösungsmittels vermischt) in ein festes Gel. Zur Herstellung von Al2O3 nach dem Sol-Gel-Verfahren wird eine Lösung aus Aluminium und einem organischen Ester (Al(OC3H7)3) mit H2O hydrolysiert und anschließend unter Wasserabspaltung kondensiert, wodurch ein sehr feines Gel entsteht, das sich gut zum Sintern eignet. Eine Leistungssteigerung von Korundschleifstoffen kann durch Verändern von Kornaufbau und Kornform erreicht werden (Abb.€13.7). Während des Schleifens lässt sich die Zahl der arbeitsscharfen Schneiden je Schleifkorn erhöhen, womit gegenüber unbehandeltem Schmelzkorund die Standzeit und die Leistungsumsetzung verbessert werden kann. Durch Erhöhung der Scheibenporosität bei unveränderter Scheibenfestigkeit lassen sich andererseits Schleifspäne aus der Wirkstelle leichter entfernen. Auch kann bei erhöhter Scheibenporosität der Kühlschmierstoff der Kontaktzone besser zugeführt werden. Während des Schleifprozesses können geeignet ausgelegte Schleifkörner so verschleißen, dass weitgehend arbeitsscharfe Schneiden entstehen. Diese Selbstschärfung lässt sich durch Kompaktkörner oder Körner mit mikrokristallinem Aufbau erreichen. Die Kompaktkörner bestehen aus einer Vielzahl von kleinen Schleifkörnern, die durch eine Bindung zu einem großen Schleifkorn verbacken worden ist. Durch den prozessbedingten Verschleiß an den einzelnen kleinen Schleifkörnern, kommt es zu einer lokalen Erhöhung der spezifischen Schleifkraft an dem verschlissenen Korn. Beim Überschreiten der Bindungskräfte löst sich das abgestumpfte Korn aus dem Verband des Kompaktkornes und legt ein darunter befindliches neues

13.2 Schleifstoffe mikrokristalliner Korund

Kompaktkorn

Kornaufbau

Normalkorund

267

Zunahme der scharfen Schneiden je schneidkorn Hohlkugelkorund

Stäbchenkorund

Kornform

Normalkorund

Zunahme der Porosität der Schleifwerkzeuge

Abb.€13.7↜渀 Möglichkeiten der Leistungssteigerung bei Einsatz von Aluminiumoxid

scharfes Korn frei. Diese Art des Selbstschärfungsprozesses von Schleifkörnern findet bevorzugt seine Anwendung bei Schleifmittel auf Unterlagen, wie z.€B. Bandschleifprozessen [ARG00]. Durch die Herstellung von mikrokristallinem Al2O3 nach dem Sol-Gel-Verfahren ist die Selbstschärfung auch auf das einzelne Korn übertragbar. Hierbei können sich im Schleifprozess sehr kleine Ausbrüche und somit scharfe Schneidkanten bilden. Dieser Mechanismus führt im Gegensatz zu den grobkristallinen Schmelzkorunden zu einem deutlich reduzierten Verschleiß bei gleichzeitig reduzierter Schleifkraft und Temperatur. Das führt zu höheren Standmengen, längeren Abrichtintervallen und lässt eine Steigerung des Zeitspanvolumens zu [UHL87,€ BRU98,€ MÜL01]. Dabei unterscheiden sich verschiedene mikrokristalline Korunde erheblich in der Höhe der für eine Selbstschärfung erforderlichen Initialkraft [STA02]. Bei Schleifverfahren mit großen Zeitspanvolumen werden Schleifscheiben mit hohen Porenanteilen eingesetzt. Die maximale Porosität beträgt ohne weiteres etwa 50€ %. Eine weitere Steigerung führt zu geringerer Festigkeit, die die maximale Schnittgeschwindigkeit begrenzt und die Verschleißrate erhöht. Durch das Einbringen von Hohlkugelkorund, einem hohlen Korundkorn, in die Schleifscheibenstruktur lässt sich die Porosität auf 60€% steigern [MAH00]. Durch spezielle Herstellungsverfahren können Schleifkörner mit großem Längen-Durchmesserverhältnis (Streckungsgrad) bis zu 8 gewonnen werden. Das Normalkorundkorn dagegen hat einen Streckungsgrad von 1. Ein Vorteil der elongierten Schleifkörner ist die Erweiterung und Verbesserung der natürlichen Packungsporosität des Korns. Damit lassen sich Schleifscheiben mit bis 80€ % Porosität ohne künstliche Porenbildner herstellen.

268

13 Schleifen

13.2.2  Siliziumkarbid Siliziumkarbid gehört zu den wichtigen keramischen Werkstoffen. Es wird auch als Schleifstoff eingesetzt. Die technische Herstellung von SiC erfolgt nach dem Acheson-Verfahren aus Quarzsand (SiO2) und Petrolkoks bei Temperaturen von 2.000 bis 2.300€°C nach der stöchiometrischen Reaktion 

SiO2 + 3C → SiC + 2CO.

(13.1)

Die Reaktionen laufen dabei auch über Zwischenreaktionen infolge der Anwesenheit von gasförmigen Silizium- und Kohlenstoffverbindungen ab. Das nach dem Acheson-Verfahren gewonnene Siliziumkarbid fällt in einer Reinheit von 98 bis 99€ % an. Die Verunreinigungen (Fe, Mg, Ca) sind an den Korngrenzen oder in Poren angereichert. Das Material wird zerkleinert, gereinigt und durch Sieben nach Korngrößen getrennt. Durch einen mehrstufigen Waschprozess lässt sich eine Reinigung des SiC erzielen. Eine Säurebehandlung löst vorhandene Eisenrückstände. Mit Natronlauge werden freies Silizium und Siliziumverbindungen und mit Wasser Graphit abgetrennt. Anhand der Farbe lässt sich SiC in zwei Qualitäten, die durch ihre chemische Zusammensetzung gekennzeichnet sind, unterscheiden. Schwarzes SiC (≈€ 98€ %) weist im Gegensatz zu grünem SiC (≈€ 99,5€ %) größere Verunreinigungen von freiem Kohlenstoff und Elementen wie Fe, Al, Ca, Mg und freiem Silizium auf. Einen Einfluss auf die Härte zeigen die Verunreinigungen nicht. Die Zähigkeit von schwarzem SiC ist jedoch größer als die von grünem SiC.

13.2.3  Kubisch kristallines Bornitrid und Diamant Bei Schleifmitteln aus kubisch kristallinem Bornitrid, auch CBN (Cubic Boron Nitride) genannt, und Diamant handelt es sich um hochharte Schleifmittel, die im englischen Sprachgebrauch unter dem Begriff „Superabrasives“ zusammengefasst sind. Der Aufbau und der Herstellprozess ist in Kap.€8 dargestellt [BUN55, HAL60]. Während die Herstellung von CBN nur synthetisch erfolgt, kann zwischen natürlichem und synthetischem Diamant unterschieden werden. Für den Einsatz als Schleifmittel in Schleifscheiben wird heutzutage ausschließlich synthetischer Diamant eingesetzt. CBN besitzt ein kubisch-hex’tetraedisches Atomgitter aus Stickstoff- und Boratomen, Diamant ein kubisch flächenzentriertes Gitter mit vier zusätzlichen Kohlenstoffatomen [KEL80]. Durch die verschiedenen Gleitebenen können unterschiedliche Kristallformen auftreten (Abb.€ 13.8). Diese erstrecken sich beim synthetischen Diamant vom Oktaeder (111-Ebene) bis zum Würfel (100-Ebene). Der Diamant ist anisotrop, so ist z.€B. die Härte in der 111-Ebene höher als die der 100-Ebene [RAM78]. Durch die etwas unterschiedliche Atomstruktur können CBN-Kristalle weitere Formen vom Oktaeder bis zum Tetraeder einnehmen.

13.2 Schleifstoffe

269

Index 111

Oktaeder

CBN / Diamant

Würfel

Z

Y X Index 100 Oktaeder

Z

CBN

Tetraeder

Y X

Abb.€13.8↜渀 Mögliche Kristallformen von CBN und Diamant (Quelle: Element Six)

Aufgrund ihrer Kristallstruktur enthalten die Schleifkörner Spaltebenen, entlang denen sie bevorzugt splittern. Während der Schleifbearbeitung stumpfen die Körner ab. Sie werden stärker belastet und splittern. Dadurch werden neue Schneiden generiert, man spricht von einer Selbstschärfung. Je nach Art und Anzahl der Spaltebenen lassen sich mono-, makro- oder mikrokristalline Strukturen unterscheiden. Diamant ist der härteste bekannte Stoff. In Verbindung mit seiner hohen Verschleißfestigkeit ist er prädestiniert für den Einsatz als Schneidstoff zur Bearbeitung harter Materialien wie z.€B. für Glas, Hartmetall und Keramik. Diamant wandelt sich allerdings bei Temperaturen oberhalb 650€°C an Luft in die energetisch günstigere Modifikation des Graphits um, wobei Eisen und Nickel als Katalysatoren wirken und den Umwandlungspunkt zu niedrigeren Temperaturen verschieben [MAR01]. Auch weist Kohlenstoff eine hohe Affinität zum Eisen auf, so dass es bei höheren Temperaturen€–€also bei höheren Schnittgeschwindigkeiten – zu chemischem Verschleiß kommt. Beide Effekte, die Graphitisierung und der chemische Verschleiß führen dazu, dass Diamant nicht als Schleifstoff für die Bearbeitung von Stahlwerkstoffen eingesetzt wird. Dem gegenüber weist CBN keine Reaktion dieser Art auf und ist bei atmosphärischem Druck bis 1.400 °C stabil und somit für die Bearbeitung eisenhaltiger Werkstücke geeignet. Eine anerkannte Methode zur Festigkeitsbestimmung von Diamanten ist der Friability-Test. Dieser beruht auf der Messung der Schlagfestigkeit einer definierten Menge von Diamanten bestimmter Korngröße. Die Anzahl an Diamanten, die dem „Zertrümmerungsversuch“ widerstehen, ist ein Maß für die Festigkeit des untersuchten Diamanttyps (TI) (siehe auch vorn). Zur Bestimmung der thermischen Stabilität werden Diamanten unter Schutzgas bei 1.100 °C 20 min. thermisch belastet und anschließend erneut einem Friability-Test unterzogen (TTI). Der Unterschied zwischen der Festigkeit vor und nach der thermischen Belastung ist ein Maß für die

270

13 Schleifen

thermische Stabilität des Materials. Diese thermische Stabilität ist für den Einsatz des Werkzeuges aber auch bei der Herstellung einer Schleifscheibe durch Sintern wichtig [VOL00].

13.2.4  Korngrößen von Schleifstoffen Schleifkörner sind außer durch physikalische Eigenschaften wie Härte, E-Modul, Dichte, Wärmeleitfähigkeit und Wärmekapazität durch geometrische Merkmale wie Korngröße und Kornform gekennzeichnet. Die Korngröße bei Schleifmitteln aus Aluminiumoxid und Siliziumkarbid bis zur Körnung€ 220, was einem mittleren Korndurchmesser von etwa 58€µm entspricht, ergibt sich durch Siebung. Dazu werden standardisierte Drahtsiebe [DIN ISO€8486-1] verwendet. Da wegen der uneinheitlichen Kornform eine statistische Verteilung der Korndurchmesser nach dem Sieben vorliegt, wurde eine Klassifizierung der zulässigen Abweichungen vorgenommen. Diese Klassifizierung ist durch die FEPA1 genormt. Ein z.€B. durch Brechen und Mahlen erzeugtes Korngemisch wird über Siebe mit zunehmend engeren Öffnungen geleitet. Bei Aluminiumoxid und Siliziumkarbid wird die Korngröße durch die Maschenanzahl je Zoll des Siebgewebes bei festgelegtem Drahtdurchmesser definiert. Eine Körnung€60 wird mit einem Sieb von 60 Maschen je Zoll, dass entspricht einer Siebteilung von 0,42€mm, aus dem Korngemisch abgezogen. Korngrößen feiner als 220 werden durch optische Sedimentation aus einer Suspension bestimmt. Die Siebanalyse bringt mit sich, dass die Schleifkörner in Fraktionen mit typischen Verteilungen, die auch von der Kornform abhängen, vorliegen. Die hochharten Schleifstoffe Diamant und CBN werden nach der lichten Maschenweite der Siebe gekennzeichnet, d.€h. die Kennzahl korreliert direkt mit dem Korndurchmesser. In Abb.€13.9 ist das in Europa verwendete Klassifizierungssystem dem U.S.-System (mesh) gegenübergestellt. Zur Ausweitung des Toleranzfeldes kann zwischen einem engen (1) und weiten Streubereich (2) unterschieden werden. Beide Systeme sind nur bis zu einem mittleren Korndurchmesser von dgâ•›=â•›46 µm definiert. Kleinere Korngrößen werden von den Schleifmittelherstellern selbst definiert.

13.3â•…Bindung Die Schleifkörner werden durch Bindestoffe oder Bindungen im Schleifwerkzeug gehalten. Die wichtigsten Bindungen sind keramische Bindungen, Kunstharzbindungen und metallische Bindungen.

1╇ FEPA: Federation Europeene des Fabricants de Produits Abrasifs – Vereinigung Europäischer Schleifmittelhersteller

13.3 Bindung

271

Europa (metrisch) (1) (2) 1181 1001 851 711 601 501 426 356 301 251 213 181 151 126 107 91 76 64 54 46

1182 852 602 427 252 -

Siebkorngrößen Siebmaschenweite in µm 1180 - 1000 1000 - 850 850 - 710 710 - 600 600 - 500 500 - 425 425 - 355 355 - 300 300 - 250 250 - 212 212 - 180 180 - 150 150 - 125 125 - 106 106 - 90 90 - 75 75 - 63 63 - 53 53 - 45 45 - 38

(1)

USA(mesh)

16 / 18 18 / 20 20 / 25 25 / 30 30 / 35 35 / 40 40 / 45 45 / 50 50 / 60 60 / 70 70 / 80 80 / 100 100 / 120 120 / 140 140 / 170 170 / 200 200 / 230 230 / 270 270 / 325 325 / 400

(2)

16 / 20 20 / 30 30 / 40 40 / 50 60 / 80 -

Abb.€13.9↜渀 Klassifizierungssystem für Korngrößen hochharter Schleifmittel (nach FEPA)

Keramische Bindungen bestehen aus Kaolin, Ton, Quarz, Feldspat und Flussmittel [KLO86, PAD93, COL81]. Als Flussmittel werden Magnesiumoxid oder Borsilikat haltige Gläser eingesetzt, um die Brenntemperatur herabzusetzen. Die Einsatzstoffe werden zusammen mit den Schleifkörnern zum Schleifwerkzeug gebrannt bei Temperaturen von maximal 1.100 bis 1.400€ °C für Korund- und Siliziumkarbid-scheiben, für Bornitrid unterhalb 1.000€ °C und für Diamant unterhalb 700€°C. Durch die Wahl der Einsatzstoffe lassen sich Schmelzen mit unterschiedlicher Viskosität und Oberflächenspannung erreichen, wodurch die Struktur bzw. die Porosität der keramisch gebundenen Schleifkörper eingestellt werden kann. Kunstharzbindungen bestehen überwiegend aus Duroplasten, und zwar aus Phenolharzen oder Mischungen von Phenolharzen mit anderen Harzen. Sie werden durch Heißpressen zusammen mit den Schleifkörnern zu Schleifwerkzeugen verarbeitet. Die Presstemperaturen liegen zwischen 150 °C und 170€°C. Metallische Bindungen werden durch Pressen und Sintern von Bronze-, Stahloder Hartmetallpulvern hergestellt oder durch galvanische Beschichtung mit Nickel oder Nickelverbindungen aufgebracht. Auf der Basis von Metallpulver erzeugte Bindungen werden bei Temperaturen von 700 bis 900€°C unter Druck gesintert. Metallische Bindungen werden für hochharte Schleifstoffe eingesetzt. Sie bieten eine

272

13 Schleifen

gute Wärmeabfuhr aus dem aktiven Schleifbelag, haben eine gute Formstabilität und weisen eine große Haftung zu den Schleifkörnern auf. Sie werden häufig zum Profilschleifen eingesetzt. Galvanisch gebundene Schleifscheiben weisen meist nur eine Kornlage auf und werden im Allgemeinen nicht abgerichtet (s. Abschn.€13.5). Durch Einlagerung von spröden Füllstoffen wurden durch Crushieren (Drücken) abrichtbare metallische Bindungen entwickelt. Für spezielle Zwecke werden weitere Bindungsstoffe eingesetzt, wie mineralische Bindungen (Silikat-, Magnesitbindungen) Leim- oder Gummibindungen. Die Gummibindung auf der Basis von synthetischem Kautschuk wird beispielsweise für besonders temperaturempfindliche Bearbeitungsaufgaben (Messerschliff) eingesetzt. Eine wichtige Eigenschaft eines Schleifwerkzeugs ist seine Härte, die als der Widerstand verstanden wird, den die Bindung dem Herausbrechen von Körnern entgegensetzt. Die Härte einer Schleifscheibe ist damit grundsätzlich anders definiert als üblich, wo in der Regel die Eindringhärte bestimmt wird. Die Scheibenoder Bindungshärte ist für den Schleifprozess von großer Bedeutung. Sie bestimmt, wie lange ein verschlissenes Korn im Bindungsverband gehalten wird. Eine weiche Bindung entlässt Körner früh; die Schleifscheibe bleibt schärfer im Gegensatz zu einer Scheibe mit harter Bindung. Daraus folgt die Praxisregel, weiche, weniger verschleißende Werkstoffe mit harten Scheiben und harte Werkstoffe mit weichen Scheiben zu bearbeiten. Härtere Scheiben werden auch für geringe Spanungsdicken, d.€h. bei kurzen Kontaktlängen oder geringen Geschwindigkeitsverhältnissen empfohlen. Bei keramisch gebundenen Schleifscheiben wird die Härte im Wesentlichen durch die Korngröße und Dicke der Bindungsstege bestimmt (Abb.€13.10). Stärkere Bindungstege halten die Schleifkörner stärker im Gefüge und sorgen somit für eine größere Härte der Schleifscheibe. In Abb.€13.11 sind für Schleifscheiben die Bereiche üblicher Zusammensetzungen dargestellt.

harte Schleifscheibe

weiche Schleifscheibe

Schleifkorn Bindemittel-Stege

Poren

Schleifkorm Bindemittel-Stege

Abb.€13.10↜渀 Aufbau einer keramischen Schleifscheibe (Quelle: „Saint Gobain Abrasives“)

Poren

13.4 Schleifscheiben

273 0

100 % 80

20

z.

lum en

40

60

be

konventionelle Schleifscheibe

vo

Bin

ren

du

Po

60

40

ng

z.

sv

be

olu

me

n

bez. Schleifkornvolumen + bez. Bindungsvolumen + bez. Porenvolumen = 100 %

CBN-Schleifscheibe (kaltgepresst)

20

80 % 100 0

20

40 60 bez. Schleifkornvolumen

80

%

0 100

Abb.€13.11↜渀 Volumenanteile keramischer Schleifscheiben

13.4â•…Schleifscheiben Die werkstoffseitige Klassifizierung konventioneller Schleifscheiben erfolgt nach der [DIN ISO€525] (Abb.€13.12). Sie umfasst acht Kurzzeichen, wobei zwei Kurzzeichen freigestellt sind, das heißt sie können vom Hersteller frei gewählt werden.

Schleifmittel

Schleifmittel

Körnung

Härtegrad

Gefüge

Bindung

Bindung

Arbeitshöchstgeschw.

XXa

A

60

L

5

B

XXa

63

< 16, 16....140, 160 m/s

mittel

fein

4 5. .. 8 10 12. .. 24

30 36 40 46 54 60

70 80 90 100 120 150 180 220

A

E

H

L

P

T

X

B

F

I

M

Q

U

Y

C

G

J

N

R

V

Z

K

O

S

W

D

0 1 . . . 15 . . . . 30

offenes Gefüge

grob

äußerst hart

Makrokörnungen F4 bis F220 nach ISO 8486-1

sehr hart

steller frei wählbar

hart

Zirkonkorund

mittel

Z

a Kurzeichen vom Her-

weich

Siliziumcarbid

sehr weich

Edelkorund

äußerst weich

A C

V

keramische Bindung

R

Gummibindung

RF

Gummibindung faserstoffverstärkt

B

Kunstharzbindung Kunstharzbindung

BF faserstoffverstärkt E

Schellackbindung

MG Magnesitbindung M

Metallische Bindung

Abb.€ 13.12↜渀 Klassifizierung von Korund- und Siliziumkarbid-schleifscheiben (nach DIN ISO 525:2000-08)

274

13 Schleifen

Die Härte einer Schleifscheibe ist nach der Norton-Skala mit Kennbuchstaben von A (äußerst weich) bis Z (äußerst hart) klassifiziert. Praktisch genutzt wird der Bereich von E bis G (sehr weich) und von P bis S (hart). Die manuelle Ritzprüfung mit einem Stichel und der Vergleich mit bekannten Scheiben ist subjektiv und gibt keine absoluten Daten. Eine für Forschungszwecke entwickelte Variante dieser manuellen Prüfung ist die Ritzprüfung nach Peklenik [PEK57], bei der ein Ritzwerkzeug unter definierter Normallast über die aktive Schleifscheibenoberfläche gezogen wird und dabei Körner oder Teile von Körnern ausbrechen. Die auftretenden Tangentialkräfte sind ein Maß für die Härte der Scheibe. Diese Prüfung kommt der Härtedefinition zwar am nächsten, ist jedoch als Werkstattprüfverfahren weniger geeignet. Die Härteprüfung von Schleifscheiben durch das Sandstrahlverfahren nach C.€ Zeiss und M.€ Mackensen (Prüfgerät Fa.€ Mengringhausen, Iserlohn) ist in der Richtlinie€ 102 des Deutschen Schleifscheibenausschusses festgelegt. Bei diesem Verfahren wird ein definiertes Volumen einer bestimmten Körnung mit Druckluft bei festgelegtem statischen Druck und definiertem Düsenquerschnitt auf die Schleifscheibenoberfläche geblasen. Abbildung€13.13 zeigt den Aufbau eines Strahlprüfgerätes. Die Tiefe der entstehenden Kalotte, die sog. Blastiefe, wird als Maß für die Härte der Schleifscheibe herangezogen. Ein Nachteil dieses Verfahrens ist, dass es nicht zerstörungsfrei arbeitet und dass die Art der Beanspruchung der Körner und der Bindung nicht identisch ist mit der Härtedefinition. Von der Beanspruchung her ähnlich ist das Einrollverfahren (Abb.€ 13.14). Hierbei wird eine Stahlscheibe mit definierter Pressung gegen die zu prüfende Schleifscheibe gedrückt. Schleifscheibe und Rolle wälzen gegeneinander ab. Die nach einer bestimmten Zahl von Umdrehungen erreichte Einrolltiefe wird mit der Scheibenhärte korreliert. Mit dem Einrollverfahren vergleichbar aus der Sicht der Korn- und Bindungsbeanspruchung ist die Härteprüfung€B nach Rockwell (Kugeleindruckprüfung), mit dem vornehmlich sehr feinkörnige Schleifwerkzeuge geprüft werden (Hon- und Abziehwerkzeuge). Messstift

Hartmetalldüse

Druckluftzufuhr Luft- und Strahlmittelauslass

DSA - Richtlinie 102 : Strahlmittel : Normalkorund Körnung : F 30 Strahlmittelvolumen : 48 cm3 Luftdruck : 120 ± 20 kPa Schleifscheibe

Distanzstifte Dichtung

Schleifscheibe Kalotte

Blastiefe

Abb.€13.13↜渀 Härteprüfung von Schleifscheiben durch Bestimmung der Blastiefe

Kalotte Blastiefe

Strahlmittelvorratsbehälter Strahlmittel für eine Prüfung

Manometer

13.4 Schleifscheiben

275 Art der Prüfung : Einrollen mit einer Stahlscheibe

Schleifscheibe

a

Wasser

Prüfwert : Einrolltiefe (a) nach x Umdrehungen

F = const.

Stahlscheibe

Härte H = f (a)

Abb.€13.14↜渀 Schleifscheibenhärteprüfung nach dem Einrollverfahren (Quelle: Opitz)

Ein Prüfverfahren, das einen physikalischen Wert liefert, ist die Eigenfrequenzmessung (Grindo-Sonic-Verfahren) nach R. Snoeys [PET68]. Dabei wird die erste Eigenfrequenz der Schleifscheibe durch Anschlagen im Ausschwingversuch bestimmt (Abb.€13.15). Die Eigenfrequenz ist der Wurzel des scheinbaren E Moduls der Schleifscheibe proportional. Mit dem Durchmesser der Scheibe di und der Bohrung da, der Scheibendicke€ bs, der mittleren (scheinbaren) Dichte s und der

Abb.€13.15↜渀 Schleifscheibenhärte und E-Modul

276

13 Schleifen

Querkontraktionszahl  gilt für die Eigenfrequenz f der Eigenschwingung mit drei Knotendurchmessern unter der Bedingung di/daâ•›<â•›0,25 [PET68]: bs f= · da





1 − (da /di )2 E 1,07(1 − v2 ) · ρs

1/2

(13.2)

Bei dem aus mehreren Komponenten bestehenden Prüfkörper kann man nur von einem scheinbaren E-Modul sprechen. Er ist um so größer, je dicker die Bindungsstege sind. Dadurch ist eine Korrelation zwischen dem so ermittelten E-Modul und der Härte der Scheibe gegeben. Die Prüfverfahren konventioneller Schleifscheiben sind nur bedingt auf hochharte Schleifscheiben übertragbar. Es existieren erste Methodenansätze, die das Bruchverhalten (Bindung, Schleifkorn) bzw. die Nachgiebigkeit hochharter keramisch gebundener Schleifscheiben bestimmen. Sie bringen Prüflasten auf einzelnen Schleifkörner [KLO02] oder Gruppen von Körnern mit einem definierten Prüfkörper auf [DEN03].

13.5â•…Sprengsicherheit von Schleifscheiben Schleifscheiben laufen mit hohen Umfangsgeschwindigkeiten. Als Folge werden sie hohen Radialbeschleunigungen unterworfen, die wiederum hohe Spannungen durch die Zentrifugalwirkung auslösen. Diese Spannungen können zur Zerstörung von Schleifscheiben führen, was sicher vermeiden werden muss. Daher sind die Beanspruchungen als Folge der Fliehkräfte und ihre Einflussgrößen zu bestimmen. Abbildung€13.16 zeigt Spannungen und Dehnungen an einem Volumenelement einer Scheiben. Wegen ihrer geringen Ausdehnung senkrecht zur Zeichenebene Scheibendicke 1 dϕ dϕ/2 dr

(r+ u) d

ϕ.ω2.r

ri

ϕ

ra

σr+dσr σt

σr

dr

u(r + dr)

σt

dϕ

u(r)

rdϕ r

Abb.€13.16↜渀 Spannungen und Dehnungen am Volumenelement

r +dr

13.5 Sprengsicherheit von Schleifscheiben

277

kann zweiachsiger Spannungszustand unterstellt werden. Aus dem Gleichgewicht der Kräfte in radialer Richtung lässt sich anschreiben   ∂σr dr · (r + dr)dϕ · 1 − σr · r · dϕ · 1 − 2 · σt · dr · "1" σr + ∂r  (13.3) dϕ · sin + ρ · r 2 · ω2 · dr · dϕ = 0 2 = dϕ Im Grenzübergang gilt zudem sin dϕ 2 2 Damit kann zusammenfassend angeschrieben werden



∂(σr · r) · dr · dϕ − σt · dr · dϕ + ρ · r 2 ω2 · dr · dϕ = 0 ∂r

(13.4)

Eine Verknüpfung zwischen r und t wird unter Nutzung des Stoffgesetzes für elastisches Verhalten, also das Hookesche Gesetz erreicht. Die Dehnungen ergeben sich, wie Abb.€13.16 zeigt, aus den Verschiebungen u in radialer Richtung. 

εr = lim r→0

ur+r − ur ∂u = r ∂r

(13.5)

εt = limr→0

u 2π · (r + u) = 2πr r

(13.6)

und 

Das Hookesche Gesetz für den ebenen Spannungszustand ergibt: 

εr =

1 [στ − v · σt ] E

und

εt =

1 [σt − v · σr ] E

(13.7)

woraus schließlich die Differentialgleichung folgt, die sich durch zweifache Integration lösen lässt:   d 1 d ρ · (1 − v2 ) · · r) =− · r · ω2 (u  (13.8) dr r dr E Mit den Randbedingungen für die Kraft freien Ränder und die (zur dimensionsfreien Darstellung) auf den Außenradius bezogenen Radien Qâ•›=â•›r/ra und Qiâ•›=â•›ri/ra ergeben sich folgende Lösungen 



  σr 3+v Qi2 2 2 1 + Q = −Q i − ρ · ra 2 ω 2 8 Q2

(13.9)

  3+v Q2 i 1 + 3v 2 σt 2 1 + Q Q = + − i ρ · ra 2 ω2 8 Q2 3+v

(13.10)

278

13 Schleifen

Abb.€13.17↜渀 Radial- und Tangentialspannungen durch Fliehkräfte

1,0 ν = 0,2 Qi = 0,2

σ ρ . r a . ω2

σt

0,6 σt

0,4 σr 0,2

0

σr 0

0,2

0,4 0,6 bez. Radius

-

1,0

Abbildung€13.17 zeigt, dass die maximale Beanspruchung einer Schleifscheibe als Folge von Fliehkräften am Innenrand auftritt. Tatsächlich zerlegen sich Scheiben, die über ihre Sprengdrehzahl betrieben werden in Segmente mit radialen Bruchflächen. Für eine Vollscheibe, die dann z.€B. an einem Halteflansch [GRE58] gehalten werden müssen, ergibt sich theoretisch (Lochlosigkeit) ein gänzlich anderer Spannungsverlauf. In Gl. 13.9 und 13.10 ist folgender Grenzwert nach der Regel von de€L’Hospital zu bilden: 

lim Q→0

Qi 2 =0 Q2

(13.11)

Damit werden die Spannungen im Scheibenmittelpunkt Qâ•›=â•›Qiâ•›=â•›0 

σr σt 3+v = = 2 2 2 2 ρ · ra ω ρ · ra ω 8

(13.12)

In Abb.€13.17 ist der Spannungsverlauf einer Vollscheibe gestrichelt eingetragen. Man sieht, dass sich in der Mitte die Tangential- und Radialspannungen gegenüber der gelochten Scheibe unstetig verändern. Sie sind gleich, die Tangentialspannung mindert sich auf den halben Wert einer gelochten Scheibe. Allerdings bleibt fraglich, ob bei einer porösen Scheibe wie bei einer keramisch gebundenen, wirklich “Lochlosigkeit” angenommen werden kann. Gerade bei keramisch gebundenen Scheiben ist die Sprengsicherheit kritisch. Dem läuft der Trend entgegen, die Schleifgeschwindigkeit zu erhöhen (s. Hochgeschwindigkeitsschleifen). Um die Sprengdrehzahl einer Schleifscheibe zu steigern, bieten sich folgende Maßnahmen an:

13.6 Schleifprozesse

279

• Einbau von Verstärkungen in den hochbelasteten Zonen (festere Bindung, Faserverstärkung). • Einsatz eines Stahlringes in die Scheibenbohrung und zugbelastbare Verbindung schaffen z. B. durch Kleben. • Scheibe in Segmente auflösen, die keine Tangentialspannungen übertragen; das setzt allerdings sichere radiale Halterung der Segmente voraus. • Doppelkegelförmige Ausführung der Scheibe, so dass gegen den Innenrand eine Spannungsminderung erfolgt. Wegen des großen Energieinhaltes den Schleifscheiben oder deren Bruchstücke bei den hohen Schleifgeschwindigkeiten (die Drehzahl geht im Quadrat ein) müssen besondere Sicherheitsanforderungen beachtet werden. In Schleifmaschinen (ortsgebundene Maschinen) dürfen nur nach DIN€ISO€12413 für konventionelle Schleifscheiben und nach DIN€ISO€13236 zugelassene Schleifscheiben betrieben werden. Durch Aufschrift und farbliche Kennzeichnung sind die zulässigen Arbeitshöchstgeschwindigkeiten angegeben. Diese Höchstgeschwindigkeit vs liegt je nach Sicherheitsfaktor Sbr erheblich unter der im Experiment ermittelten Bruchgeschwindigkeit vbr. Es gilt wegen des quadratischen Zusammenhangs mit der Drehenergie folgende Beziehung  2 vbr  (13.13) Sbr = vs Für maschinengeführtes Schleifen mit geschlossenem Arbeitsbereich (sichere Abdeckung des Arbeitsraumes) ist Sbrâ•›=â•›1.75, ohne Abdeckung muss Sbrâ•›=â•›3 eingehalten werden. Wenn eine Scheibe neu in eine Halterung (meist Spannflansche) aufgenommen wird, sind folgende Prüfungen durch Fachpersonal vorzunehmen: • Sichtprüfung auf Risse, Ausbrüche oder andere Beschädigungen • Klangprobe (nur sinnvoll bei keramisch gebundenen Scheiben) auf hellen Klang (i.€O.) oder Scheppern bzw. dumpfen Klang (nicht i.€O.). • Aufnahme in speziellen Spannflanschen. • Probelauf in der Maschine mit der Höchstdrehzahl der Schleifspindel, maximal Höchstdrehzahl der Scheibe, über 1 Minute. Für den Betrieb muss beachtet werden, dass poröse Schleifscheiben wegen der Unwuchtgefahr nicht im Stillstand von Kühlschmierstoff überflutet werden dürfen.

13.6â•…Schleifprozesse Der Schleifprozess lässt sich in systemtechnischer Sicht durch Eingangs-, Prozess-, und Ausgangsgrößen beschreiben (s.€a. Abschn.€1.3). Die Eingangsgrößen unterteilen sich in die System- und Stellgrößen (Abb.€13.18). Die Systemgrößen werden durch das Werkstück (physikalische, chemische Eigenschaften, Roh- und

280

13 Schleifen

Werkstück Prozessgrößen

Schleifkraft Schleifleistung Schleifenergie Temperatur Schwingungen Schleifzeit

Form-, Maßgenauigkeit, Oberflächenqualität, Randzone

Schleifscheibe

Zustellung Schnittgeschwindigkeit Vorschübe Abrichtergebnis Kühlschmierstoffdruck und -volumen

Ausgangsgrößen

Verschleiß Mikrotopographie Zusetzung

Kühlschmierstoff

Systemgrößen

Werkstück Schleifscheibe Maschine Abrichtwerkzeug Kühlschmierung

Stellgrößen

Eingangsgrößen

Verschmutzung Zustandsänderung

Abb.€13.18↜渀 Kenngrößen des Schleifprozesses

Fertigteilform und –abmessungen), die Schleifscheibenspezifikation, die Maschine (Art, statische und dynamische Eigenschaften), das Abrichtwerkzeug und das Kühlschmiersystem beschrieben. Stellgrößen sind Schnittgeschwindigkeit, Zustellung, Vorschub und Abrichtergebnis sowie der eingestellte Druck und der Volumenstrom der Kühlschmierung. Im Gegensatz zu den Systemgrößen können die Stellgrößen schnell an den Prozess angepasst werden. Die Bewertung des Schleifprozesses erfolgt durch Prozessgrößen, anhand der Zerspankräfte, leistungen, energien, Temperaturen, Schwingungen sowie der Schleifzeit. Zur Beschreibung der Ausgangsgrößen dienen werkstückspezifische Größen wie Formund Maßgenauigkeit, Oberflächenqualität sowie Randzoneneigenschaften, die erheblichen Einfluss auf die Funktionserfüllung des Bauteils besitzen. Weitere Ausgangsgrößen sind der Verschleiß, die Mikrotopographie und die Zusetzungen der Schleifscheibe sowie die Verschmutzung und Zustandsänderung des Kühlschmierstoffes.

13.6.1  Eingangsgrößen Die Produktivität und Mengenleistung beim Schleifen wird durch das Zeitspanvolumen Qw (Volumenstrom, der vom Werkstück getrennt wird) beschrieben [SAL91]. In Abb.€13.19 sind die für das Längsumfangs-Plan- und das LängsseitenPlanschleifen notwendigen Größen zur Berechnung des Zeitspanvolumens angegeben. Es folgt zu 

Qw = ae · ap · vft

(13.14)

13.6 Schleifprozesse

281

Längs-Umfangs Planschleifen

vc

Längs-Seiten Planschleifen

ap

vc Aw

AK

AK

ae = fr lg

lg ap

ae

vft ap : Schnitteingriff ae : Arbeitseingriff fr : radialer Vorschub

vft

lg : geom. Kontaktlängen Ak : Kontaktfläche Aw : Eingriffsquerschnitt

Abb.€13.19↜渀 Kenngrößen des Schleifprozesses

aus dem Arbeitseingriff ae und dem Schnitteingriff ap, die zusammen den Eingriffsquerschnitt Awâ•›=â•›ae╛╛⋅╛╛ap ergeben und aus der Tangentialvorschubgeschwindigkeit vft, auf der der Eingriffsquerschnitt senkrecht steht. Der Arbeitseingriff ae wird in der Arbeitsebene (zwischen Vorschub- und Schnittgeschwindigkeitsvektor aufgespannt), der Schnitteingriff ap wird senkrecht zur Arbeitsebene gemessen. Abbildung€ 13.20 enthält Angaben zu Zeitspanvolumina für andere Schleifverfahren

Umfangs-

Seiten-

Längs-

Quer-

vc

vfa vc

vw, nw

ae

ae

ae ap

Qw = ae · ap · vft bs

nw

ap Qw = ae · dw · π · vfa = ae · ap · dw · π.nw v

v

vfa

a

ap vw Qw = ae · dw · π · vfa

Qw = bs · dw · π · vfr vfr ap

vc

vw

vft Qw = ae · ap · vft

LängsAußenProfil

AußenRund-

vft Qw = ae · ap · vft

vc

ap

LängsAußenWälz

Plan-

ae

Quer-

Längsvft

vc

ap

Innen-

bs

Qw = bs · dw · π · vfr

Abb.€13.20↜渀 Wichtige Schleifverfahren (nach DIN€8589)

vc

vfa

ap bw

Qw = ae · ap · vfa

282

13 Schleifen

als das Längsumfangs-Plan- und das Längsseiten-Planschleifen. Allgemein gilt für andere Planschleifprozesse 

Qw = Aw · v f ,

(13.15)

worin Aw2 der Eingriffsquerschnitt normal zur Hauptvorschub-geschwindigkeit vf ist. Für die Spanbildung in der Wirkzone sind die geometrischen und kinematischen Eingriffsbedingungen von Bedeutung. In Abb.€13.19 ist die geometrische Kontaktlänge lg eingetragen. Zusammen mit dem Schnitteingriff ergibt sich daraus die geometrische Kontaktfläche Akâ•›=â•›ap╛╛⋅╛╛lg. Die geometrische Kontaktlänge lässt sich aus dem Schleifscheibenradius rs und dem Arbeitseingriff ae bestimmen zu   rs − ae  (13.16) lg = rs · arccos rs oder für rsâ•›>>â•›ae 

 lg = 2rs · ae .

(13.17)

Um Kontaktlänge und Kontaktfläche unabhängig von Werkzeug- und Werkstückmaßen und außerdem verfahrensunabhängig bestimmen zu können, wird der äquivalente (äquivalent zum Planschleifen) Radius req bzw. Durchmesser deq definiert. Es gilt 

req =

rw · rs , rw ± rs

(13.18)

wobei die Addition im Nenner für das Außenrundschleifen, die Subtraktion für das Innenrundschleifen steht. Abbildung€13.21 gibt die Planfigur zur Ermittlung von req wieder und zeigt einen Vergleich für das Außen- und Innenrundschleifen bei verschiedenen Radiusverhältnissen. Die geometrische Kontaktlänge ist eine Rechengröße, die als Näherung verschiedene Vereinfachungen enthält. Sie berücksichtigt nicht • die vollständige Kinematik der Wirkpartner, d.€h. die zykloidischen Schneidenbahnen des Werkzeugs gegen das Werkstück, • die elastische Verformung der beteiligten Körper als Folge der Schleifkräfte, • die Tatsache, dass die im Kontakt stehenden Oberflächen von Schleifscheibe und Werkstück nicht geometrisch glatt, sondern tatsächlich höchst rau sind und • dass die wirkliche Kontaktfläche wegen der Berührung von nur einzelnen Körnern der Schleifscheibe gegenüber der ganzen im Eingriff befindlichen Fläche des Werkstücks nur ein Bruchteil (in der Größenordnung von 1€%) darstellt.

2╇

Aw bezeichnet hier den Eingriffsquerschnitt und ist nicht zu verwechseln mit der Zeitspanfläche

13.6 Schleifprozesse lg =

283 Werkzeug - und Werkstückgeometrie

2fr • req

ae fr

rs

Außenrundschleifen

rw

a e < fr r •r req = s w rw + rs

lg Innenrundschleifen

rs lg

ae

fr

rw

ae > fr r •r req = s w rw – rs

dw

Außenrundschleifen

fr lg

Innenrundschleifen

ae = fr req = rs

rs

ds

Planschleifen

äquivalenter Schleif- rs rw scheibenradius

rw = 25 mm

rs = 150 mm

req = 21.43 mm

rw = 25 mm

rs = 300 mm

req = 23,08 mm

rw = 25 mm

rs = 600 mm

req = 24 mm

rw = 25 mm

rs = 12,5 mm

req = 25 mm

rw = 25 mm

rs = 22,5 mm

req = 225 mm

rw = 25 mm

rs = 24 mm

6 12 24 0,5 0,9 0,96

req = 600 mm

Abb.€13.21↜渀 Beschreibung des äquivalenten Radius

Die kinematische Kontaktlänge lk berücksichtigt die Vorschub- und Schnittgeschwindigkeit und geht von glatten Wirkpartnern aus. Sie ist in guter Näherung  lk = lg

 1 1± , (+ : Gleichlaufschleifen, − : Gegenlaufschleifen) (13.19) q



wobei q das Geschwindigkeitsverhältnis ist (Abb.€13.22). Dabei steht die Addition für das Gegenlaufschleifen, die Subtraktion für das Gleichlaufschleifen. Bei üblichen Schleifprozessen mit qâ•›=â•›60 weichen lk und lg also um 1,6€ % voneinander ab. Beim Tiefschleifen (vft <
rs

Abb.€13.22↜渀 Kinematische Kontaktlänge

vft

lg vc

lk vft

284

13 Schleifen

Schnellhubschleifen (speed stroke grinding) können nennenswerte Differenzen auftreten. Bisher wurde noch nicht berücksichtigt, dass der tatsächliche Kontakt zwischen Schleifscheibe und Werkstück nur über die aktiven Schleifkörner stattfindet. Die wirkliche Kontaktfläche ist also weit geringer als die bisher ermittelte. Eine grobe Einschätzung des Verhältnisses der wirklichen zur bisher rechnerisch ermittelten Kontaktfläche Ae/Ac ist über die Berücksichtigung der Fließgrenze des Werkstoffs möglich [ROW93]. Wenn die mittlere Pressung unter den Schleifkörnern, die bis zum Fließen ertragen werden kann, pmax ist, gilt  und es folgt 

Fn = Ae · pmax ,

(13.20)

Fn Ae = . Ac pmax · lc

(13.21)

Versuche zeigen eine Größenordnung von Ae/Ac < 0,01. Da die Schleifbreite oder der Arbeitseingriff im Allgemeinen groß gegenüber den Vorgängen am Einzelkorn ist, kann man mit ausreichender Näherung annehmen, dass entlang des Schnitteingriffs gleiche Spanbildungsverhältnisse herrschen. Daher werden Einstell- und Prozessgrößen sinnvollerweise auf den Schnitteingriff bezogen, wie z.€B. das bezogene Zeitspanvolumen 

Qw =

Qw ap

(13.22)

Auch Kräfte, Energien oder Leistungen, wie auch Verschleißvolumina werden zweckmäßigerweise durch den Schnitteingriff dividiert, um sie technologisch vergleichbar zu machen. Das Zeitspanvolumen wird durch Größen gebildet, die von außen vorgegeben sind. Daher wird Qw auch als äußeres Zeitspanvolumen Qwa bezeichnet. Dieses äußere Zeitspanvolumen muss identisch sein mit dem Volumen, das je Zeiteinheit durch die Schnittbewegung – gekennzeichnet durch die Schnittgeschwindigkeit vc€– und den Eingriff der einzelnen Schneiden abgespant wird. Der mit der Schnittbewegung erzeugte Volumenstrom wird als inneres Zeitspanvolumen Qwi bezeichnet. Wenn man nach Kurrein [KUR27] annimmt, dass ein „Stoffband“ der Dicke heq mit der Schnittgeschwindigkeit vom Werkstück getrennt wird, ergibt sich (Abb.€13.23).  Aus der genannten Identität 

Qwi = heq · ap · vc .

(13.23)

Qwa = Qwi

(13.24)

folgt die äquivalente Spanungsdicke zu 

heq = fr ·

vft vc

(13.25)

13.6 Schleifprozesse

285

Abb.€13.23↜渀 Äquivalente Spanungsdicke€heq vc

ap

fr

heq

Qwi vft

Qwa

v heq = vft fr c

oder mit dem Geschwindigkeitsverhältnis qâ•›=â•›vc/vft 

heq =

fr q

(13.26)

heq ist eine Rechengröße, die nicht die tatsächliche Spanungsdicke angibt, sondern eine weit geringere, da tatsächlich nicht ein kontinuierliches Band vom Werkstück abgespant wird, sondern nur einzelne Körner oder Schneiden wirken. Nach M.C.€Shaw [REI56] lässt sich die mittlere Spanungsdicke am Korn bzw. an der Schneide hc aus der Korn- bzw. Schneidenzahl NA je Flächeneinheit der aktiven Schleiffläche ermitteln. Wenn NA durch Auszählen der Körner in der Draufsicht der Schleifscheibe ermittelt wird, werden folgende Annahmen getroffen: • jedes Korn nimmt am Spanen teil, • jedes Korn liegt in der äußeren Umfläche auf gleicher Höhe, • jedes Korn trennt das überdeckende Volumen ab, das es am Werkstück durchdringt. Elastische Verformungen und plastisches Verdrängen (Pflügen) oder Absplittern von Werkstoff finden nicht statt, • jedes Korn hat eine freie Kontaktlänge lε, ohne dass es zu Schnittüberdeckungen mit vor- oder nachlaufenden Körnern kommt (keine Bahnüberdeckungen). Nach Abb.€13.24 ist der wirksame mittlere Querschnitt eines Kornes  und mit dem Formfaktor 

Ag = b g · h c

λ=

bg hc

(13.27)

(13.28)

286

13 Schleifen

Abb.€13.24↜渀 Kornform und Korndichte

ist die Summe des mit Schnittgeschwindigkeit abgespanten Querschnitts€Ac   1/2  (13.29) Ag = Ag · NA · Ak = λ · hc 2 · NA · ap · 2 · fr · req Ac =

worin Ak die Kontaktfläche mit Akâ•›=â•›lg€⋅€ap ist. Daraus folgt durch Gleichsetzen des inneren und äußeren Zeitspanvolumens Qwiâ•›=â•›Qwa: 

(13.30)

Ac · vc = fr · ap · vft

die mittlere Spanungsdicke   vft 1 fr 1/2  hc = · mit · vc NA · λ lg

lg =

 2 · fr · req .

(13.31)

Offensichtlich ist die Annahme, dass alle Körner am Schleifprozess in gleicher Weise, d.€h. mit gleichem Spanungsquerschnitt Ag teilnehmen, tatsächlich nicht erfüllt; denn im Allgemeinen sind die Schleifkörner regellos in der Bindung angeordnet (außer bei galvanischer Bindung). Eine weitergehende Theorie berücksichtigt daher die Verteilung der Körner normal zur aktiven Schleiffläche. Büttner und Triemel ermittelten die Kornverteilung aus der Konzentration des Schleifstoffes im Volumen der Schleifscheibe [BÜT68, TRI76]. Für das Scheibenvolumen Vs gilt 

Vs = Vg + Vb + Vp

(13.32)

mit dem Schleifstoffvolumen Vg, dem Bindungsvolumen Vb und dem Porenraum Vp. Die Zusammensetzung ist durch eine archimedische Wägung oder aus der Herstellerspezifikation (Querverweis zu Schleifscheiben) zu ermitteln.

13.6 Schleifprozesse

287

Die Anzahl der Körner je Volumeneinheit NV kann mit Hilfe des mittleren Volumens eines Kornes Vge oder aus der Kornkonzentration C und der Dichte des Schleifstoffs g bestimmt werden zu 

NV =

Vg C = . Vge · Vs ρg · Vge

(13.33)

Für das Volumen eines Kornes, mit dem Formfaktor qe, der für die Kugelform zu qeâ•›=â•›1 wird, gilt:

Vge = qe



1 π dg3 . 6

(13.34)

Nach Abb.€13.25 oberes Teilbild wird eine gedachte Fläche der Größe "1" im Abstand z€≥€dg von der Schleifscheibenumfläche von einer Kornanzahl NA0 durchstoßen. Es gilt 

dg · Nv · "1" = NA0 · "1"

(13.35)

NA0 = dg · Nv .

(13.36)

dNA NA0 = tan α = dz dg

(13.37)



Dabei ist vorausgesetzt, dass die volumenbezogene Korndichte Nv unabhängig von z konstant ist. Dies gilt für zâ•›<â•›dg nicht. Vielmehr nimmt die flächenbezogene Kornzahl NA mit z linear zu. Der Grenzwert NA0 wird zudem durch Einflüsse des freien Randes bereits bei geringer Eindringtiefe z in den Schleifbelag erreicht. Abbildung€13.25 unteres Teilbild zeigt den Gradienten der Kornzahl je Flächeneinheit über z 

c0 =

dg

Schnittfläche A

dg z

NA mm–2 NAO tan α = c =

Abb.€13.25↜渀 Kornverteilung und Korndichte

NAO dg

α dg

µm

z

288

13 Schleifen 40 D64 M 100 c0 = 1860

mm–2

Abrichten : SiC Rollenabrichter bremsgesteuert

mm–3

a = 0,01 mm/EH vs = 6 mm/s vw = 3 mm/s

stat. Schneidenzahl NA

30 c0 = 1050 mm–3

D91 M 115 D91 M 100

c0 = 980 mm–3

D91 M 75 Abziehen : Korundstab

c0 = 830 mm–3

20

D110 M 100 D110 K 100 c0 = 520 mm–3 c0 = 430 mm–3

10

Diamant-Schleifscheiben 1A1-200-5 0

0

10

20

30

µm

40

Hüllflächenabstand z

Abb.€13.26↜渀 Summenhäufigkeit von Schneiden in Diamantschleifbelägen



c0 = NV .

(13.38)

Qwi = N · Ag · vc .

(13.39)

Mit einer thermoelektrischen Methode konnte die Korndichte messtechnisch ermittelt werden [KAI75]. Danach lässt sich tatsächlich eine konstante Korndichte co im aktiven Schneidenraum annehmen (Abb.€13.26), die bis zu einer Schneidenraumtiefe z€≈€0,3€dg reicht. Mit zunehmender Schneidendichte, also höherer Kornkonzentration, feineren Körnen und höherem Kornhaltevermögen der Bindung nimmt die Schneidenraumtiefe ab. Die Ermittlung der Korndichte bzw. Kornzahl je Flächeneinheit aus der Schleifstoffkonzentration unterstellt, dass jedes Korn nur eine Schneide hat. Abhängig vom Abrichtprozess und von der Art der Bindung und des Schleifstoffs kann ein Korn mehrere Schneiden bilden [WER71, LOR75]. Aber auch dann kann mit ausreichender Näherung angenommen werden, dass die Schneidendichte konstant ist, d.€h. die Schneidenzahl je Flächeneinheit nimmt mit der Eindringtiefe in den Schneidenraum linear zu. Mit der Korn- bzw. Schneidenverteilung lässt sich dann die Spanungsdicke hc ermitteln. Mit dieser Kenntnis der Schneiden- bzw. Kornverteilung über der Eindringtiefe in den aktiven Schleifraum lässt sich ein erweitertes Spanungsdickenmodell entwickeln, das auf Überlegungen von Büttner [BÜT68], Triemel [TRI76], Kassens [KAS69] und Lortz [LOR75] beruht. Das innere Zeitspanvolumen ergibt sich aus der Zahl der momentan im Eingriff befindlichen Körner N und dem mittleren Spanungsquerschnitt je Korn Ag 

13.6 Schleifprozesse

289 NA Ag

NA (zp)

zk

zp

NA

z Umfläche

1 z 2 p

zp

z

ϕe

ϕ

''1''

rs

ae

vft

zmax

zp (ϕ)

Abb.€13.27↜渀 Kornform, Kornverteilung und Kinematik zum Spanungsdickenmodell

Für den mittleren Kornquerschnitt wird eine durchschnittliche Kornform mit stumpfwinkligem Querschnitt (Dreieck) angenommen (Abb.€13.27) 

(13.40)

Ag = c1 · zk 2

worin c1 eben diese Kornform beschreibt. Prinzipiell ließe sich für Ag auch eine andere Funktion, z.€B. eine Exponentialfunktion wie in [WER71] anschreiben. Da die Bestimmung der mittleren Kornform jedoch ohnehin nur mit begrenzter Genauigkeit möglich ist, wird dadurch kein Vorteil erreicht. Die Zahl der Körner im Eingriff ergibt sich aus der Kornverteilung mit 

(13.41)

NA = c0 · zp

worin zp die Eindringtiefe eines Korns in den Werkstoff ist (Abb.€13.27). An einer beliebigen Stelle  des Eingriffsbogens ist wegen der konstanten Korndichte über z die mittlere Kornzahl je Fläche 

1 N¯ A = · zp

zp 0

c0 · z · dz =

1 c0 · zp . 2

(13.42)

Über einem Bogeninkrement der Länge rs€⋅€d und der Breite "1" sind dN Körner aktiv. 

dN = NA · "1" · rs dϕ

(13.43)

290

13 Schleifen

Der mittlere Kornquerschnitt an einer Stelle  ist wegen der konstanten Korndichte 

Ag(ϕ)

1 = · zp

zp 0

c1 · (zp − z) dz =

1 c1 · zp 2 . 3

(13.44)

Über dem gesamten Eingriffsbogen ergibt sich damit die Summe der Kornquerschnitte 



Ag =

ϕe

Ag(ϕ)

0

1 dN = c0 · c1 · "1" · rs · 6

ϕe

zp 3 dϕ.

(13.45)

0

Für die Kinematik des Umfangsschleifens gilt zp ϕ = ϕe zmax



(13.46)

und mit 

ϕe ≈ 2 ·



fr 2rs

1/2

(13.47)

ist dann die Summe der Kornquerschnitte über den gesamten Eingriffsbogen rs€⋅€e 



Ag =

 1/2 fr 1 . · c0 · c1 · "1" · rs · zmax 3 12 ds

(13.48)

Aus Qwiâ•›=â•›Qwa folgt 

fr · "1" · vft =



Ag · v c

und damit schließlich für die maximale Korneindringtiefe 1/3  1/6    v 1 fr 1 Qw 1/3 zmax = 24 · ft · · = 24 · · . vc c0 · c1 ds c0 · c1 vc · lg

(13.49)

(13.50)

Eine vereinfachte Darstellung der Zusammenhänge zwischen der Korneindringtiefe und den Stellgrößen des Schleifprozesses verdeutlicht die Möglichkeiten der Einflussnahme auf die Spanungsdicke beim Schleifen  1/3 Qw 1  (13.51) zmax ≈ . dg c1 · vc · lg Auf der Basis dieses Spanungsdickenmodells lassen sich weitere Modelle zu Schleifkräften, Rauheiten und Schleifenergien aufbauen [WOB91, TÖN92, PAU94, FRI02].

13.6 Schleifprozesse

291

13.6.2  Prozessgrößen Die mechanische Energie, die während der Schleifbearbeitung aufgewendet wird, wird nahezu vollständig in thermische Energie umgewandelt. Diese Wärmemenge kann geometrische Abweichungen am Werkstück hervorrufen, seine Randzone verändern und den Verschleiß des Werkzeuges beschleunigen. Die Kontaktzonentemperatur stellt somit eine wichtige Prozessgröße dar. Sie ist allerdings schwierig zu messen aufgrund der schnellen Temperaturänderungen und der daraus resultierenden steilen Temperaturgradienten. Hinzu kommt, dass die Kontaktzone nicht ohne weiteres zugänglich und meist von Kühlschmierstoff umgeben ist. Prinzipiell lassen sich die Temperaturmessverfahren nach Wärmeleitung und Wärmestrahlung unterscheiden. Die gebräuchlichsten Verfahren sind in Abb.€13.28 dargestellt [KAR01]. Aufgrund der Notwendigkeit, so nah wie möglich an der Kontaktstelle zu messen, muss für alle Methoden, die die Wärmeleitung nutzen und für das Pyrometermessverfahren, das Werkstück oder die Schleifscheibe präpariert werden. Daher werden die aufgeführten Messmethoden nur im Bereich der Forschung eingesetzt. Eine direkte Temperaturmessmethode, die sich in der Praxis zur Prozessüberwachung einsetzen ließe, existiert bisher nicht. Indirekt kann jedoch auf Randzonenbeeinflussung im Werkstück geschlossen werden, wie im Kap.€15 erläutert wird. Die in Abb.€ 13.29 wiedergegebenen Temperaturen werden beim Außenrundschleifen mit einer Minimalmengenschmierung (MMS) und ohne jegliche Kühlschmierung mit einem Thermographiesystem in 30€mm Abstand von der Kontaktzone aufgenommen. Die Versuche umfassen verschiedene Kombinationen aus Schnitt-, Vorschubgeschwindigkeit und Zeitspanvolumen beim Schleifen von Wälzlagerstahl 100Cr6 mit mikrokristallinen Al2O3- und CBN-Schleifscheiben.

Wärmesleitung

Eindrahtmethode offener Messkreis WarmlötThermofolie Korn stelle Schleifscheibe

Isolierung

ThermoWerkstück draht

geschl. Messkreis SchleifWarmlötscheibe stelle

zvar zvar SchutzIsolierung Thermo- mantel draht

Schleifscheibe Wärmestrahlung

NiCr Ni Thermo- Dünnschichtelement Thermoelement

Video Thermographie

Pyrometer

Werkstück

Zweidrahtmethode geteiltes SchleifWerkstück scheibe

Werkstück

Infrarot Messdiode

Schleifscheibe

Thermokamera Glasfaserkabel Fokussieroptik

Werkstück

Abb.€ 13.28↜渀 Temperaturmessverfahren bei der geometrisch bestimmten Zerspanung (nach Karpuschewski)

292

13 Schleifen

Werkstückeigenspannungen σll

600

Verfahren: AußenrundUmfangsQuerschleifen

trocken: MK-Al2O3 CBN

MPa

Schleifscheibe: MK-Al2O3: 3CB3 80 16 CBN: B126 C125, 10B181 C150 ds = 150 mm vc = 30 - 60 m/s

MMS: MK-Al2O3 CBN

200

Werkstück: 100 Cr 6, 62 HRC, dw = 80 mm Q´w = 0,5 - 1,5 mm3/mms vft = 0,25 - 1,5 m/s

0

Abrichten: Topfscheibe D301 MK-Al2O3: Ud= 10, qd = –0,6 CBN : . Ud = 4, qd = +0,6 aed = 3 µm, apd = 1 mm

–200

–400

0

°C 30 60 90 Werkstücktemperatur am Messfleck M

150 KSS:

trocken MMS, QKSS=18 ml/h

Abb.€13.29↜渀 Werkstückeigenspannungen in Abhängigkeit der Werkstücktemperatur

In Abb.€13.29 sind die röntgenografisch gemessenen Werkstückeigenspannungen über den gemessenen Temperaturen JM aufgetragen. Es ergibt sich eine einheitliche Übertragungsfunktion für unterschiedliche Werkzeuge und Einstellbedingungen. Den Temperaturen können Werkstückeigenspannungen im Bereich von –400 bis 500€ MPa zugeordnet werden. Ein Anstieg der Temperaturen und damit der Eigenspannungen ist bei Steigerung des Zeitspanvolumens bei jedem Schleifstoff und jeder Kühlschmierstoffbedingung feststellbar. Mit zunehmender Schnittgeschwindigkeit ist bei Verwendung der mikrokristallinen Al2O3-Schleifscheibe ein Anstieg der gemessenen Temperaturen zu verzeichnen. Beim CBN-Schleifen hat die Variation der Schnittgeschwindigkeit keinen Einfluss auf die Temperatur. Eine Verringerung der Werkstücktemperatur ist durch eine Steigerung der Werkstückgeschwindigkeit erreichbar. Die Unterschiede zwischen den beiden Kornarten sind durch die unterschiedlichen Eigenschaften zu begründen. CBN-Körner weisen eine größere Verschleißfestigkeit und Wärmeleitfähigkeit auf. Dementsprechend geringer ist die Wärmemenge, die in das Werkstück gelangt, was sich in geringeren Werkstücktemperaturen niederschlägt [BRU98]. Dem Schleifprozess wird die mechanische Leistung Pc zugeführt. 

Pc = Ft · (vc ± vft )(+ : Gegenlauf - - : Gleichlaufschleifen)

(13.52)

Da im Allgemeinen vcâ•›>>â•›vft ist, kann angesetzt werden: 

Pc = Ft · vc

(13.53)

Bis auf einen vernachlässigbaren Rest von (1€–€k1) <€0,03, der in Versetzungsenergien und Gitterstörungen d.€h. Eigenspannungen umgesetzt wird, wird diese Leis-

13.6 Schleifprozesse

293

Schleifkorn Wärmequelle zs

Lw

Ls

zw

ϑ0

:

Grenzflächentemperatur

Akg

:

Kontaktfläche

Lw Werkstück ϑ ϑ0

Ls,w = λs,w

Akg

ϑ1

0

δ

ϑ 0 – ϑ1 δ

zs,w

Abb.€13.30↜渀 Energiebilanz am Schleifkorn

tung in Wärme gewandelt. Der Wärmestrom ist Lâ•›=â•›k1€Pc. Dieser Wärmestrom fließt ab über das Werkzeug Ls, das Werkstück Lw, die Späne Lch, den Kühlschmierstoff L1 und die Umgebung Lr. Den Hauptanteil nehmen Werkzeug und Werkstück auf [CHO86].  

Ls + Lw = k2 · L,

(13.54)

k2 ≈ 0,8 ÷ 0,9.

(13.55)

Zur Erklärung unterschiedlicher thermischer Randzonenbeeinflussung bei konventionellen Schleifstoffen und Bornitrid ist eine vereinfachte Betrachtung der beiden Anteile von Nutzen (Abb.€13.30). Vorausgesetzt wird hier eindimensionale, stationäre Wärmeleitung und, dass in einem Abstand sâ•›=â•›wâ•›=â•› von der Kontaktfläche die gleiche Temperatur J1 in den beteiligten Medien herrscht. Es gilt dann 

Ls,w = λs,w · Akg

ϑ0 − ϑ1 δ

(13.56)

mit den Wärmeleitungskoeffizienten s,w. Aus k2€⋅€L€=€Ls€+€Lw ergibt sich 



Ls =

k2 L 1 + λw /λs

(13.57)

Lw =

k2 L 1 + λs / λw

(13.58)

294

13 Schleifen

Für Schleifstoffe mit unterschiedlichen Wärmeleitungen wie Korund mit sk und Bornitrid mit sb folgt dann für die Wärmeströme LWk, LWb 

Lwk λw + λsb = . Lwb λw + λsk

(13.59)

Für die Medien Stahl (↜wâ•›=â•›50€ W/mK), Korund (↜skâ•›=â•›29€ W/mK) und Bornitrid (↜sbâ•›=â•›1.300€W/mK) ist damit 

Lwk = 17. Lwb

(13.60)

Das bedeutet, dass beim Schleifen mit Korund die 17fache Wärmemenge ins Werkstück fließt verglichen mit Bornitrid. Die Schleifscheibe auf Bornitridbasis wirkt gleichsam wie ein Schöpfrad für die Wärmeenergie wegen der guten Wärmeleitung.

13.6.3  Ausgangsgrößen Schleifscheiben verschleißen. Es tritt Korn- und Bindungsverschleiß auf. Beim Kornverschleiß lassen sich folgende Verschleißarten unterscheiden: Druckerweichen: Dieses Phänomen kann bei Korund auftreten, das zwar einen Schmelzpunkt von 2.050 hat, dessen Festigkeit aber bereits bei 1.200€°C auf ein Sechstel seiner Druckfestigkeit bei Raumtemperatur absinkt [STA62]. Als Folge der Druckerweichung treten hohe Reibkräfte und verrundete Schneidkanten auf, was die Spanbildungstemperaturen zusätzlich erhöht. Es kann sich ein instabiler Zustand einstellen, der zum Erliegen der Schleifscheibe führt. Der Volumen- oder Radiusverschleiß ist gering. Abrasion: Als Folge der Reibung zwischen Korn und Werkstoff kommt es zu mechanischem Abrieb (Abb.€ 13.31). Das Korn wird kontinuierlich abgetragen und bildet auch hier unerwünschte, da Reib- und Scherkraft steigernde, verrundete Schneidkanten. Der Volumen- oder Radiusverschleiß ist gering. Absplittern: Durch thermische Beanspruchung und anschließendes schnelles Abkühlen, aber auch durch mechanische Belastung bei ausreichender Splitterfähigkeit des Schleifkorns splittern Teile der Körner ab und bilden so neue Schneidkanten. Diese Verschleißart ist daher günstig, da der Volumen- und Radiusverschleiß zwar gegenüber der Druckerweichung und dem abrasiven Verschleiß größer ist, jedoch noch ausreichend gering ist und dennoch scharfe Schneiden entstehen. Die Fähigkeit zu splittern kann mit dem Friability Test gekennzeichnet werden (s. Abschn. 13.2). Ausbrechen: Bei dieser Verschleißart brechen ganze Körner aus dem Bindungsverband aus. Die Haltekräfte der Bindung reichen nicht aus, die Bindung ist zu weich. Es kommt zu starkem Volumen- und Radiusverschleiß. Die Schleifscheibe behält allerdings ihre Schleiffähigkeit.

13.6 Schleifprozesse

295

Scharfe Schleifscheibe

Verschleißarten

Abstumpfen F

F y

durch Abrichten

v

st

Pore Bindung

Schärfung

Korn

Absplittern

Ausbrechen

duch Bildung neuer Schneidkanten

durch Freilegung neuer Kornverbände

Abb.€13.31↜渀 Arten des Verschleißes und der Schärfung beim Schleifen

Der Verschleiß einer Schleifscheibe wird zahlenmäßig durch den Volumenverschleiß Vs oder den Radiusverschleiß ∆rs erfasst. Der Volumenverschleiß geht direkt in das Schleifverhältnis oder den Gütefaktor (grinding ratio) ein: 

G=

Vw Qw = . Vs Qs

(13.61)

Das G-Verhältnis hängt u.€ a. vom Werkstoff, vom Schleifwerkzeug, von den Einstellgrößen, vom Konditionieren und von der Kühlschmierung ab. Folglich schwankt es in weiten Grenzen. Beim Schleifen mit Korund an gehärtetem Stahl 100Cr6 unter mittleren Bedingungen und Emulsion als Kühlschmierstoff kann mit einem G-Wert von 80 gerechnet werden. Bei Einsatz von CBN und unter Mineralöl lässt sich der G-Wert auf 3.000 und mehr steigern [GRA87]. Für maß- und formgenaues Schleifen ist meist der Radiusverschleiß bedeutsamer. Das ist der lokale Abtrag der Schleifscheibe nach einer bestimmten Schleifaufgabe oder Schleifzeit. Die mittlere Radiusverschleißgeschwindigkeit hängt mit dem Schleifverhältnis zusammen, was sich aus einer Volumenbilanz ergibt: 

1 fr · vft  rs = . t G 2π rs

(13.62)

Feinbearbeitungsverfahren wie das Schleifen erzeugen meist Oberflächen in ihrem End- und Gebrauchszustand. Wie in Kap.€16 Oberflächeneigenschaften ausgeführt

296

13 Schleifen

konventionell Rz

vf

vc

V’w

CBN Rz

vf

vc

V’w

Abb.€13.32↜渀 Einfluss der Stellgrößen auf die Werkstückrauheit

wird, werden die Funktionseigenschaften von Bauteilen wesentlich durch die geometrischen und physikalischen Eigenschaften ihrer Oberflächen bestimmt. Zu fragen ist hier, wie diese Eigenschaften durch den Schleifprozess und seine Eingangsgrößen erreicht werden können. Die mikrogeometrische Oberflächenausbildung lässt sich durch verschiedene Kenngrößen wie die gemittelte Rautiefe, den Mittenrauwert, den Traganteilkennwert und weitere beschreiben (s. Kap.€16) je nachdem welche Funktion der Oberfläche wesentlich ist. Häufig wird die gemittelte Rautiefe Rz angegeben. In Abb.€13.32 sind qualitativ die Einflüsse einiger Eingangsgrößen auf die Oberflächengüte angeschrieben. Grundsätzlich ist die durch Schleifen erzeugte Oberfläche mit Mikrotopographie der Schleifscheibe und den kinematischen Bedingungen, mit denen die Schneiden gegenüber dem Werkstück bewegt werden, verbunden. Eine erste Näherung als Maß für die Oberflächenausbildung ist die Spanungsdicke bzw. die Eindringtiefe der Schneiden, wie sie in Abschn.€13.7.1 modelliert wurden. Mit Rücksicht auf das Verschleißverhalten ist in Abb.€ 13.32 zwischen konventionellen und hochharten Schleifstoffen unterschieden, wobei für beide die gleichen Trends festzustellen sind, bei CBN sind die Veränderungen der Rauheitswerte zeitlich erheblich gestreckt [HEU92]. Aus den schematischen Darstellungen ist zu entnehmen, dass die Rauheit mit zunehmender Vorschubgeschwindigkeit zunimmt, was sich auf die Steigerung der Spanungsdicke zurückführen lässt. Entsprechendes für den Einfluss der Schnittgeschwindigkeit, mit deren Steigerung die Spanungsdicke abnimmt. Die Schleifzeit bzw. das Zerspanvolumen V’w wirkt sich, wie Weinert zeigen konnte [WEI76], ambivalent aus je nach der anfänglichen Mikrotopographie der Schleifscheibe (s.€a. Abschn.€13.7.2). Bei rauer Scheibe tritt nach anfänglich größerer Rauheit ein Glättungseffekt auf. Umgekehrt wird bei sehr glatter Scheibe durch Verschleißeffekte eine Aufrauung und damit eine Steigerung der Rautiefe am Werkstück ein.

13.6 Schleifprozesse

297

spröde Materialtrennung vc

FnG radialer Riss

duktile Materialtrennung Diamantschneide

FtG

hcu

FtG hcu

axialer Riss

vc

FnG

Spanspur

plastische Verformung

lateraler Riss Werkstoff

Abb.€13.33↜渀 Materialtrennmechanismen an sprödharten Werkstoffen (nach Lawn und Marshall)

Neben diesem kinematischen Ansatz ist das Stoffverhalten zu berücksichtigen, nämlich ob der Werkstoff unter den gegebenen Prozessbedingungen (Spanungsdicke, Temperaturverteilung) zu duktilem oder sprödem Formänderungs- und Trennverhalten neigt. Untersuchungen zum Einkornritzen an sprödharten Werkstoffen haben gezeigt, dass es unterhalb einer bestimmten Ritznormalkraft zu beliebig langen, rissfreien, plastisch verformten Ritzspuren am Bauteil kommt. Bei höheren Ritznormalkräften bzw. Spanunugsdicken brechen direkt nach dem Ritzvorgang im Bereich hinter der Schneide durch Zugeigenspannungen Entlastungsrisse auf und führen vermehrt zur spröden Materialtrennung (Abb.€ 13.33). Diese Erkenntnisse lassen sich prinzipiell auf den Schleifprozess übertragen, bei dem eine Vielzahl von Schleifkörnern zum Eingriff kommt [ROT94]. Dabei besitzt die Größe der mittleren Einzelkornspanungsdicke des Schleifprozesses einen entscheidenden Einfluss auf die auftretenden Materialtrennung. Geringere Einzelkornspanungsdicken –-€ z.€ B. hervorgerufen durch die Verwendung feinkörniger Schleifscheiben€– bewirken eine eher duktile Materialtrennung, wohingegen der Einsatz grobkörniger Schleifscheiben zu vermehrt spröder Materialtrennung führt [LIE98]. Die Qualität geschliffener Bauteile ist nicht nur vom Einhalten der Maß- und Formtoleranzen und einer geforderten Oberflächengüte abhängig, sondern auch von den physikalischen Eigenschaften der Werkstückrandzone. Unter den physikalischen Randzoneneigenschaften versteht man den Gefügezustand und die Eigenspannungen in den oberflächennahen Randschichten des bearbeiteten Werkstücks [BRI82]. Härteveränderungen können ebenfalls Aufschlüsse über die Randzonenbeschaffenheit geben. Hohe thermische Einwirkungen können zu einem Härteverlust oder – unter extremen Bedingungen – sogar zu Neuhärtungszonen mit darunterliegender Weichhaut führen. Solche Gefügeveränderungen verschlechtern die Gebrauchseigenschaften der Bauteile signifikant, darüber hinaus können steile

298

13 Schleifen

Härtegradienten in Verbindung mit Oberflächeneigenspannungen Risse im Bauteil hervorrufen [BRI91] (s. Kap.€16). Das Überlagern von thermischen und mechanischen Wirkungen auf das Entstehen von Eigenspannungen erläutert Brinksmeier, indem er Eigenspannungen über der kontaktflächenbezogenen Schleifleistung P''c aufträgt [BRI91]. Die Leistung ergibt sich aus dem Produkt der Relativgeschwindigkeit zwischen Werkstück und Schleifscheibe und der Tangentialkraft Ft. Sie wird auf die durch Eingriffsbreite ap und geometrische Kontaktlänge lg gebildete Kontaktfläche bezogen. 

Pc =

Ft · (vs ± vft ) [W/mm2 ] + Gleichlauf − Gegenlauf ap · lg

(13.63)

Wenn die Werkstückgeschwindigkeit deutlich geringer als die Schleifscheibengeschwindigkeit ist, kann die bezogene Schleifleistung in guter Näherung wie folgt berechnet werden: 

Pc =

 Ft · vc  W/mm2 ap · lg

(13.64)

Bei sehr niedrigen Schleifleistungen sind zunächst nur thermisch bedingte Eigenspannungen durch äußere Reibung zu erwarten. Plastische Verformungen bedingt durch mechanische Belastung führen zum Ausbilden von Druckeigenspannungen. Die mit zunehmender Schleifleistung ansteigenden Temperaturen verringern die durch mechanische Wirkung maximal induzierten Druckeigenspannungen und führen gleichzeitig zu einer sich stetig vergrößernden Dominanz der thermisch bedingten Zugeigenspannungen. Die thermischen und mechanischen Einflüsse überlagern sich in hochgradig nichtlinearer Weise, so dass eine einfache Superposition unzulässig ist und die Darstellung lediglich schematisch erfolgen kann. Eine geringere thermische Beanspruchung des Bauteils zu einem günstigeren Verlauf der resultierenden Eigenspannungen führt. Dieser Effekt kann durch einen Wechsel des Schleif- oder Kühlschmierstoffs oder Verringern der Schnittgeschwindigkeit oder des Zeitspanvolumens erreicht werden [BRI91]. Heuer [HEU92] zeigt die Grenzen dieser Modellvorstellung auf. Ein Erhöhen der tangentialen Vorschubgeschwindigkeit bei konstanter Schnittgeschwindigkeit kann zu höheren kontaktflächenbezogenen Schleifleistungen bei gleichzeitig niedrigerem Eigenspannungsniveau führen. Karpuschewski berücksichtigt daher die Wärmeeinwirkzeit und definiert eine Streckenenergie als die auf eine Spanvolumeneinheit bezogene Wirkung und beschreibt den resultierenden Eigenspannungszustand wie folgt [KAR95]: 

σ|| = k ·

ec · ae [MPa] le

(13.65)

Einen weiteren Ansatz zum Beschreiben der beim Schleifen umgesetzten Energien und deren Wirkungen auf die im Bauteil verbleibenden Eigenspannungen schlägt Lierse [LIE98] vor. Er wendet Erkenntnisse aus der Schweiß- und Lasertechnik an, bei der zum Berechnen einer kontaktflächenbezogenen Energie die Kontaktzeit auf die Oberfläche direkt berücksichtigt wird und verwendet die Größe

13.6 Schleifprozesse



299

Ec = Pc · tk = Pc ·

lg Ft · vc = [J/mm2 ] vft ap · vft

(13.66)

bei seinen Untersuchungen über mechanische und thermische Wirkungen beim Schleifen von technischer Keramik. Die thermische Werkstückschädigung bei der Schleifbearbeitung wird durch die Einstellungen der Stell- und Systemgrößen beeinflusst. Nicht nur die primären Prozessgrößen üben einen Einfluss auf die thermophysikalischen Vorgänge beim Schleifen aus. Auch Größen, die die Schleifscheibentopographie maßgeblich und deshalb auch die beschriebenen Elementarprozesse bei der Spanbildung beeinflussen, wirken auf das Entstehen thermischer Schädigungen [BRI91]. Dieses ist auch für die verwendeten Kühlschmiermittel und deren Stellgrößen festzustellen [GRA87, HEU92]. Grundsätzlich lässt sich festhalten, dass sich jede Änderung in der Kontaktzone zwischen Schleifscheibe und Werkstück auf die entstehende Randzonenbeeinflussung auswirkt. Jeder dieser Faktoren beeinflusst entweder die bei der Zerspanung erzeugte Wärme oder die auftretenden Kräfte bzw. die Wärmeaufteilung und verursacht somit eine unterschiedliche Beeinflussung, die sich durch die entstehenden Eigenspannungen bestimmen lässt [BRI91]. Für die Auslegung eines Schleifprozesses müssen Zugeigenspannungen vermieden werden, um das Funktionsverhalten der Bauteile nicht negativ zu beeinflussen (s. Kap.€16). Im Nachfolgenden wird der Einfluss wichtiger Stellgrößen des Schleifprozesses auf die Eigenspannungsausbildung im bearbeiteten Werkstück beschrieben. Hierbei werden ausschließlich Eigenspannungen parallel zur Schleifrichtung herangezogen, da diese in den meisten Fällen größere Beträge in Richtung Zugeigenspannungen aufweisen und somit für das Bauteilverhalten kritischer einzustufen sind [HAU80]. In Abb.€ 13.34 sind die Eigenspannungen an der Werkstückoberfläche für verschiedene bezogene Zeitspanvolumina über die Schnittgeschwindigkeit und die Eigenspannungstiefenverläufe für verschiedene Geschwindigkeitsverhältnisse dargestellt. Eine Steigerung der Schnittgeschwindigkeit führt bei den beiden dargestellten großen bezogenen Zeitspanvolumen zu einem Abfall der gemessenen Eigenspannungen. Für das geringe eingestellte Zeitspanvolumen liegen für alle Bedingungen Druckeigenspannungen vor. Das bereits diskutierte Verringern der Spanungsdicke und damit der Schleifkräfte beim Erhöhen der Schnittgeschwindigkeit führt für hohe bezogene Zeitspanvolumina zu einem Reduzieren der an der Werkstückoberfläche verbleibenden Eigenspannungen. Obwohl die für die Zerspanung erforderliche Schnittleistung dem Erhöhen der Schnittgeschwindigkeit ebenfalls zunimmt, wirkt sich die größere thermische Leistung offenbar in dem betrachteten Bereich nicht auf die Eigenspannungen aus. Die thermische und mechanische Beeinflussung auf den Werkstoff des Bauteils durch die Schleifbearbeitung ist nicht nur auf die unmittelbare Oberfläche begrenzt. Sie hat je nach der Art und Größe der Belastung eine unterschiedliche Tiefenwirkung [TÖN65]. Für die Beurteilung eines Schleifprozesses ist eine Analyse dieser Wirkung von besonderem Interesse, da unter der Oberfläche höhere Eigenspannungen vorliegen können, was eine starke Schädigung des Bauteils bedeutet. Für

300

13 Schleifen

Eigenspannungen σ||

1200 MPa

600 Q‘w in mm³/mms

20

MPa

q = –80

400

10

300

400

q = –150

200 0 –400

100 2 0 40

0 60

m/s

100

–100

0

Schnittgeschwindigkeit vc

20

40

60

µm

100

Abstand von der Oberfläche z

Verfahren Außenrund-UmfangsQuerschleifen

röntgenographische Eigenspannungsanalyse

Verfahren Außenrund-UmfangsQuerschleifen

CBN-Schleifscheibe M 126 VR 100 N vc=100 m/s; q = –100

Diffraktometer XRD 3000 PTS Strahlung CrKα Eindringtiefe τ = 4,1 - 6,1 µm

CBN-Schleifscheibe M 151 VR 150 N vc = 100 m/s, Q‘w = 10 mm³/mms

Abb.€ 13.34↜渀 Einfluss der Schnitt- und Werkstückgeschwindigkeit auf die Werkstückeigenspannungen gehärteter Bauteile

die Auslegung von Schleifprozessen ist die Kenntnis der Tiefenwirkung der Stellgrößen notwendig. Der Einfluss unterschiedlicher Geschwindigkeitsverhältnisse bei konstantem Zeitspanvolumen ist im rechten Teil der Abb.€13.34 zu entnehmen. Ein höheres Geschwindigkeitsverhältnis wird bei gleicher Schnittgeschwindigkeit durch Verringern der Werkstückdrehzahl erreicht. Dies hat zur Folge, dass die Einwirkzeit der von der Zerspanung hervorgerufenen Wärme größer ist als bei kleinen Geschwindigkeitsverhältnissen. Die Auswirkung ist klar in dem Bild zu erkennen. Die größere Wärmeeinwirkdauer führt zu höheren Zugeigenspannungen mit größerer Tiefenwirkung im Werkstück [CZE99]. Die Eigenspannungstiefenverläufe von verschiedenen bezogenen Zeitspanvolumina sind in Abb.€ 13.35 dargestellt. Bei einem geringen Zeitspanvolumen von Q'wâ•›=â•›2€mm3/mms treten Druckeigenspannungen an der Oberfläche auf. Die Tiefenwirkungen dieser vornehmlich mechanisch bedingten Eigenspannungen sind nur sehr gering und betragen ca. 15€µm. Der Spannungsverlauf weist bis zum Verlassen der druckspannungsbeeinflussten Randzone einen hohen Gradienten auf und nimmt dann die Eigenspannungswerte des Grundgefüges an. Der Härtetiefenverlauf und das Schliffbild dieser Probe entsprechen ebenfalls dem des nicht geschädigten Grundgefüges. Bei Steigerung des bezogenen Zeitspanvolumens auf Q'wâ•›=â•›10€mm3/mms überwiegt der Einfluss der thermischen Belastung gegenüber der mechanischen Belastungskomponente. Es werden nur Zugeigenspannungen im Material gemessen. Der Eigenspannungsverlauf sinkt von etwa 200€MPa Zugeigenspannungen an der Oberfläche etwa linear auf den Zustand des Grundgefüges ab. Die höhere in das Werkstück eingebrachte Temperatur bei diesem Zeitspanvolumen führt zu Zug-

13.7 Konditionieren von Schleifwerkzeugen

301 Verfahren Außenrund- UmfangsQuerschleifen

800 bez. Zeitspanvolumen Q‘w in mm3/mms Eigenspannungen σ||

20

10

CBN-Schleifscheibe M 151 VR 150 N Vc = 100 m/s; q = –80

2

MPa

Abrichtbedingungen Formrolle U 75 B; Ud = 15 qd = 0,8; aed = 0,5 µm Werkstück 100 Cr 6, 63 HRC Kühlung Mineralöl, Tangentialdüse 26 l/min; 8,5 bar

0

–400

0

20

40

60

µm

100

röntgenographische Eigenspannungsanalyse Diffraktometer XRD 3000 PS Strahlung CrKα Bragg-Winkel 2θ = 156,44° Eindringtiefe τ = 4,1–6,1 µm

Abb.€13.35↜渀 Einfluss des bezogenen Zeitspanvolumens auf die Werkstückeigenspannungen

eigenspannungen an der Werkstückoberfläche mit einer Tiefenwirkung von 20µm. Im Gefügebild ist etwas Anlassgefüge am Werkstückrand erkennbar und die gemessenen Härtewerte im Randbereich sind niedriger als das des ungeschädigten Ausgangsgefüges. Durch eine nochmalige Steigerung der im Schleifprozess erzeugten Wärme durch ein Zeitspanvolumen von Q'wâ•›=â•›20€ mm3/mms vergrößern sich die Einwirkungstiefen und die Maximalwerte der Zugeigenspannungen erheblich. Analog zur Wärmeentwicklung steigt die radiale Ausbreitung des Anlassgefüges. Durch die Temperatureinwirkung findet ein Anlassen des gehärteten Gefüges statt, das durch die temperaturbedingte Gefügeumwandlung an Härte verliert. Die durch den Schleifprozess erzeugte Temperatur erreicht Werte, die zum Ausbilden von Neuhärtungszonen führen. Ein Anstieg der Härte durch die Neuhärtung ist im Härteverlauf nicht feststellbar, da sich diese Zone auf wenige µm Tiefe beschränkt. Eine Messung der Materialhärte in diesem kleinen Bereich ist nicht durchführbar.

13.7â•…Konditionieren von Schleifwerkzeugen 13.7.1  Grundlagen Verschleiß durch Absplittern oder Ausbruch von Körnern oder durch Bindungserosion verursachter Verschleiß führt zur Selbstschärfung von Schleifwerkzeugen. Für

302

13 Schleifen

Abb.€13.36↜渀 Konditionieren von Schleifscheiben (nach G. Spur)

Konditionieren Abrichten

Reinigen

Profilieren

Schärfen

Reinigen

Form erzeugen Rundlauf Zylindrizität Profil durch Korn- und Bindungsangriff

Mikrostruktur erzeugen durch Kornangriff durch Rücksetzen von Bindungen

Aufladungen beseitigen durch Entfernen von Spänen, Schleifartikeln und KSS-Resten

das Schruppschleifen kann dieser Effekt erwünscht sein, um eine Konditionierung des Werkzeugs zu vermeiden. Beim Schlichten und Feinschleifen kann jedoch in der Regel auf das Konditionieren nicht verzichtet werden (E.€Saljé: Wer nicht Konditionieren kann, braucht gar nicht erst anzufangen, zu schleifen). Das Konditionieren kann drei Zwecken dienen (Abb.€13.36) [SPU89]. Profilieren: Dabei geht es um die Wiederherstellung oder Neuerstellung einer Schleifscheibenkontur. Wenn durch Verschleiß einer Schleifscheibe die Zylindrizität oder der Rundlauf verloren geht oder sich Wellen auf der aktiven Schleiffläche bilden, muss profiliert werden, d.€h. in diesem Fall wird eine zylindrische Fläche erzeugt. Durch Profilieren können auch nicht zylindrische Formen des Werkzeugs zum Quer-Profilschleifen generiert werden. Profilieren wirkt makrogeometrisch. Schärfen: Wenn Schleifwerkzeuge nicht mehr schleiffähig sind, durch Verrundung der Schneidkanten oder durch Aufladung (Zusetzen der Spanräume), kann durch Schärfen eine neue Lage von Körnern oder Schneidkanten erzeugt werden. Schärfen wirkt mikrogeometrisch. Reinigen: Durch Reinigen werden Rückstände, die aus Werkstoff, aus Werkzeugstoff oder auch aus Ablagerungen des Kühlschmierstoffs bestehen, entfernt. Reinigen verändert die Topographie des Schleifwerkzeugs nicht; weder die Körner noch die Bindung werden entfernt. Das Profilieren (truing) und Schärfen (dressing) zusammen wird auch als Abrichten bezeichnet. Da beim Schlicht- oder Feinschleifen die Spanbildung und alle daraus folgenden Wirkgrößen entscheidend vom Abrichten, d.€h. der Art und den Einstellparametern dieses Vorgangs abhängen, kann ein Schleifprozess nie allein gesehen werden, sondern muss immer als eine Kombination aus Konditionieren/ Abrichten und Schleifen betrachtet werden. In Abb.€13.37 sind nach ihrer Kinematik bzw. Formerzeugung unterscheidbare Abrichtverfahren dargestellt [KAI09]. Schleifscheiben können mit rotierenden oder nicht-rotierenden, stehenden Werkzeugen abgerichtet werden (Abb.€13.37). Ein zweiter Ordnungsgesichtspunkt ist die Art der Formerzeugung. Unterschieden werden das Formabrichten, also das gesteu-

13.7 Konditionieren von Schleifwerkzeugen

303

Stehende Abricher

Form-Abrichten Schleifscheibe

ns

ns

R

ns

nd Formrolle

Überdeckungsgrad Ud Geometrie des Abrichters R

Block

ns

fad

nd Profilrolle

GeschwindigkeitsVerhältnis qd

Abrichtwerkzeug

Rotierende Abrichter

Profil-Abrichten

Diamantierung

Abb.€13.37↜渀 Abrichtverfahren (nach Dr. Kaiser)

erte Führen des Abrichtwerkzeugs, und das Profilabrichten, bei dem das Abrichtwerkzeug die Kontur des zu erzeugenden Profils enthält. Abrichtwerkzeuge lassen sich ein- oder mehrschneidig (aus einem oder mehreren Körnern bestehend) ausführen (Abb.€13.38). Die Abbildung zeigt die typische Anwendung des Diaform- Verfahrens, bei der das Profil der Schleifscheibe durch gesteuertes Abrichten mit Einzeldiamanten erzeugt wird.

Anwendung • Abrichten von Profilen mit höchster Genauigkeit (Korund, SiC) • Schrägstellung um < 5° verhindert Abnutzung der unteren Seite, dadurch • 2-fach nutzbar • Radiusgenauigkeit: +/–0,02mm

Diamantqualitäten • Nahtsteine (Sporndiamant, Drilling) • PKD Diamant (ohne Bedeutung)

Abb.€13.38↜渀 Einkornabrichter (Werkphoto Dr. Kaiser GmbH, Celle)

• CVD-Diamant

304

13 Schleifen Naturdiamant

R

R

R

R

Diamant-Nadeln

Polykristalliner Diamant

Matrix

R CVD-DiamantStäbchen/Formplatten

Stahlgrundkörper

Erster Anschliff

Erster Anschliff

Nachschliff

1. Nachschliff . . . 10. Nachschliff

Abb.€13.39↜渀 Formrollen mit gesetzten Natur- und polykristallinen Diamanten (Werkphoto Dr. Kaiser GmbH, Celle)

Die Schneidelemente bestehen aus künstlichen oder natürlichen Diamanten und sind in einer Metallmatrix eingefasst. Diese Diamanten können ungeschliffen, formgeschliffen oder in einem anderen geometrisch definierten Zustand vorliegen. Sie können in einer stochastischen Verteilung oder nach einem definierten Setzmuster auf zylinder-, platten- oder scheibenförmigen Trägern angeordnet sein. Formrollen sind rotierende Abrichter, die am Umfang mit Diamanten besetzt sind (Abb.€13.39). Sie werden 2- oder 3-achsig gesteuert, um das Scheibenprofil zu erzeugen. Wegen ihrer Vielfachbesetzung mit Diamanten haben sie eine erheblich längere Standzeit als Einzeldiamanten und zusätzlich den Vorteil, weitgehend unabhängig vom zu erzeugenden Profil zu sein. Sie eignen sich daher für kleine und mittlere Serien. Für Großserien werden rotierende Profilwerkzeuge, Diamantprofilrollen eingesetzt (Abb.€13.40). Sie tragen die Kontur des Scheibenprofils. Wegen der meist erforderlichen, hochgenauen Fertigung solcher Profilrollen und wegen der ganzumfänglichen Diamantierung sind sie aufwendig, haben aber lange Standzeiten und erlauben kurze Abrichtzeiten, da nur eine kurze radiale Zustellung erforderlich ist. Weitere Unterscheidungsmerkmale für Abrichtwerkzeuge sind die eingesetzten Bindungssysteme (Galvanik- oder Sinterbindungen), die Möglichkeiten der Diamantierung (stochastische Verteilung durch Streuen, regelmäßige Verteilung durch Handsetzen und ein- oder mehrschichtige aufgebaute Werkzeuge) und die durch die Belagdichte angegebene Anzahl der Diamanten auf dem Abrichter in Karat pro Kubikmillimeter. Die Eigenschaften von Abrichtwerkzeugen, die Einflüsse der Stell-

13.7 Konditionieren von Schleifwerkzeugen

305

Abb.€13.40↜渀 Profilrolle mit Werkstück (Werkphoto Dr. Kaiser GmbH, Celle)

größen beim Abrichten und praktische Einsatzempfehlungen werden von Minke übersichtlich zusammengestellt [MIN99]. Grundsätzlich entspricht das Abrichten dem Drehen (Abb.€13.41). Mit dem Abrichtvorschub fad und der Eingriffsbreite apd lässt sich ein Überdeckungsgrad Ud definieren zu 

Ud =

apd . fad

(13.67)

Die Eingriffsbreite folgt aus 

(13.68)

  apd = 2 · 2 · rd · aed − aed 2 1/2

fad vs aed

ns rd

Schleifscheibe Abrichtdiamant

Mikroprofil der Schleifscheibe

apd

Kontur des Abrichtdiamanten Fn,t

Rzw

2

8

Ud

Abb.€13.41↜渀 Abrichten mit Einzeldiamant

2

8

Ud

306

13 Schleifen

und der Abrichtvorschub mit der Schleifscheibendrehfrequenz ns zu fad =



vfad . ns

(13.69)

Übliche Einstellungen beim Abrichten von keramisch gebundenen Schleifscheiben sind [MAG08]: 

fad ≤ 0,2 mm,

aed = 10 µm ÷ 30 µm.

(13.70)

Mit dem Überdeckungsgrad lassen sich die Wirkgrößen in weiten Bereichen beeinflussen, da die wirksame Rautiefe der aktiven Schleiffläche und damit die Zahl der aktiven Schneiden des Schleifwerkzeugs stark verändert werden. Zur Beschreibung der Schneidenraumtopographie einer Schleifscheibe wird die Wirkrautiefe Rts verwendet. Zur Bestimmung dieser Größe wird mit der Schleifscheibe ein Testwerkstück mit festgelegten Parametern bearbeitet. Die auf dem Werkstück gemessenen maximalen Rautiefenwerte ergeben die Wirkrautiefe der Schleifscheibe [SCH68]. Die Wirkrautiefe Rts der Schleifscheibe ist 

Rts =

2 fad 8 · rd

(13.71)

Ein größerer Überdeckungsgrad erzeugt mehr aktive Schneiden mit geringeren Rautiefen am Werkstück. Die Kräfte und die erforderliche Leistung steigen.

13.7.2  Konditionieren von konventionellen Schleifwerkzeugen Konventionelle Schleifwerkzeuge lassen sich im Allgemeinen durch die in Abb.€ 13.37 dargestellten Abrichtwerkzeuge gleichzeitig profilieren und schärfen. Der Einfluss der Stellgrößen beim Abrichten geht mit zunehmender Schleifdauer verloren. Der Schneidenraum der Schleifscheibe verändert sich durch den auftretenden Verschleiß. Die damit verbundenen Auswirkungen auf die Wirkrautiefe der Schleifscheibe bei unterschiedlichen bezogenen Zeitspanvolumina und Abrichtbedingungen für einen stehenden Abrichter sind in Abb.€13.42 dargestellt. In Abhängigkeit von der durch das Abrichten erzeugten Anfangswirkrautiefe Rt,s0 der Schleifscheibe strebt diese mit zunehmender Schleifzeit einer von den Abrichtbedingungen unabhängigen stationären Rautiefe zu. Im oberen Bildteil ist zu erkennen, dass bei gleicher Rauheit der Schleifscheibe mit der Einsatzzeit durch verschleißbedingte Änderung des Schneidenraums unterschiedliche Endrauheiten entstehen. Umgekehrt ist im unteren Bildteil zu sehen, dass mit der Einsatzzeit die Anfangsrauheit verändert wird und einem stationären Wert zustrebt. Der Schneidenraum der Schleifscheibe verliert gleichsam sein Gedächtnis [WEI76]. Für die praktische Nutzung in der Serienfertigung ist interessant, dass durch die Abrichtstrategie ein gleichmäßiges Schleifergebnis erzielt werden kann, indem durch das Abrichten bereits der stationäre Schneidenraum getroffen wird. Andererseits kön-

13.7 Konditionieren von Schleifwerkzeugen

307

Wirkrautiefe Rts

15 Q´w = 3 mm3/mm*s µm 5

Q´w = 1 mm3/mm*s

fad = 0,4 mm µm

fad = 0,3 mm

5 0

Werkstück: 100Cr6, 63 HRC dw = 82 mm

Q´w = 0,2 mm3/mm*s

15

200

400

Abrichtbedingungen: Abrichtfliese FB/P 180ND Ud = var. aed = 35 µm Schleifen: 100Cr6, 63 HRC vc = 29 m/s q = 90 Q´w = var.

fad = 0,2 mm fad = 0,1 mm 0

Verfahren: AußenrundUmfangsQuerschleifen Schleifscheibe: EK 60 L 7 ke

Q´w = 1 mm3/mm*s

0

Wirkrautiefe Rts

fad = 0,2 mm

mm3/mm

bez. Spanungsvolumen V´w

800

Kühlschmierung: Emulsion 2% QKSS = 50 l/min

Abb.€ 13.42↜渀 Wirkrautiefe in Abhängigkeit vom bezogenem Spanungsvolumen für verschiedene Einstellgrößen (nach K. Weinert)

nen in der Einzelfertigung mit der gleichen Scheibe (Korngröße) durch das Abrichten sehr unterschiedliche Rauheiten erzielt werden [VER79]. Das Abrichten von konventionellen Schleifscheiben mit rotierenden Werkzeugen wird häufig genutzt, um Profilscheiben zu konditionieren. Dabei kann analog zum Abrichten mit dem Einzelkorndiamanten mit einer Diamantformschleifscheibe gearbeitet werden, wobei die Scheibe in wenigstens zwei Achsen bahngesteuert wird oder das zu erzeugende Profil in einer Diamantprofilrolle enthalten ist. Letzteres Verfahren wird wegen der hohen Kosten für die Profilrolle i.€Allg. in der Serienfertigung eingesetzt. Abbildung€13.43 zeigt die Abhängigkeit der beim Abrichten mit Profilrollen erzielbaren Anfangswirkrautiefen Rt,s0 des Schleifscheibenprofils in Abhängigkeit der beiden Einstellgrößen Abrichtgeschwindigkeitsverhältnis und radialer Abrichtvorschub pro Umdrehung der Schleifscheibe. Die Diamanten der Rolle bewegen sich beim Abrichtvorgang relativ zur Schleifscheibe auf zykloidischen Bahnen. Die Form der Kurven ist dabei abhängig vom Geschwindigkeitsverhältnis. Tauchen die Diamantkörner steiler in die Schleifscheibe ein, erhöht sich die Rautiefe der Schleifscheibe. Im Gleichlauf (qdâ•›>â•›0) entstehen im Bereich der Kontaktstelle stark gekrümmte, im Gegenlauf (qdâ•›<â•›0) dagegen langgestreckte Bahnen. Analog zu diesen Kurven stellen sich im Gegenlauf größere Wirkrautiefen als im Gegenlauf ein [SCH68]. Mit steigenden Werten für den radialen Abrichtvorschub nimmt auch die Anfangswirkrautiefe zu, wobei der Rauheitsverlauf über dem Abrichtgeschwindigkeitsverhältnis seine grundsätzliche Tendenz beibehält. Beim Abrichtgeschwindigkeitsverhältnis qdâ•›=â•›1 findet ein Abrollen (Crushieren) zwischen der Schleifscheibe und der Diamantrolle statt. Dabei werden die

308

13 Schleifen

Anfangswirkrautiefe Rt, s0

15

Diamantprofilrolle vfrd

frd = 0,73 µm nr µm

nsd Schleifscheibe

frd = 0,18 µm 1

0,5

Gleichlauf

0

Abrichtbedingungen: Profilrolle D 700 / 7,5 vc = 29 m/s

radialer Abrichtvorschub vfrd frd = nsd

5

0

Schleifscheibe: EK 60 L 7 ke

–0,5

–1 Gegenlauf

Abrichtgeschwindigkeitsverhältnis qd

Abrichtgeschwindigkeitsverhältnis vr qd = vsd

Abb.€13.43↜渀 Einfluss der Abrichtbedingungen auf die Anfangswirkrautiefe bei Diamantprofilrollen (nach Schmitt)

Schleifkörner und die Bindung am Umfang der Schleifscheibe zerdrückt und die Anfangsrautiefe erreicht einen maximalen Wert. Bei dem Verhältnis qdâ•›=â•›0 dagegen werden von den Diamanten der Rolle ausgeprägte Riefen erzeugt, die sich gegenseitig in axialer Richtung nur gering überdecken. In axialer Richtung entsteht eine hohe Welligkeit, die die Ursache für den Rautiefenanstieg ist [SCH73].

13.7.3  Konditionieren von hochharten Schleifscheiben Während bei konventionellen Schleifstoffen das Profilieren und Schärfen in einem einzigen Arbeitsgang durchgeführt wird, erfordern hochharte Schleifscheiben häufig nacheinander geschaltete Prozesse, da durch den Profilierprozess in der Regel ein ausreichender Überstand der Schleifkörner in Bezug auf das Bindungsniveau der Schleifscheibe nicht erreicht werden kann [TÖN79]. Eine Unterteilung der Verfahren zum Profilieren erfolgt in Profilierwerkzeuge, die entweder diamanthaltig oder diamantlos sein können (Abb.€ 13.44) [FRI99]. Zum Profilieren geradliniger Belagprofile ist das Profilieren mit Siliziumkarbid (SiC)-Rolle ein gängiges und wirtschaftliches Verfahren. Durch die Relativgeschwindigkeit zwischen Profilierrolle und Schleifscheibe wird ein mechanischer Abtrag bewirkt. Der Antrieb der SiC-Rolle erfolgt dabei entweder durch Reibung der Wirkpartner und wird mittels einer Fliehkraftbremse verzögert oder die Profiliereinheit besitzt einen eigenen Antrieb. Beim Crushieren wird eine profilierte Stahl- oder Hartmetallrollen als Form- oder Profilwerkzeug eingesetzt. Die Crushierrolle wird dabei achsparallel gegen die Schleifscheibe gedrückt und durch

13.7 Konditionieren von Schleifwerkzeugen

309

Profilierverfahren

Schärfverfahren

diamantloses Profilierwerkzeug

abrasive Schärfverfahren

Profilierrolle vfrdp

Abrichtrolle vR

gebunden

Crushieren

vcdp

Crushierrolle

vfrdp

vrel =0

fadpH

vcdp

Diamantschleifscheibe

vfadp

vD

vcdp

gebundenes Schärfmittel

vcds

Austritt des ungebundenen Schärfmittels

Schärfen mit elektrischem Strom

Diamantformrolle

v Diamant- vfadp frdp vD profilrolle

Diamantformrolle

Diamantschleifscheibe

Diamantschleifscheibe

vcdp

Qds vsds vfads

diamanthaltiges Profilierwerkzeug Diamantprofilrolle

ungebunden αD

vcds

elektrolytisch vcds

kontakterosiv vc vfrds Ids

KSS (Elektrolyt) Uds

Abb.€13.44↜渀 Profilier- und Schärfverfahren für hochharte Schleifscheiben

Reibung mitgenommen, wobei keine Relativgeschwindigkeit vrel zwischen den Wirkpartnern auftreten sollte. Für dieses Verfahren sind keramische oder speziell crushierbare (ausreichend spröde) metallische Bindung erforderlich. Der Einsatz diamanthaltiger Werkzeuge ermöglicht sowohl ein profilabbildendes (Diamantprofilrolle) als auch ein bahngesteuertes (Diamantformrolle) Profilieren. Da der Kontakt mit der Schleifscheibenbindung die Standzeit von Diamantabrichtwerkzeugen herabsetzt, empfiehlt sich grundsätzlich ein gleichzeitiges Schärfen des Schleifbelags [TÖN75]. Ein Verfahren, das auf den Eingriffsbedingungen des Abrichtens mit Formrolle und den Wirkmechanismen des Crushierens basiert, ist das Punktcrushieren. Dabei wird der abrasive Verschleiß am Abrichtwerkzeug dadurch reduziert, dass die Relativgeschwindigkeit zwischen den Wirkpartnern zu Null oder doch zu einem Minimum geführt wird. Rotierende Diamantabrichtwerkzeuge werden heute zunehmend zum Profilieren von Schleifscheiben mit keramischer Bindung eingesetzt. Der Einsatz von stehenden Profilierwerkzeugen ist für hochharte Schleifscheiben (speziell Diamant) aufgrund des hohen Verschleißes unbedeutend. Die Schärfverfahren für hochharte Schleifscheiben können in abrasive Verfahren und Verfahren, die auf der Wirkung des elektrischen Stroms basieren, unterschieden werden (Abb.€13.44). Das Funktionsprinzip beim Schärfen mit einem Schärfblock, auch Blockschärfen genannt, basiert auf dem Einsatz eines stabförmigen Schärfwerkzeugs aus Korund oder Siliziumkarbid in Keramik- oder Kunstharzbindung. Dabei kommt es durch die abrasive Wirkung des Schärfmittels zum Zurücksetzen des Bindungsmaterials und somit zum Freilegen der äußersten Schleifkörner. Beim sogenannten Strahlschärfen wird ein aus losem Korund- oder Siliziumkarbidkorn bestehendes Strahlmittel mit einer Trägerflüssigkeit (in der Regel Kühlschmierstoff) auf die Schleifbelagoberfläche gestrahlt. Die gezielte Einstellung des

310

13 Schleifen

Kornüberstands erfolgt dabei über die Schärfmittelart und -menge sowie durch den Wirkwinkel des Schärfstrahls [UHL93]. Neben abrasiven Verfahren erlangt beim Schärfen sehr feinkörniger Diamantschleifscheiben das Schärfen mit Elektrolyt zunehmend an Bedeutung. Es wird beim In-Prozess-Schärfen ELID-Schleifen genannt [TIO90, OHM95]. Das Grundprinzip basiert auf dem anodischen Abtrag von Bindungsmaterial in einer elektrolytischen Reaktion. Die Schleifscheibe, die über ein Bürstensystem mit einer Gleichspannung beaufschlagt wird, stellt die Anode in diesem Prozess dar. Der Spalt zwischen Anode und Kathode wird mit einer elektrolytischen Flüssigkeit gefüllt und durch den angelegten hochfrequent gepulsten Arbeitsstrom kommt es zum elektrochemischen Abtrag des Bindungsmaterials im Schleifbelag. Ein weiteres auf der Wirkung des elektrischen Stroms basierendes Verfahren ist die Kontakterosion oder Elektroerosion. Die Grundvoraussetzung für den Einsatz der Schärftechnologie ist ein elektrisch leitfähiges Bindungsmaterial. Dem Schleifbelag wird eine Elektrode aus leitfähigem Material zugeführt, die durch die eingebetteten Körner zerspant wird. Aufgrund der angelegten Spannung bildet sich ein elektrisches Feld zwischen der Elektrode und dem Schleifbelag aus. [FAL98] wobei sich durch die abgespanten Elektrodenpartikel Feldverzerrungen ergeben. Es entstehen Feldüberhöhungen, die eine Funkenentladung zwischen der Elektrode und dem Bindungsmaterial der Schleifscheiben ermöglichen und dabei ein thermisches Abtragen des Bindungsmaterials bewirken [FRI99]. Unter Berücksichtigung der zeitlichen Reihenfolge kann zwischen Vor- und InProzess-Schärfen, d.€h. das Schärfen erfolgt zeitgleich zum Schleifprozess, unterschieden werden. Die Wirkungen des In-Prozess-Schärfens mittels Schärfblock bei der Bearbeitung von Keramik sind in Abb.€ 13.45 dargestellt. Der Schleifprozess 50

Verfahren: Querseiten-Planschleifen vc = 25 m/s vfa = 4 mm/min

Q´dsB = 0 mm3/mms

bez. Normalkraft F´n

N mm

Werkzeug: D25 C100 A06

30

Werkstoff: Al2O3 + Ti(C,N), CM1 0,04

Abrichten: SiC-Scheibe

20

10

0

Schärfen: In-Prozeß-Schärfen Q´dsB = 0 - 0,1 mm3/mms

Q´dsB = 0,1 mm3/mms

0

200

400 600 mm3/mm bez. Zerspanvolumen V´w

Kühlung: Emulsion 3% 1000

Abb.€13.45↜渀 Einfluss des Blockschärfzeitspanvolumens QdsB auf den Prozessverlauf

13.8 Schleifkosten

311

ohne Einsatz der In-Prozess-Schärftechnologie ist durch steigende Schleifkräfte gekennzeichnet, die auf die wirkenden Verschleißmechanismen wie Zusetzungen und Kornabstumpfung zurückzuführen sind. Durch die Verwendung des In-Prozess-Blockschärfens können die Einflüsse der Verschleißmechanismen minimiert werden. In Abhängigkeit des gewählten Blockschärfzeitspanvolumens QdsB, kommt es nach einer Einlaufphase zu stationären Schleifkraftverläufen. Eine Steigerung von QdsB und damit eine Steigerung der Schärfintensität, führt zu einer Verringerung des Schleifkraftniveaus.

13.8â•…Schleifkosten Schleifen ist ein „Doppelprozess“, d.€ h. neben dem eigentlichen Schleifvorgang muss auch das Abrichten in einer Kostenbetrachtung berücksichtigt werden. Die Schleifkosten je Einheit sind dann  mit

KF = Kmasch + KWZ + Kd

(13.72)

Kmasch: Maschinenkosten einschl. Lohn (Platzkosten) KWZ: Kosten des Schleifwerkzeugs je Stück Kd: Kosten für das Abrichten auf das Stück bezogen Die Maschinenkosten ergeben sich aus dem Maschinenzeitsatz zuzüglich Lohnkosten [TÖN95] (Platzkosten je Zeiteinheit kpl) und der Gesamtzeit tges.â•›=â•›th+ tn aus Hauptzeit und Nebenzeit [DEN10] 

Kmasch = kpl × (th + tn )

(13.73)

KWZ = Vs × ks

(13.74)

Kd = (kpl × tges,d + Vs,d × kd )/n + KWZ,d /n

(13.75)

Die Hauptzeit th lässt sich über die radiale Vorschubgeschwindigkeit (beim Einstechschleifen) und das Aufmaß oder aus dem abzuschleifenden Volumen Vw und dem Zeitspanvolumen Qw ermitteln. Daraus wiederum ergibt sich das beim Schleifen verbrauchte Scheibenvolumen Vs über das oben definierte Schleifverhältnis Gâ•›=â•›Vw/Vs. 

mit den Scheibenkosten je Volumeneinheit ks. Hinzu kommen dann die Abrichtkosten Kd. Diese sind 

mit der gesamten Abrichtzeit tges,d, dem durch Abrichten verloren gegangenen Scheibenvolumen Vs,d, und dem durch Abrichten verbrauchten Abrichtermaterial KWZ,d. Um den auf ein Teil entfallenden Anteil zu erfassen, ist durch die Standmenge n zu dividieren, also durch die Anzahl der Teile bis zum nächsten Abrichtzyklus.

312

13 Schleifen

Beispiel: Einstechschleifen einer Welle aus Vergütungsstahl 42CrMoV4 mit Durchmesser dâ•›=â•›30€mm, Schleifbreite apâ•›=â•›20€mm und Schleifaufmaß wâ•›=â•›0.25€ mm bei einer Toleranzbreite von 10€ µm. Geschliffen wird mit Korund (ksâ•›=â•›Euro 100 10−6/mm3, Gâ•›=â•›40) und wegen der geforderten Genauigkeit in einem zweistufigen Arbeitsgang (Schruppen mit vfrâ•›=â•›1.5 mm/min, Schlichten mit vfrâ•›=â•›0.25 mm/min) Die Standmenge der Scheibe bis zum Abrichten sei 15. Mit Praxisdaten ergeben sich folgende Kosten je Werkstück: KFâ•›=â•›4.10 € mit den Anteilen: Kmasch/KFâ•›=â•›0.90, KWZ/KFâ•›=â•›0.08, Kd/KFâ•›=â•›0.02 Wird die gleiche Aufgabe mit einer hochharten Schleifscheibe auf CBN-Basis bearbeitet, steigt der Ansatz für das Werkzeug auf ca. 15€%, die Schleifzeit und damit die Maschinen abhängigen Kosten Kmasch werden geringer, möglicherweise überproportional geringer.

Fragen╇ ╇ 1. Nennen Sie Verfahren, die mit unbestimmten Schneiden spanen. ╇ 2. Gliedern Sie die Verfahren nach den Trennmechanismen und der Wirkbewegung. ╇ 3. Sehen Sie Einschränkungen für die Wegbindung beim Schleifen? Wie erklären Sie die Energiebindung beim Strahlspanen? ╇ 4. Welche Schleifverfahren sind Ihnen bekannt? Geben Sie dazu die Bewegungen von Werkzeug und Werkstück an. ╇ 5. Leiten Sie die äquivalente Spanungsdicke heq aus der Kontinuitätsbedingung ab. ╇ 6. Geben Sie äquivalente Durchmesser für verschiedene Schleifverfahren an. ╇ 7. Aus welchen Komponenten ist eine Schleifscheibe aufgebaut? Welche Aufgaben haben sie? ╇ 8. Welche Schleifstoffe sind Ihnen bekannt? Gliedern Sie sie nach der Härte. ╇ 9. Welche Einsatzbereiche ordnen Sie den Schleifstoffen zu? 10. Was bedeutet der Friability-Index? Welche Stoffeigenschaft charakterisiert er? 11. Wie wird der Friability-Index ermittelt? 12. Welche Arten von Korundschleifmitteln sind Ihnen bekannt? Wie sind sie aufgebaut und welche Wirkung lässt sich mit ihnen erzielen? 13. Kennzeichnen Sie mögliche Kristallformen der hochharten Schleifmittel. Was bedeutet der Index 111, was 100? 14. Wie wird die Korngröße eines Schleifstoffes angegeben, wie wird sie bestimmt? 15. Was versteht man unter der Härte einer Schleifscheibe? Wie lässt sie sich beeinflussen? 16. Wie kann man die Härte einer Schleifscheibe bestimmen? 17. Welche Bindungsarten sind Ihnen bekannt? 18. Wie kann der Verschleiß einer Schleifscheibe bestimmt werden?

Literatur

313

19. Wie kann die mittlere Radiusverschleiß einer Scheibe aus dem G-Wert (Schleifverhältnis) errechnet werden? 20. Welche Beanspruchungen sind dominant bei schnelllaufenden Schleifscheiben? Wo ist die maximale Beanspruchung? 21. Welche Grundgleichungen benötigt man, um die dominante Beanspruchung eine Schleifscheibe rechnerisch zu bestimmen? 22. Wie hängen die Bruchgeschwindigkeit (Sprenggeschwindigkeit) und die zulässige Arbeitsgeschwindigkeit zusammen? 23. Welche Möglichkeiten der Steigerung der Bruchgeschwindigkeit bzw. der zulässigen Arbeitsgeschwindigkeit sehen Sie? 24. Welchen Vorteil hat (theoretisch) eine Loch lose Schleifscheibe? 25. Welche Verschleißarten treten an einer Schleifscheibe auf? 26. Kennzeichnen Sie den Schleifprozess im Sinne der Systemtechnik (black-box). 27. Nennen Sie Kenngrößen, mit denen sich Schleifprozesse beschreiben lassen. 28. Wozu dient der äquivalente Radius? 29. Was berücksichtigt die Näherungsrechnung für die geometrische Kontaktlänge nicht? 30. Wie unterscheiden sich kinematische und geometrische Kontaktlänge? 31. Wie lässt sich die mittlere Spanungsdicke beim Schleifen unter Berücksichtigung der Mikrotopographie der Schleifscheibe ableiten? 32. Geben Sie in eine Abschätzung an, wie sich die Energieabfuhr aus der Schleifzone bei unterschiedlichen Schleifstoffen einstellt. 33. Welche Methoden zur Temperaturmessung beim Schleifen kennen Sie? 34. Was beinhaltet der Begriff Konditionieren von Schleifscheiben? Benennen Sie die Aufgaben der einzelnen Prozessschritte. 35. Unterteilen Sie die Profilierverfahren und benennen Sie typische Profilierwerkzeuge. 36. Welche Abrichtverfahren wählen Sie für kleine, für mittlere und für Großserien? 37. Welchen Effekt erreicht man durch gleich- oder gegenläufiges Abrichten? 38. Wie ist der Überdeckungsgrad beim Abrichten definiert; wie und wann wirkt er sich auf die Rauheit am Werkstück und die Kräfte beim Schleifen aus? 39. Nennen Sie Schärfverfahren und untergliedern Sie diese nach ihrem Wirkprinzip. 40. Geben Sie die wichtigsten Terme zur Kostenrechnung beim Schleifen an.

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13 Schleifen

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13 Schleifen

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Kapitel 14

Verzahnungsschleifen

14.1â•…Einleitung Als ein Beispiel für die Feinbearbeitung hochbeanspruchter, komplexer Flächen wird hier die Hartfeinbearbeitung von Verzahnungen mit Evolventenflächen behandelt. Zahnräder gehören zu den wichtigsten Maschinenelementen im Maschinen- und Fahrzeugbau. Sie werden in mehreren Schritten hergestellt. Nach einer Weichbearbeitung, die Dreh-, Wälzfräs- oder Wälzstoßprozesse umfasst, folgt eine Wärmebehandlung, denn die spezifischen Belastungen der Getriebe werden aus Gründen der Raum- und Masseverringerung erhöht und die Härte und Festigkeit der Funktionsflächen muss somit gesteigert werden. Die aus der Wärmebehandlung resultierenden Härteverzüge sowie die geforderten Randzonen- und Oberflächeneigenschaften führen dazu, dass sich an den Härteprozess eine Hartfeinbearbeitung zumeist durch Schleifverfahren anschließt (Abb.€14.1). Die Qualität eines Zahnrads wird im Wesentlichen durch die Erzeugung der Evolventenfläche bestimmt. In der Serienfertigung nehmen Hartfeinbearbeitungsverfahren für die Endfertigung der Verzahnung an Bedeutung erheblich zu. Gründe dafür sind • neben der höheren spezifischen Belastung und den gesteigerten Ansprüchen an die Festigkeit, • die zunehmende Bedeutung einer reduzierten Geräuschentwicklung durch die Getriebe sowie • das Vordringen von Near-Net-Shape-Techniken durch Um- und Urformprozesse [BEH97]. Zu den häufigen Schadensformen an Zahnrädern gehören unter anderem Oberflächenschäden der Zahnflanke, wie z.€B. Graufleckigkeit oder Grübchenbildung. Diese entwickeln sich über längere Zeit und sind im Allgemeinen auf Ermüdung des Werkstoffes zurückzuführen. Dabei brechen aus der Zahnflanke Materialteilchen aus. Mit voranschreitender Schädigung der Oberfläche kann es zu Rissbildung kommen, die in einem Zahnbruch resultiert. Der sogenannte Dauerbruch entsteht als Folge sich wiederholender wechselnder Belastungen. Dabei entsteht ein Anriss an der Stelle höchster Beanspruchung (meistens am Zahnfuß), der bei weiterer BeB. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_14, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

317

318

14 Verzahnungsschleifen Verzahnen (Wälzfräsen, Wälzstoßen)

Schaben

Härten

Verzahnungsschleifen

Verzahnungshonen

< 1%

75%

(Anteile geschätzt)

4% 3%

Hartschälen Hartwälzfräsen (Schabwälzfräsen)

Verzahnungshonen

15%

< 1% < 1%

< 1%

Getriebemontage

Abb.€ 14.1↜渀 Fertigungsfolgen zur Verzahnungsherstellung in der Großserienfertigung (nach Bausch)

anspruchung solange wächst bis der verbleibende Restquerschnitt nicht mehr in der Lage ist die Belastung zu übertragen [DIN3979]. Zahnbrüche führen oft zu einem Totalausfall des Getriebes und sind mit enormen Kosten verbunden. Die beschriebenen Schadensentwicklungen können durch Schleifverfahren gezielt beeinflusst werden. Untersuchungen zeigen, dass hohe Druckeigenspannungen und niedrige Rauheitswerte in der gesamten Zahnlücke sowie große Krümmungsradien im Zahnfußbereich positive Wirkung auf die Lebensdauer der Zahnräder haben. Produktionsbedingte thermische Schädigung der Verzahnung, die oft mit Zugeigenspannungen und Rissbildung in der Randzone der Zahnlücke einhergeht, ist durch sorgfältige Prozessauslegung zu vermeiden [STE04, SCH07, HER08, BRE08, KAG02]. Bei der Auslegung des Schleifprozesses sind somit Orte der maximalen Zeitspanvolumina zu beachten. Denn auch beim Verzahnungsschleifen wirkt sich das Zeitspanvolumen unmittelbar auf wichtige Ausgangsgrößen des Prozesses aus. Mit steigendem Zeitspanvolumen nimmt die gemittelte Rautiefe Rz ab. Das ist auf erhöhten Verschleiß und ein Abstumpfen der Schleifkörner zurückzuführen. Entsprechend nimmt dabei auch die Schleifleistung zu. Mit der Glättung der Mikrotopografie der Schleifscheibe steigt die umgesetzte Energie je abgetragenem Volumen und somit die Temperatur in der Randzone der Zahnflanke. Die Folge ist im Allgemeinen ein Abbau von Druckeigenspannungen wie es in Abb.€14.2 für das diskontinuierliche Profilschleifen exemplarisch dargestellt ist. Bei weiterer Steigerung des Zeitspanvolumens kommt es zum Splittern und Ausbrechen der Körner und hiermit wieder zu einer Vergrößerung der Rauheit. Dies geht wiederum mit der Veränderung des Schleifscheibenprofils einher und führt zu geometrischen Abweichungen am Werkstück.

14.1 Einleitung

µm

Spindelleistung Pc

2,0

0,6

1,0

0

Skt 1,2

3,0

0,0

Eigenspannung σ⊥

2,0

Streuung

Rz R a 0,5

1

1,5 mm3 / mms 2

Spindelleistung Pc

Mittenrauwert Ra gemittelte Rautiefe Rz

5,0

319

0,0

bez. Zeitspanvolumen Q'w

–200 –400 –600 MPa –1000

Messrichtung

σ⊥

Schleifscheibe: 93A60 H15VPMF601 ds = 280 mm Abrichten: vcd = 35 m / s ard = 5 µm id = 10 Ud = 2 qd = 0.8 (Gleichlauf) Prozess: diskont. Profilschleifen vc = 35 m / s ae = 0,1 mm KSS: Mineralöl Werkstück: mn = 4,5 mm z = 16 αn = 20° β = 0° 16 MnCr 5; 60 HRC; Eht: 1,0 mm röntgen. Spannungsanalyse: Strahlung: Cr Kα Bragg-Winkel 2θ: 156,4° REK: 5,76 T / Pa Eindringtiefe: 5 µm

Abb.€ 14.2↜渀 Einfluss des bezogenen Zeitspanvolumens auf die Rauheiten und Eigenspannungen beim diskontinuierlichen Profilschleifen

Nachdem es gelingt, durch primäre und sekundäre Geräuschminderungsmaßnahmen Motorgeräusche in einem Fahrzeug deutlich zu reduzieren, treten Getriebegeräusche in den Vordergrund. Kundenforderungen an den Komfort zwingen die Zahnradhersteller, die Verzahnungsqualität weiter zu steigern. Dies ist mit Schleifverfahren zu erreichen (Abb.€14.3) [SCH94]. Neben der Reduzierung von Abweichungen und Welligkeiten entlang der Evolvente, kommt dabei der gezielten Erzeugung von Zahnflankenmodifikationen eine besondere Bedeutung zu. Zu den gängigen Korrekturen gehören Balligkeiten in Höhen- und Breitenrichtung der Zahnflanke sowie Kopfkantenbruch und Zahnfußfreischnitt. Sie werden über gezielte Änderungen des Werkzeugprofils sowie der Bearbeitungskinematik erzeugt. In dem Zusammenhang mit der Geräuschentwicklung wird der Mikrostruktur der Zahnflanken ebenfalls hohe Bedeutung beigemessen. Während die Oberflächenrauheit primär durch die Spezifikation der Schleifscheibe (Korn, Bindung) beeinflusst wird, ist die Ausrichtung der Schleifriefen auf die verfahrenseigene Kinematik zurückzuführen. So wird z.€ B. dem beim Wälzschraubschleifen typischen Schleifriefenprofil ein besonders günstiges Geräuschverhalten zugeschrieben. In der industrielen Praxis wurden Strategien entwickelt, um die durchgehenden Schleifriefen beim Wälzschleifen zu unterbrechen und somit eine Reduzierung der Laufgeräusche zu erreichen. Durch Genauschmieden (Präzisionsschmieden) lassen sich Zahnradrohteile herstellen, die keine Weichbearbeitung der Verzahnung mehr erfordern, da die Zahnlücken bereits mit ausreichender Genauigkeit vorgebildet sind. Sie werden wärmebehandelt und anschließend unmittelbar hartbearbeitet [DEN03]. Auf die Auslegung der Prozesskette für die Zahnradfertigung sowie Vorteile des Genauschmiedens wird in Abschn. 15 ausführlich eingegangen.

320

14 Verzahnungsschleifen

Abb.€14.3↜渀 Fertigungsaufwand und Geräuschaufkommen [SCH94]

4.

5.

6.

7.

8.

9.

10.

Qualität DIN 3962 ISO 1328

Schalldruck Lp Fertigungsaufwand €

€ 2x Schleifen

Lp

15 dB € Fräsen

4

6,3

10 16 25 40 Einzelteilungsfehler

63 µm

Kraftwirkungen. geom. Abweichungen

Die Verfahren für die Hartfeinbearbeitung von Verzahnungen lassen sich in Profil- und Wälzschleifverfahren einteilen. Bei Profilschleifverfahren wird die gewünschte Verzahnungsgeometrie durch Abbildung des Werkzeugprofils erzielt, während bei den Wälzschleifverfahren durch eine kinematische Kopplung von Werkzeug- und Werkstückbewegung die Sollgeometrie erzeugt wird [TÜR02, NEW91]. Jede dieser Verfahrensgruppen untergliedert sich wiederum in kontinuierliche und diskontinuierliche Verfahren. Auf der Seite des Wälzschleifens stehen das diskontinuierliche Wälzschleifen mit Tellerschleifscheiben, das kontinuierliche Wälzschleifen mit zylindrischen Schleifschnecken sowie das Verzahnungshonen. Auf der Seite des Profilschleifens stehen das sehr weit verbreitete diskontinuierliche Profilschleifen und das kontinuierliche Wälzschleifen mit globoidischen Schleifschnecken. Abbildung€14.4 zeigt die Einordnung der Hartfeinbearbeitungsverfahren für Zahnräder nach DIN8589. Dieses Kapitel konzentriert sich auf das diskontinuierliche Profilschleifen, das kontinuierliche Wälzschleifen mit zylindrischen Schleifschnecken sowie das kontinuierliche Wälzschraubschleifen mit Schleifringen aufgrund der breiten Anwendung dieser Prozesse in der industriellen Praxis. Am Ende dieses Kapitels werden hierfür wesentliche Verfahrensmerkmale gegenübergestellt (Abb.€14.18). Zunächst sind jedoch einige grundlegende Zusammenhänge von Evolventenverzahnungen zu klären. Die Evolvente eines geradverzahnten Rades entsteht durch Abwälzen einer Tangentialgeraden am Grundkreis der Verzahnung. Durch eine Parallelverschiebung der Evolvente in z-Richtung entsteht eine Evolventenfläche (Abb.€14.5). Diese Fläche ist mit Hilfe des Laufparameters τ in z-Richtung zu beschreiben durch   sin(ξ + η) − ξ · cos(ξ + η)  , τ ) = rb · cos(ξ + η) + ξ · sin(ξ + η). E(ξ  (14.1) τ

14.1 Einleitung

321 Verzahnungs - Schleifverfahren

Wälzschleifen

diskontinuierlich

Tellerschleifscheiben

Profilschleifen

kontinuierlich

Schleifschnecke (zylindrisch)

diskontinuierlich

Schleifring (innenverzahnt)

Profilschleifscheibe

kontinuierlich

Schleifschnecke (globoidisch)

Abb.€14.4↜渀 Einordnung der Zahnflankenschleifverfahren nach DIN8589

Startwinkel

Wälzwinkel

z rb

Grundkreisradius

W

x

Wälzlänge L y

η

Evolventenpunkt

ξ P

P0

g

Kopfkreiszylinder

abwälzende Gerade

abwälzende Tangentialebene

Grundzylinder

erzeugende Gerade

Mantellinie Bereich der Zahnflanke

Evolvente im Stirnschnitt

Evolventenfläche

Abb.€14.5↜渀 Grundzylinder mit Evolventenfläche und Erzeugender (nach DIN3960)

322

14 Verzahnungsschleifen

Der für eine Zahnflanke genutzte Bereich wird durch den Fuß- und den Kopfformkreiszylinder begrenzt. Damit gilt    2  2   rFf rFa b  (14.2) −1≤ξ ≤ − 1; 0 ≤ τ ≤ rb rb rb mit rFf: Fußformkreishalbmesser rFa: Kopfformkreishalbmesser rb: Grundkreishalbmesser b: Zahnradbreite. Entsprechende Beziehungen lassen sich für schrägverzahnte Räder geben, wenn berücksichtigt wird, dass eine erzeugende Gerade auf der Tangentialebene nicht parallel zur Radachse, sondern um den Schrägungswinkel β geneigt ist und dadurch die Zahnflanken durch Evolventenschraubflächen gebildet werden [LOO59, TÜR02]. Bei der Auslegung der Getriebe sind Übersetzungszahl, Kraft- und Momentübertragung sowie Laufruhe von zentraler Bedeutung. Die Konstruktion der Zahnräder erfolgt somit in erster Linie über die Festlegung der Zähnezahl z, des Normalmoduls mn, des Normaleingriffswinkels αn sowie des Schrägungswinkels β. Diese Größen sind genormt und bilden den Kern der Zahnradberechnung, die hier nicht näher erläutert wird [DIN3960]. Bei der Erzeugung von Schrägverzahnungen mit abbildenden Verfahren ist zu beachten, dass sowohl der Mittenkreisdurchmesser als auch der Grundkreisdurchmesser in mathematischen Beziehungen mit den oben aufgeführten Grunddaten stehen. So führt z.€B. die Änderung des Mittenkreisdurchmessers bei konstant bleibenden Zähnezahl und Normalmodul zu einer Veränderung des Schrägungswinkels. Die Krümmungsverhältnisse entlang der Zahnflanke hängen unmittelbar von dem Grundkreisradius ab, welcher seinerseits z.€B. durch eine Änderung der Zähnezahl der Verzahnung beeinflusst werden kann [DIN3960, DIN8000]. Hierauf ist zurückzuführen, dass die Evolvente eines Zahnrades mit wenigen Zähnen stark gekrümmt ist, während die eines Zahnrades mit vielen Zähnen, bei sonst gleichbleibenden Verzahnungsgrunddaten nahezu geradlinig erscheint. Zu den Schrägverzahnungen gehören neben Stirnrädern unter anderem auch Schnecken- und Hohlräder. Die Konsequenzen aus den obigen Beobachtungen für die jeweiligen Hartfeinbearbeitungsverfahren werden in den folgenden Abschnitten mit erläutert.

14.2â•…Diskontinuierliches Profilschleifen Beim diskontinuierlichen Profilschleifen werden mit entsprechend profilierten Werkzeugen, meist beide Flanken simultan bearbeitet. Dazu werden keramisch gebundene Schleifkörper aus Schmelz- oder Sinterkorund, Bornitrid sowie galvanisch belegte Bornitrid-Schleifscheiben eingesetzt.

14.2 Diskontinuierliches Profilschleifen

323

ns Schleifscheibendurchmesser : ds vc

ds AD / 2

vf

ae

∆s

ap / 2 yw

A

Detail A ∆s

Xw Zw

b

ae

α

Schleifscheibendrehzahl

: ns

Profilwinkel

:α

Schnittgeschwindigkeit

: vc

Vorschubgeschwindigkeit

: vf

Zahnradbreite

:b

Zahnflankenaufmaß

: ∆s

Zustellung

: ae

Eingriffsbreite

: ap

zerspante Stirnfläche

: AD

Abb.€14.6↜渀 Profilschleifen von Verzahnungen

Die Schleifscheibe wird in dem Schrägungswinkel€β entsprechend zur Werkradachse angestellt. Die Zustellung erfolgt zunächst radial, dann axial um die Zahnflanken über der Radbreite zu schleifen (Abb.€14.6). Bei Schrägverzahnung müssen dazu die Axialbewegung entlang zw und die Drehbewegung des Rades um zw kinematisch gekoppelt sein. Bei Ein- und Auslauf des Werkzeugs aus der Zahnlücke, zum Teilen des Werkrades in die nächste Lücke und für den Rücklauf in die Ausgangsposition fallen Nebenzeiten an. Deshalb ist das Verfahren gegenüber kontinuierlichen Verfahren zeitaufwändig. Es ergibt sich somit eine geringere Produktivität für das Profilschleifen. Andererseits lassen sich bei genauer Auslegung des Scheibenprofils [TÜR02] hohe Verzahnungsqualitäten bis zur Qualität€1 nach [DIN3961, DIN3962, ISO1328] erreichen [WOB95]. Der Zahnfuß kann mit diesem Verfahren prozesssicher bearbeitet werden, was die Dauerfestigkeit eines Rades positiv beeinflusst [KLK00, KÖN94]. Das bezogene Zeitspanvolumen Q’w berechnet sich aus der Differenz des wirksamen Scheibenprofils und des Rohteilprofils. Daraus ergibt sich ein Mittelwert über der Evolvente zu Qw = ae · vf . (14.3)  Tatsächlich kann Q’w je nach Aufmaß ae über dem Profil erheblich vom Mittelwert abweichen (Abb.€ 14.7). gibt für normal und radial äquidistante Aufmaße ∆s und ae die schwankenden bezogenen Zeitspanvolumina Q’w wieder. Man erkennt, dass sich bei einem normal äquidistanten Aufmaß besonders im Bereich des Zahnfußes hohe Zustellwerte ergeben, die über Gl. (14.3) zu hohen Zeitspanvolumina führen. Dies ist beim Profilschleifen der durch das Wälzfräsen vorverzahnter Zahnräder zu beachten. Eine Besonderheit des Profilschleifens ist die durchgehende Bearbeitung einer Zahnlücke bei, im Vergleich zu den generierenden Verfahren, relativ großen Kon-

324

14 Verzahnungsschleifen radial äquidistantes Aufmaß

normal äquidistantes Aufmaß

40 mm

∆s ≠ const. ae = 0,5 mm

AD

ap = 6,7 mm mm vf = 120 min Verzahnungsdaten AD = 3,35 mm2 mn = 4,5 z = 16 αn = 20° β = 0° x = 0,16 b = 15

Qw = AD · vf Q'w = Qw / ap Q'w = ae · vf

ap 30

2,0 1,5 1,0 ∆s

ae ≠ const.

34

2

4

6

mm Zustellung ae Aufmaß ∆s

Q'w = 1,0 mm3/mms

∆s = 0,5 mm

ae

36

–14 –12 –10 –8 –6 –4 –2 0 2,5

Qw = 6,7 mm3/s

∆s

38

8

ap = 6,7 mm vf = 120 mm min AD = 6,04 mm2

10 mm 14

Qw = 12,08 mm3/s ae

Q'wm = 1,8 mm3/mms Q'wmin = 1,0 mm3/mms Q'wmax = 4,8 mm3/mms

0

Abb.€14.7↜渀 Bezogenes Zeitspanvolumen Q'w für unterschiedliche Aufmaß-verteilungen

taktlängen. Dieser Umstand begünstigt die Wärmeausbreitung im Werkstück und macht das Verfahren anfällig für Schleifbrandeffekte. Wie im vorstehenden Kapitel ausgeführt, ist das Schleifen ein kombinierter Prozess, der sich aus dem Konditionieren und dem eigentlichen Schleifprozess zusammensetzt. Zur Einsatzvorbereitung werden auch Profilschleifscheiben abgerichtet. Dazu ist das Werkzeug so zu profilieren, dass die durch Gl. 14.1 bestimmte Fläche entsteht. Für Schrägverzahnungen ist zu berücksichtigen, dass der Schrägungswinkel β und der räumliche Eingriff des Werkzeugs eine Profilverzerrung hervorrufen, die beim Abrichten vorgehalten werden muss [TÜR02]. Das Schleifscheibenprofil ist von den Verzahnungsdaten unmittelbar abhängig. Werkstücke mit unterschiedlichen Zähnezahlen oder Schrägunswinkeln können somit nur unter Qualitätseinbußen mit dem gleichen Werkzeugprofil hergestellt werden. Bei der Herstellung von Zahnrädern hoher Qualität werden somit unterschiedlich profilierte Werkzeuge benötigt. Hinsichtlich der Werkzeugbeschaffungs- und Lagerungskosten ist es bei galvanisch belegten Schleifscheiben von Nachteil. Die durch das Zeilenabrichten beliebig profilierbaren Korundschleifscheiben erweisen sich hingegen als sehr flexibel. Abbildung€14.8 zeigt die Kinematik des bahngesteuerten Abrichtens einer Profilschleifscheibe. Die rechte und linke Profilhälfte der Lücke werden vorteilhafterweise in zwei Konturzügen profiliert. Dadurch lassen sich beide Teile gleichsinnig entweder ziehend oder drückend abfahren, was unterschiedliche Kräfte zwischen den Wirkpartnern vermeidet. Der ziehende Schnitt ist vorzuziehen [TÜR02]. Dabei wird mit einem rotierenden Abrichtwerkzeug konditioniert, das mit einer speziellen Diamantierung an den umlaufenden Außenkanten versehen ist [LIE02]. Neben der makrogeometrischen Profilerzeugung der Schleifscheibe ist es Ziel des Abrichtprozesses, die Mikrotopographie dem Einsatzfall anzupassen. Das Ab-

14.2 Diskontinuierliches Profilschleifen

zM

325 Detail A

yM

Referenzpunkt rPRFr Abrichter

bs

linke Profilhälfte

rechte Profilhälfte

ds

bRF

dRFI

dRFr

Referenzpunkt Schleifscheibe

rPRFI

Diamantierung

ds bs yM / zM rPRFI dRFI rPRFr dRFr

progr. Vorschub Eilgang

: : : : : : :

Schleifscheibendurchmesser Schleifscheibenbreite Maschinen-Koordinatensystem Kantenradius linke Profilhälfte Abrichterdurchmesser links Kantenradius rechte Profilhälfte Abrichterdurchmesser rechts

Abb.€14.8↜渀 Bahngesteuertes Abrichten von Profilschleifscheiben ns

Detail A

Schleifscheibendurchmesser : ds

Schleifscheibe

Profilwinkel

: α = f(y,z)

Formrollendurchmesser

: dRF

Kantenradius der Formrolle : rPRF Schleifscheibendrehzahl

: ns

Formrollendrehzahl

: nRF

Vorschubgeschwindigkeit

: vfd

radiale Zustellung

: ard

rPRF

Eingriffsbreite

: apd

vfd

Abrichtzustellung

: aed

Abrichtvorschub

: fd

Überdeckungsgrad

: Ud

Schleifscheibengeschw.

: vc

Formrollengeschwindigkeit

: vd

Geschwindigkeitsverhältnis

: qd

ds

fd

A

apd

rPRF

α nRF

ard

dRF aed

yM zM

xM

Abrichtformrolle

Abb.€14.9↜渀 Abrichten von Profilen

richtergebnis mit einer angetriebenen Formrolle wird neben der Rollengeometrie, der Diamantart sowie deren Belegung maßgeblich durch die Stellgrößen Überdeckungsgrad Ud, effektive Abrichtzustellung aed und Geschwindigkeitsverhältnis qd bestimmt. Die Bedeutung dieser Größen beim Abrichten von Profilen ist in Abb.€14.9 dargestellt. Wie bereits vorn erläutert, ist der Überdeckungsgrad das Verhältnis der Eingriffsbreite des Abrichters apd zum Abrichtvorschub fd. Diese dimensionslose Größe

326

14 Verzahnungsschleifen Z1 = 2,46 Z2 = 2,66

2,5 µm Rz = 3,31µm 0

Zi = Einzelmessstrecke

Z3 = 3,08 Z4 = 3,65 Z5 = 4,70

Schleifscheibe: 93A60 H15VPMF601 ds = 280 mm

–2,5 0,8

0

5

mm

2,4

1,6

4,0 Profil

be re ich

3

Prozess: disk. Profilschleifen vc = 35 m/s ae = 0,1 mm Q'w = 0,5 mm3/mms KSS: Mineralöl

aed

M es s

Überdeckungsgrad Ud Abrichtzustellung aed

mm µm

Ud

2

Ud mittel 1

0

Zahnfußbereich 0

0,5

Evolventenbereich 1

1,5

2

Zahnkopfbereich 2,5

mm

Abrichten: vcd = 35 m/s ard = 5 µm id = 10 Ud = 2

3,5

Werkstück: mn = 4,5 mm z = 16 αn = 20° β = 0° 16 MnCr 5 60 HRC; Eht: 1,0 mm

Abb.€14.10↜渀 Einfluss des Überdeckungsgrades und der Abrichtzustellung auf die Rauheit

ist ein Maß dafür, wie dicht die einzelnen Spuren der beim Abrichten entstehenden Vorschubspirale aneinander liegen. Folglich bildet sich bei einem hohen Überdeckungsgrad eine glattere Scheibenoberfläche aus als bei einem geringen. Während beim Abrichten geradliniger Profile der Überdeckungsgrad und die normal zur Oberfläche wirkende effektive Zustellung aed konstant bleiben, ändern sich beim Abrichten gekrümmter Profile diese Größen in Abhängigkeit des Profilwinkels α. Mit den in Abb.€14.9 definierten Größen ergibt sich der Überdeckungsgrad zu  vc · 2 · ard · rPRF · sin α − ard 2 · sin2 α 1  (14.4) Ud = + . vfd · π · ds 2 Den Verlauf des Überdeckungsgrades Ud und der effektiven Zustellung aed über das Schleifscheibenprofil stellt Abb.€ 14.10 exemplarisch dar. Aus den genannten Gründen verringert sich die gemittelte Rautiefe am Werkrad mit steigendem Überdeckungsgrad, während sich die Schleifleistung deutlich erhöht.

14.3â•…Kontinuierliches Wälzschleifen mit Schleifschnecken Beim kontinuierlichen Wälzschleifen wird mit einer zylinderförmigen Schleifschnecke gearbeitet, die in ihrem Normalschnitt durch ein Zahnstangenprofil angenähert werden kann. Die Schnecke ist vom Modul m und Eingriffswinkel α des Werkrades abhängig. Sie ist daher für Räder gleichen Moduls und Eingriffswinkels unabhängig vom Schrägungswinkel einsetzbar. Verwendet werden Schnecken in keramischer Bindung mit Schmelzkorund, Sinterkorund oder CBN als Schleifstoff sowie in gal-

14.3 Kontinuierliches Wälzschleifen mit Schleifschnecken

327 Normalschnitt Schnecke

gemeinsamer Normalschnitt (Arbeitsebene)

df0

Achsabstand A da0

Stirnschnitt Zahnrad

hf0

γ0

ha0 da

ys zw

ß

2 · αn0

ß

Achsschnitt Wälzschnecke

γ0

pn0 = mn0 · π · z0

d0

yw

d db d f

xs

zs

Wälzlinie

xw vc nw

vf

Abb.€14.11↜渀 Kinematik des Wälzschleifens (Differentialverfahren)

vanischer Bindung mit CBN-Belegung. Um hohe Abtragsleistungen und zugleich hohe Oberflächengüten zu erreichen, werden als galvanisch belegte Schleifschnecken häufig Schneckensätze aus Schrupp- und Schlichtschnecke verwendet. Beim kontinuierlichen Wälzschleifen lassen sich hohe Verzahnungsqualitäten erzielen. Wegen des kontinuierlichen Ablaufs sind Teilungs- und Rundlauffehler sehr gering ausgeprägt. Das kontinuierliche Wälzschleifen wird in der Serienfertigung mittlerer und großer Lose von Werkrädern bis zum Modul 5€mm bevorzugt. Die Bearbeitung von Verzahnungen bis zum Modul 10€mm ist derzeit jedoch schon realisierbar. Bei der Bearbeitung des Werkrades wird die Schleifschnecke gegenüber der Werkstückachse um den Winkel€φ = β€–€ γ0 (↜γ0: Steigungswinkel der Wälzschnecke) geschwenkt (Abb.€14.11). Die Werkzeug- und Werkstückachsen werden mit einander gekoppelt, so dass das Zahnrad und die Schnecke in einem konstanten Drehzahlverhältnis rotieren. Durch eine radiale Zustellung wird das Flankenaufmaß abgetragen. Um die Zahnradbreite zu bearbeiten, führt die Schleifschnecke oder das Werkrad eine axiale (Differentialverfahren, Pfauter-Verfahren) oder eine Vorschubbewegung in Richtung der Zahnschrägung (Grantverfahren) aus. Aufgrund der Abwälzkinematik wird beim Wälzschleifen das Zahnflankenaufmaß auf den rechten und linken Zahnflanken unterschiedlich abgeschliffen. Eine Flanke wird mit einer vom Zahnkopf zum Zahnfuß abwälzenden Schneckenflanke bearbeitet. Das Aufmaß auf der gegenüber liegende Flanke wird hingegen simultan vom Zahnfuß zum Zahnkopf abgetragen. Aufgrund des kontinuierlichen Ablaufs entfallen Anstellbewegungen und Nebenzeiten. Pro Werkstückumdrehung wird das Aufmaß in schmalen Streifen abgenommen. Dies führt zu der verfahrenstypischen Welligkeit entlang der Flankenlinie. Der resultierende Wälzvorschub erfolgt somit entlang der Profillinie und nicht in Richtung der Zahnradbreite. Während der Werkstückzahn außer Eingriff ist und umläuft findet kein Materialabtrag statt. Die hier-

328

14 Verzahnungsschleifen

aus resultierende unterbrochene Lückenbearbeitung ermöglicht eine bessere Kühlung des Werkstücks gegenüber dem diskontinuierlichen Profilschleifen. Beim kontinuierlichen Wälzschleifen befinden sich stets mehrere rechte und linke Zahnflanken im Eingriff. Hierbei kommt es zu wechselnden Eingriffsbedingungen und einer unterschiedlichen Anzahl von Eingriffen auf den rechten und linken Zahnflanken. Die Folge sind periodische Kraftschwankungen zwischen Werkzeug und Werkrad. Abbildung€14.11 zeigt die Kinematik und die geometrischen Kontaktverhältnisse zwischen Wälzschnecke und Werkrad. Das mittlere bezogene Zeitspanvolumen lässt sich aus den geometrischen Größen und der Vorschubgeschwindigkeit errechnen. Es ist   vf · z · ae · sin αn · cos β · da 2 − dFf 2  Qwm =  (14.5) 2 · db · lP · cos γ0 mit vf: Vorschubgeschwindigkeit z: Zähnezahl des Zahnrads ae: Arbeitseingriff αn: Normaleingriffswinkel β: Schrägungswinkel der Verzahnung da: Kopfkreisdurchmesser dFf: Fußformkreisdurchmesser db: Grundkreisdurchmesser lP: Profilausbildungslänge γ0: Steigungswinkel der Wälzschnecke. Die Profilausbildungslänge lP ergibt sich aus dem Abstand der Eingriffspunkte im Normalschnitt der Wälzschnecke [TÜR02]. Dabei handelt es sich hier nur um ein über den gesamten Schleifvorgang gemittelten Wert, also das summierte Zeitspanvolumen aller Eingriffspunkte. Das lokale bezogene Zeitspanvolumen Q'wl, welches das vorliegende Zeitspanvolumen an einem Ort der Zahnflanke betrachtet, weicht davon erheblich ab. Es berechnet sich zu  2 · sin αn · s · vf · π · dy 2 − db 2 Qwl =   (14.6) αn − d0 )2 d0 · 1 − (2 · s · sin d 2 0

mit ∆s: Zahnflankenaufmass dy: Durchmesser des Berührungspunktes d0: Teilkreisdurchmesser der Wälzschnecke. Hierbei ist die Laufvariable über der radialen Erstreckung der Flanke durch den Durchmesser des Berührungspunktes dy gegeben. Abbildung€14.12 zeigt beispielhaft den Verlauf mittlerer und lokaler bezogener Zeitspanvolumina. Aus den Ver-

bez. Zeitspanvolumen Q'w

bez. Zeitspanvolumen Q'w

14.3 Kontinuierliches Wälzschleifen mit Schleifschnecken 6 mm3 mms 4

d0 = 180 mm vf = 55 mm/min

vf = 110 mm/min ∆s = 0,1 mm

Q'wl

0,3 ∆s =

3

1

d db = dFf 0 6 mm3 d0 = 180 mm mms ∆s = 0,1 mm 3 2

Q'wl

da

vf=

1

vf =

Q'wm

110

v f = 55

1

min

m/

m 65

in m/m

m

mm/min

db = dFf d da 0 64 66 68 70 72 74 76 78 80 mm 84

dm

Q'wl

mm

m 0,2 m ∆s = m m 1 0 ∆s =

2 Q'wm

4

329

dm Q'wm

db = dFf

mm mm 180

10

=1

=

dm =

250

d

mm

da

64 66 68 70 72 74 76 78 80 mm 84 Berührpunktdurchmesser dy Schneckendaten

d0 = var. z0 = 1 β0 = f(d0) αn0 = 20° eP0 = 7,068 mm mn0 = 4,5 mm Verzahnungsdaten mn = 4,5 mm z = 16 x = 0,16

αn = 20° β = 0°

Abb.€14.12↜渀 Mittleres und lokales bezogenes Zeitspanvolumen beim Wälzschleifen

läufen von Q'wl wird deutlich, dass bei der Erhöhung des mittleren Zeitspanvolumens Q'wm über die Steigerung der Zustellung ∆s das jeweilige maximale bezogene Zeitspanvolumen Q'wl deutlich schwächer ansteigt als bei der Steigerung der Vorschubgeschwindigkeit vf. Ferner erkennt man den Unterschied zwischen den beiden Größen. So kann das lokale bezogene Zeitspanvolumen Q'wl am Zahnkopf um den Faktor 2,5 höher sein als das mittlere bezogene Zeitspanvolumen Q'wm. Ein höheres Zeitspanvolumen im Werkstückkopfbereich führt bei größeren Zerspanvolumina zu Abweichungen im Werkstückprofil und kann als Indiz für einen stärkeren Profilverlust insbesondere im Fußbereich der Wälzschnecke gedeutet werden. Untersuchungen zum Einfluss der Gangzahl auf Werkzeugverschleiß und Eigenspannungen im Werkstück zeigen, dass der Profilverlust insbesondere bei mehrgängigen Schnecken zu beobachten ist. Gleichzeitig sind bei mehrgängigen Werkzeugen bessere Eigenspannungszustände beobachtet worden [STI09]. Technologische Kenngrößen, wie die geometrische Kontaktlänge oder die Einzelkornspanungsdicke, haben sich bereits für andere Hartfeinbearbeitungsverfahren, wie etwa das Plan- oder Außenrundschleifen, bei der Prozessauslegung etabliert. Eine Beschreibung dieser Größen für das kontinuierliche Wälzschleifen erfolgt bei [STI09] auf Basis empirisch ermittelter Daten. So wird die geometrische, maximale Kontaktlänge mit  lg.max =

√ 4

s ·

√   √ f + 0,4 · 4 da0 + 0,2 · mn − 0,0025 · (β + 2)2

(14.7)

330

14 Verzahnungsschleifen Normalschnitt Schnecke Achsschnitt Abrichtrolle (Arbeitsebene)

df0

Achsabstand A da0 90°– ϕ

yR xR zR

90°– ϕ

nRP

SRP apd αRP

xs

eP0

aed

ha0

ys

SP0

ard hf0 2 · αn0

Achsschnitt Wälzschnecke

pn0 = mn0 · π · z0

Profilbezugslinie

d0

dRP

zs

ns

bRP

vfd

Abb.€14.13↜渀 Abrichten einer Wälzschnecke

und die Einzelkornspanungsdicke mit 

−0,5 hcu.max = 0,14 · f 0,25 · s0,15 · z00,5 · da0 · mn0,25 · z−0,25

(14.8)

angegeben. Der Index 0 kennzeichnet hierbei eine dem Werkzeug zugehörige Größe, während f für den Vorschub pro Werkstückumdrehung steht. Zum Abrichten von Wälzschnecken werden hauptsächlich abbildende Verfahren genutzt. Dazu wird das Werkzeugprofil einer Diamantprofilrolle aus der Wälzschneckengeometrie abgeleitet. Das Abrichtwerkzeug wird unter einem Steigungswinkel angestellt und an der Schnecke entlang geführt, während sich diese dreht. Dieser Vorgang entspricht einem Gewindeschleifprozess. In Abb.€ 14.13 sind die geometrischen Verhältnisse vereinfacht dargestellt. Zu beachten ist hierbei, dass das Profil des rotierenden Abrichtwerkzeugs nicht dem Lückenprofil im Normalschnitt der Schnecke entspricht. Vielmehr muss berücksichtigt werden, dass die Berührlinie zwischen Abrichtwerkzeug und Schleifschnecke nicht in einer Ebene darstellbar ist. Ähnlich dem Schleifen von Zahnrädern mit Profilschleifscheiben führt auch hier eine Änderung der Schneckendaten zu Änderungen des benötigten Abrichtwerkzeugprofils. Diese Änderungen können sich bei der Prozessumstellung auf eine andere Gangzahl sowie in Folge der abrichtbedingten Durchmesseränderung der Schleifscheibe ergeben. In der industriellen Praxis werden die Flanken der Abrichtwerkzeuge mit einem Radius hergestellt, sodass beim Abrichten einer Evolventenfläche angenäherte Schneckenflanken erzeugt werden. Eine mathematische Darstellung des Abrichtprofils, auch unter Berücksichtigung möglicher Maschinenachsen, wurde von [TÜR02] erarbeitet. Mehr Flexibilität in der Profilerzeugung bieten Zeilenabrichtstrategien. Aufgrund des nur punktuellen Kontakts bringen sie jedoch längere Abrichtzyklen mit sich und sind daher aus wirtschaftlicher Sicht weniger attraktiv.

14.4 Kontinuierliches Wälzschraubschleifen

331

14.4â•…Kontinuierliches Wälzschraubschleifen Beim kontinuierlichen Wälzschraubschleifen werden die Wirkpartner nach Art eines Schraubgetriebes mit gekreuzten (windschiefen) Achsen angeordnet. Das Verfahren hat mathematische Ähnlichkeit mit dem Zahnradschaben (Abb.€14.14) [BAU94]. Allerdings wird hier mit Schleifwerkzeugen gearbeitet. Dabei wird aus Gründen günstiger Kontaktverhältnisse das Werkzeug meist als Innenzahnring ausgeführt. Das Verfahren wird in der Praxis als Verzahnungshonen, Wälzhonen, Schabschleifen oder auch Coronieren (Markenname der Fa. KAPP) bezeichnet. Es handelt sich jedoch nicht um ein Honverfahren im Sinne der DIN8589. Vielmehr ist der Prozess ein Schleifverfahren; innerhalb der Verzahnungsschleifverfahren ist es dem kontinuierlichen Wälzschleifen zuzuordnen (s.€Abb.€14.14) [SCH99]. Werkzeug und Werkrad wälzen an den Wälzzylindern ab. Durch den Achskreuzungswinkel kommt es zu einer axialen Bewegung des Schleifrades gegenüber dem Werkrad; dies ergibt eine spanende Bewegung auf dem Wälzkreis. Oberhalb und unterhalb des Wälzkreises findet bekanntlich bei jeder Zahnradpaarung, so auch hier, eine „gleitende“, d.h. hier spanende Bewegung statt, die sich abhängig vom Kontaktpunkt und davon, ob es sich um eine auflaufende oder ablaufende Flanke handelt, der axialen Bewegung als resultierende Schnittgeschwindigkeit überlagert (Abb.€ 14.15). Hierbei ist die axiale Schnittgeschwindigkeitskomponente vax mit dem Achskreuzungswinkel δ (Abb.€14.15 unten) 

vax =

sinδ vs . cosβ

(14.9)

Aus Abb.€14.15 (oben) lässt sich ableiten, dass die radiale Geschwindigkeit über den Abstand vom Wälzkreis hr, die Winkelgeschwindigkeit des Werkrades ωw und das Zähnezahlverhältnis zs/zw bestimmbar ist.   1  (14.10) vgr = ± hr · ωw 1 + zs /zw

Abb.€14.14↜渀 Prinzip des Wälzschraubschleifens (Quelle: Kapp GmbH)

332

14 Verzahnungsschleifen v's = vw

Geschwindigkeitsplan entlang dem Profil

–vgr

row hr

ros nw

ns

+vgr

Geschwindigkeiten am Wälzkreis

Werkrad

Schleifring

vs vax

vs

vw δ

vax

vw

Abb.€14.15↜渀 Geschwindigkeitspläne beim Wälzschraubschleifen Ablaufende Flanke vax

vgr

Auflaufende Flanke vax

Zahnkopf vc Schraubwälzkreis

row Zahnfuß

3 mm

auflaufende Flanke

Abb.€14.16↜渀 Schnittgeschwindigkeiten und Schleifriefen beim Wälzschraubschleifen

Somit ergeben sich die in Abb.€ 14.16 dargestellten resultierenden Schnittgeschwindigkeiten über der Evolvente des Werkrades, und zwar unterschiedlich nach auf- und ablaufender Flanke. Es folgt auch ein typisches Schleifriefenprofil für diese Art der Feinbearbeitung. Dieser Oberflächenstruktur wird von verschiedenen Quellen [KOC83, BAU93, STA96, WRI97, AMI99] ein besonders günstiges Geräuschverhalten zugeschrieben. Aufgrund der erheblichen Bemühungen zur Reduzierung der Laufgeräusche hat daher das Wälzschraubschleifen in der neueren Zeit erheblich an Bedeutung gewonnen. Die Schnittgeschwindigkeiten liegen weit unter denen, die beim Schleifen üblich sind. Die aus der Kinematik des Schraubwälzgetriebes resultierende Bewegung

14.4 Kontinuierliches Wälzschraubschleifen

333

wird in vielen Fällen durch eine zweite Bewegung in Form einer linearen Oszillation in Richtung der Werkstückachse überlagert. Sie dient dazu, die Zahnflankenrauheit weiter zu senken. Der durch Wälzschraubschleifen mögliche Zahnflankenabtrag wird von den führenden Maschinen- und Werkzeugherstellern aktuell mit bis zu 0,1€mm angegeben. Die Steigerung der Abtragwerte ist auf neue Antriebsund Maschinenkonzepte zurückzuführen, die höhere Drehzahlen und somit höhere Schnittgeschwindigkeiten ermöglichen. Die Werkzeuge sind innenverzahnte Ringe aus unterschiedlichen Schleifstoffen. Diamantringe müssen nicht abgerichtet werden und können insbesondere in Großserienfertigung wirtschaftlich eingesetzt werden. Überwiegend kommen jedoch abrichtbare Ringe aus Edelkorund für Werkstückhärten kleiner HRC€63, Siliziumcarbid für Werkstückhärten oberhalb HRC€63 oder mikrokristallines Aluminiumoxid in üblichen Korngrößen von 80 bis 100€µm zum Einsatz. Übliche Bindungsarten sind Kunstharzbindungen und keramische Bindungen, wobei keramische Bindungen eine höhere Steifigkeit aufweisen, jedoch eher zu Werkzeugbruch neigen. Um die positiven Eigenschaften der beiden Bindungsarten zu vereinen, wurden KunstharzKeramik-Mischbindungen entwickelt. Zum Abrichten der Schleifringe werden Diamantabrichtzahnräder mit der, den zu bearbeitenden Zahnrädern identischen, Geometrie eingesetzt. Die Abrichtzahnräder stellen Stahlgrundkörper dar, die mit einer Einzelschicht aus Diamantkorn galvanisch belegt sind. Der Achsabstand zwischen Werkzeug und Werkstück wird in Folge des Schleifringverschleißes nach jedem Abrichtvorgang vergrößert. Der Achskreuzungswinkel ist dabei nachzuführen, um die Änderung des Mittenkreisdurchmessers zu kompensieren. Nach dem aktuellen Stand der Technik sind Abrichtintervalle von bis zu 400 Werkstücken und Gesamtstandmengen der Werkzeuge von 60.000 Zahnrädern realisierbar. Interessant ist, dass bei diesem Verfahren auch Werkräder aus Stahl mit Diamantschleifscheiben bearbeitet werden können. Das Verfahren ist unter dem Markennamen „Coronieren“ [NN00] bekannt. Diese Möglichkeit ergibt sich daraus, dass tatsächlich nur eine sehr geringe Schleifgeschwindigkeit zwischen Werkzeug und Werkstück entsteht. Ein starker chemischer Verschleiß aufgrund der Affinität zwischen Diamant und Stahl stellt sich erst bei höherem Temperaturniveau ein. Daher ist hier die hohe Härte des Diamanten bei geringen Prozesstemperaturen günstig einzusetzen. Die typische mechanische und sehr geringe thermische Beanspruchung der Werkradoberfläche im Prozess führt dazu, dass ein besonders günstiger Eigenspannungszustand in den randnahen Schichten der Zahnflanken erreicht wird, während tieferliegende Schichten kaum beeinflusst werden. Dieses ist anhand einiger Eigenspannungs- Tiefenverläufe in der Abb.€14.17 veranschaulicht. Für die Bauteillebensdauer ebenfalls von Bedeutung ist die Oberflächenrauheit der Zahnflanken nach dem Schleifen. Deshalb wurden in Untersuchungen die System- und Stellgrößen des Prozesses derart variiert, dass unterschiedliche Bauteiltopografien resultieren. Die Prüfverzahnungen der Serie HD1 zeigten die geringsten gemittelten Rautiefen mit Werten um Rz€=€2€µm. Die geringe Flankenrauheit wurde durch Verwendung einer feinen Schleifkörnung erzielt, weiterhin wurde dem Bearbeitungsprozess eine oszillierende Werkzeugbewegung überlagert. Die höchsten

334

14 Verzahnungsschleifen

0 10 0 HD1

Abstand von der Oberfläche 20 30 40 50

Prüfritzel : mn = 4,5 mm; z = 16 Werkstoff : 16 MnCr 5E

–200

Eigenspannung σ

70

µm

–400

σtangential σaxial σtangential

–600

σaxial σtangential

HD3

σaxial

HD2

gehont HD1 gehont HD2 gehont HD3

–800 –1000 –MPa

röntgenografische Spannungsanalyse: Strahlung : Cr Kα Bragg-Winkel 2θ : 156,438° : (211) Netzebene REK : 5,76 TPa–1 : 5 µm Eindringtiefe

–1400

Abb.€14.17↜渀 Eigenspannungs-Tiefenverläufe beim Wälzschraubschleifen

Flankenrauheiten bis zu Rz€=€4,1€µm stellen sich bei der Serie HD3 ein. Hierbei wurde mit einer gröberen Körnung sowie ohne Oszillationsbewegung gearbeitet [MAR01]. In Abb.€ 14.18 sind zur besseren Übersicht die wesentlichen Merkmale der in diesem Kapitel vorgestellten Verfahren gegenübergestellt.

Fragen ╇ 1. Nennen Sie einige Prozessketten beim Verzahnen. ╇ 2. Welche Hartfeinbearbeitungsverfahren für Evolventenflächen sind Ihnen bekannt? ╇ 3. Welche Bewegungen müssen beim Profilschleifen von Verzahnungen kinematisch gekoppelt sein (Geradverzahnung, Schrägverzahnung)? ╇ 4. Wie groß ist das mittlere bezogene Zeitspanvolumen beim Profilschleifen? Worüber wird gemittelt? ╇ 5. Welche Bewegungen müssen beim bahngesteuerten Abrichten koordiniert werden? ╇ 6. Welche technologische Bedeutung hat der Überdeckungsgrad beim Abrichten? ╇ 7. Welche Bewegungen müssen beim kontinuierlichen Wälzschleifen gekoppelt werden (Geradverzahnung, Schrägverzahnung)? ╇ 8. Welche Bedeutung haben das mittlere und das lokale bezogene Zeitspanvolumen beim Wälzschleifen? Worüber wird gemittelt? ╇ 9. Wie können Wälzschnecken abgerichtet werden? 10. Was ist das Wälzschraubschleifen? Warum ist der Begriff „Verzahnungshonen“ unzutreffend?

Literatur

335 Diskontinuierliches Profilschleifen

Kontinuierliches Wälzschleifen

abbildend

Kontinuierliches Wälzschraubschleifen

generierend

Kontakt

gesamte Lücke

konvex-konvex

konvex-konkav

Kontaktzeiten

lang

kurz

kurz

Kinematik

Axialvorschub, wenige Hübe, diskont. Zustellung, Positionierung

Wälzvorschub, kont. Lückenwechsel, diskont. Zustellung, wenige Hübe

radial-axiale Gleitbewegung, kont. Lückenwechsel, kont. Zustellung, viele Wälzungen

Schleifgesch windigkeit

hoch

hoch

niedrig

Schleifbrand

gefährdet

weniger gefährdet

nicht gefährdet

Eigenspannungen

prozessabhängig

prozessabhängig

generell Druck

Topographie (Anregung)

weniger günstig

mittel

besonders günstig

Produktivität

eher gering

hoch

mittel

Flexibilität

hoch

eingeschränkt

eingeschränkt

Vorteile bei

größeren Werkstücken, kleiner Zähnezahl, Innenverzahnung, geom. Modifikationen

kleineren Werkstücken, großer Zähnezahl, Serienfertigung

kleineren Werkstücken, kleinem Auslaufbereich, Serienfertigung

Abb.€14.18↜渀 Gegenüberstellung der vorgestellten Hartfeinbearbeitungsverfahren

11. Aus welchen Geschwindigkeitskomponenten setzt sich die (lokale) Schnittgeschwindigkeit zusammen? 12. Wo ist die radiale Geschwindigkeit positiv, wo negativ (Vorzeichenwahl mit dem Radius)?

Literatur [AMI99] Amini, N., Westberg, H., Klocke, F., Köllner, T.: An Experimental Study on the Effect of Power Honing on Gear Surface Topography. Gear Technology, January/February 1999, S.€11-18 [BAU93] Bausch, T.: Honen (Schabschleifen) von Verzahnungen. In: Salje, E., Westkämpfer, E (Hrsg.): Jahrbuch Schleifen, Honen, Läppen und Polieren, 57.€Ausgabe, Vulkan-Verlag, Essen 1993, S.€228-248 [BAU94] Bausch, T.: Verfahren und Maschinen zum Wälzhonen (Schabschleifen). In: Moderne Zahnradfertigung, 2. Auflage, expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 1994, S.€514-563

336

14 Verzahnungsschleifen

[BEH97] Behrens, B.-A.: Entwicklung eines automatisierten Präzisionsschmiedeprozesses mit integrierter Qualitätsprüfung. Dr.-Ing. Dissertation, Universität Hannover, 1997 [BRE08] Bretl, N.: Zahnfußbruch mit Rissausgang unterhalb der Oberfläche an einsatzgehärteten Zahnrädern. Abschlussbericht FVA-Forschungsvorhaben Nr. 293II, FVA-Heft 851, Forschungsvereinigung Antriebstechnik e. V., Frankfurt am Main, 2008 [DEN03] Denkena, B., Becker, J.C., Stimpel, F: Grübchentragfähigkeit einsatzgehärteter Verzahnungen. Jahrbuch Schleifen, Honen, Läppen und Polieren, 61.€Ausgabe, Vulkan-Verlag, Essen 2003 [DIN3960] N.N.: DIN3960 Begriffe und Bestimmungsgrößen für Stirnräder (Zylinderräder) und Stirnradpaare (Zylinderpaare) mit Evolventenverzahnung. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1987 [DIN3961] N.N.: DIN3961 Toleranzen für Stirnradverzahnungen, Grundlagen. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1978 [DIN3962] N.N.: DIN3962 Toleranzen für Stirnradverzahnungen. Toleranzen für Abweichungen einzelner Bestimmungsgrößen. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1978 [DIN3979] N.N.: DIN3979 Zahnschäden an Zahnradgetrieben, Bezeichnung, Merkmale, Ursachen. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1979 [DIN8000] N.N.: DIN8000 Bestimmungsgrößen und Fehler an Wälzfräsern für Stirnräder mit Evolventenverzahnung, Grundbegriffe. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1962 [DIN8589] N.N.: DIN8589 Fertigungsverfahren Spanen; Einordnung, Unterteilung, Begriffe. Hrsg. Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1981 [ISO1328] N.N.: ISO1328-1 (1995), ISO1328-2 (1997) Cylindrical gears – ISO system of accuracy. International Standard Organisation (1995, 1997) [HER08] Hergesell, M.: Einfluss der Graufleckigkeit auf die Grübchentragfähigkeit einsatzgehärteter Zahnräder. Abschlußbericht FVA-Forschungsvorhaben Nr. 459, FVA-Heft 844, Forschungsvereinigung Antriebstechnik e. V., Frankfurt am Main, 2008 [KAG02] Kage, R.: Begrenzungskriterien für die Maximalbelastung bei Verzahnungen: Abschlußbericht FVA-Forschungsvorhaben Nr. 246II, FVA-Heft 670, Forschungsvereinigung Antriebstechnik e. V., Frankfurt am Main, 2002 [KLK00] Klocke, F.; Kempa, B.; Schenk, T.: Zahnfußtragfähigkeitssteigerung durch optimiertes Schleifen der Zahnfußrundung. Abschlußbericht FVA-Forschungsvorhaben Nr. 306, FVA-Heft 619, Forschungsvereinigung Antriebstechnik e. V., Frankfurt am Main, 2000 [KOC83] Koch, R.: Zahnradhonen – ein konkurrenzfähiges Feinbearbeitungsverfahren. VDI-Z 125 (1983) Nr.€17, S.€657-660 [KÖN94] König, W., Knöppel, D.: Feinbearbeitung gehärteter Zylinderräder mit unterschiedlichen Verfahren. Abschlussbericht FVA-Forschungsvorhaben Nr.€180/I+II, FVA-Heft€433, Forschungsvereinigung Antriebstechnik e.V., Frankfurt am Main, 1994 [LIE02] Lierse, T., Kaiser, M.: Dressing of grinding wheels for gearwheels. IDR (Industrial Diamond Review), 4/2002, S.€273-281 [LOO59] Looman, J.: Das Abrichten von profilierten Schleifscheiben zum Schleifen von schrägverzahnten Stirnrädern. Dr.-Ing. Dissertation, TU München, 1959 [MAR01] Marzenell, C.: Verzahnungshonen mit Diamantwerkzeugen. Dr.-Ing. Dissertation, Universität Hannover, 2001 [NEW91] Newman, R.: Hard Finishing by Conventional Generating and Form Grinding. Gear Technology, 3/4 (1991), S.€36-41 [NN00] N.N.: Verzahnungsbearbeitung, Profilbearbeitung, Fertigungsprogramm. Firmenschrift, Kapp GmbH, Coburg, 2000 [SCH94] Schriefer, H.: Hartfeinbearbeitungsverfahren mit zahnradförmigen Werkzeugen. In: Moderne Zahnradfertigung, 2. Auflage, expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 1994, S.€323-350 [SCH99] Schneider, C.: Schleifen mit niedriger Schnittgeschwindigkeit und veränderlicher Wirkrichtung. Dr.-Ing. Dissertation, Universität Bremen, 1999

Literatur

337

[SCH07] Schwienbacher, S.; Wolter, B.: Ermittlung und Charakterisierung von Randzonenkennwerten und –Eigenschaften und deren Einfluss auf die Flankentragfähigkeit einsatzgehärteter, geschliffener Zahnräder. Abschlussbericht FVA-Forschungsvorhaben Nr.€453I, FVA-Heft€830, Forschungsvereinigung Antriebstechnik e.V., Frankfurt am Main, 2007 [STA96] Stark, C., Konstantinidis, D.: Feinbearbeitung von Zahnrädern mit profilierten Honringen. VDI-Z 138 (1996) Nr.€6, S.€66-92 [STE04] Stenico, A.; Krug, T.: Eigenspannungseinfluss auf die Zahnfußtragfähigkeit kleinmoduliger Zahnräder. Abschlussbericht FVA-Forschungsvorhaben Nr.€ 369/I+II, FVA-Heft€ 745, Forschungsvereinigung Antriebstechnik e.V., Frankfurt am Main, 2004 [STI09] Stimpel, F.; Technologische Kenngrößen für das Kontinuierliche Wälzschleifen von Evolventenverzahnungen. Dr.-Ing. Dissertation, Leibniz Universität Hannover, 2009 [TÜR02] Türich, A.: Werkzeug-Profilerzeugung für das Verzahnungsschleifen. Dr.-Ing. Dissertation, Universität Hannover, 2002 [WOB95] Wobker, H.-G.; Brunner, G.: Hartfeinbearbeitung präzisionsgeschmiedeter Zahnräder. Technica (1995) Nr.€20, S.€16-23 [WRI97] Wright, N.W., Schiefer, H.: Basic Honing & Advanced Free-Form Honing. Gear Technology 7â•›/â•›8 (1997), S.€26-33

Kapitel 15

Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

Ein Prozess, wie beispielsweise das Fertigen eines Bauteils durch spanende Bearbeitung, ist systemtechnisch definiert als die Transformation von Eingangsgrößen eines Systems in entsprechende Ausgangsgrößen. Hierbei stellt die Transformation eine Entwicklung relativ zum Bezugskriterium ‚Zeit‘ dar. In Abschn.€1.4 wird der Zerspanprozess bereits als System beschrieben. In diesem Kapitel werden zunächst Definitionen und Zusammenhänge um den Begriff ‚Prozessketten‘ erläutert. Darauf aufbauend werden die theoretischen Grundlagen der Prozess- und Prozesskettenauslegung anhand einfacher Beispiele beschrieben. Im Abschn.€15.5 „Prozessüberwachung“ werden Wege zur Überwachung der Prozessqualität und zur Einflussnahme auf den Bearbeitungsprozess aufgezeigt.

15.1â•…Grundlagen der Prozesskettenauslegung Zum Verständnis der Vorgehensweise bei der Prozesskettenauslegung ist zunächst eine inhaltliche Abgrenzung der Begriffe ‚Prozess‘, ‚Prozesskettenelement‘ und ‚Prozesskette‘ erforderlich. Das in Abb.€ 15.1 aufgeführte PEK-Modell gibt eine Übersicht über die im Folgenden verwendeten Begriffe. Das PEK-Modell gliedert sich in drei Ebenen. Der Prozess (P) stellt hierbei die kleinste und damit unteilbare Einheit einer Prozesskette dar. Zu einem Prozess gehören Eingangs- und Ausgangsgrößen. Als Prozess wird beispielsweise eine Fertigungsoperation, wie das Erzeugen einer Bohrung mit einem Werkzeug, bezeichnet. Das Prozesskettenelement (E) ist definiert als sequenzielle Aneinanderreihung einzelner Prozesse. Eine parallele Anordnung von Prozessen zu einem Prozesskettenelement ist nicht zulässig. Synonym für den Begriff Prozesskettenelement wird auch der Begriff Prozesselement verwendet. Ein Prozesselement stellt beispielsweise die Werkstückbearbeitung auf einer Maschine, wie das Schleifen aller Hauptund Hublager einer Kurbelwelle, dar.

B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_15, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

339

340

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

Eingangsgrößen

Prozess

Ausgangsgrößen

P

Prozesskettenelement E

Prozesskette

K

Abb. 15.1↜渀 Definition des Prozessbegriffes anhand des PEK-Modells

Ist zur Herstellung eines Produktes mehr als ein Prozesselement notwendig, wird deren Aneinanderreihen als Prozesskette (K) bezeichnet. Die einzelnen Prozesselemente werden entweder sequenziell, parallel oder in einer Mischform angeordnet. Somit lässt sich eine Prozesskette als eine geordnete Abfolge von Prozesselementen definieren, die das Ziel verfolgt, bestimmte Transformationsobjekte von einem Eingangszustand in einen entsprechenden Ausgangszustand zu überführen. Im Sinne der Fertigungstechnik sind Transformationsobjekte Roh- und Halbfertigteile, allgemein können es aber auch andere materielle und immaterielle Objekte wie Energien, Informationen oder Dienstleistungen sein. Technologische Schnittstellen╇ Für das Auslegen einer Prozesskette ist die Kenntnis der Übergabegrößen zwischen den Prozesselementen von Bedeutung. Die Übergabegrößen stellen gleichzeitig Ausgangs- und Eingangsgrößen zweier aufeinander folgender Prozesselemente (n) und (nâ•›+â•›1) dar. Beispiele für Übergabegrößen fertigungstechnischer Prozesse sind: • Abmessungen und Aufmaß, • Oberflächenbeschaffenheit oder • Temperatur eines Bauteiles. Die Gesamtheit der Übergabegrößen zwischen zwei Prozesselementen ist der Übergabezustand. In fertigungstechnischen Systemen wird dieser Zustand als technologische Schnittstelle bezeichnet. In Abb.€15.2 sind technologische Schnittstellen zwischen Prozesselement (n€–€1) und Prozesselement (n) sowie zwischen Prozesselement (n) und Prozesselement (nâ•›+â•›1) dargestellt.

15.1 Grundlagen der Prozesskettenauslegung

341

technologische Schnittstellen: beschreiben den Übergabezustand zwischen Prozesselementen technischer Systeme

Prozesselement n–1

tn–1

Prozesselement n

Prozesselement n+1

tn

tn+1

tges

Abb. 15.2╇ Technologische Schnittstellen innerhalb einer Prozesskette

Prozesselemente werden im zeitlichen Zusammenhang abgebildet. Je Prozesselement fällt die Prozesszeit tn an. Technologische Schnittstellen dagegen können lediglich einem Zeitpunkt zugewiesen werden. Ein entsprechendes Zeitintervall existiert nicht. Die Summe aller sequenziellen Prozesse einer Prozesskette ergibt die Gesamtzeit tges. Prozesskettenauslegung╇ Verbesserte Schneidstoffe, leistungsfähigere und genauere Maschinen sowie erhöhte Anforderungen an eine kostengünstige, schnelle und umweltgerechte Fertigung tragen dazu bei, dass sich spanende Bearbeitungsprozesse in hohem Maße weiterentwickelt haben. Besonders die Verfahren der Hartfeinbearbeitung mit geometrisch bestimmter Schneide sind hier als vielversprechende Technologien zu nennen. Sie können einen erheblichen Beitrag zur Verkürzung von Prozessketten und damit zur Verkürzung von Durchlaufzeiten und zur Senkung von Fertigungskosten liefern. Um existente Prozessketten durch das Nutzen neuer Technologien zu optimieren oder neue Prozessketten optimal aufzubauen, wird eine Prozesskettenauslegung durchgeführt. Die dafür zu durchlaufenden Tätigkeiten untergliedern sich in zwei aufeinander aufbauende Schritte [BRA08]. Zu Beginn der Prozesskettenauslegung sind die Prozesse zu identifizieren, die in ihrer festzulegenden Abfolge die Produkterstellung ermöglichen. Dieser Schritt wird als Prozesskettengestaltung bezeichnet. Aufbauend darauf ist es möglich, die Prozessparameter und technologischen Schnittstellen auszulegen. Die Prozesskettengestaltung hat zum Ziel, geeignete Prozesse zu identifizieren, um so eine möglichst effiziente Fertigung zu ermöglichen. Bewertungsmaßstab sind dabei z.€B. ökonomisch-logistische Zielgrößen, wie Durchlaufzeiten, Taktzeiten und Bearbeitungskosten. Komplexe Prozessketten lassen den Fertigungsplaner auf Grund der hohen Anzahl an Gestaltungsvarianten jedoch schnell an seine Grenzen stoßen. Dieser Problematik kann durch den Einsatz der Prozesskettensimulation begegnet werden. Technologische Basis einer Prozesskettensimulation sind lokal

342

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette nachher:

vorher:

Prozess Adaption

Prozess

Prozess

Prozess

Prozess

Prozess

A

B

Prozess

C

A

B

C

Prozess

Prozess

Prozess

Prozess

Prozess

Prozess

A

B

C

A

D

C

Prozess B

Prozess Substitution

Prozess Integration

Prozess

Prozess

A

B

Prozess A Prozess B

Abb. 15.3↜渀 ASI-Methode zur Prozesskettengestaltung

optimierte Einzelprozesse, wie Sägen, Drehen/Fräsen, Härten oder Feinbearbeiten. Das Ergebnis eines Simulationslaufes gibt einen Hinweis auf die Wirtschaftlichkeit der untersuchten Prozesskette. Durch ein Umgestalten lässt sich Rationalisierungspotenzial für die Prozesskette ausnutzen. Die Entwicklung neuer Prozessketten als Mittel zur Verbesserung der Wirtschaftlichkeit und Qualität darf nicht nur an einzelnen Arbeitsvorgängen oder Fertigungsstufen ansetzen, sondern muss auf ein Gesamtoptimum zielen [TÖN07]. Die in Abb.€15.3 dargestellte ASI-Methode unterstützt bei der Umsetzung einer ganzheitlichen Prozesskettenauslegung. Grundlage ist die Umgestaltung fertigungstechnischer Prozessketten durch Adaption, Substitution und/oder Integration einzelner Fertigungsschritte. Als Adaption bezeichnet man die Abstimmung aufeinander folgender Prozesse, wie z.€B. die Rohteilherstellung durch Schmieden und die anschließende spanende Bearbeitung. In der Darstellung wird der Prozess B an die Prozesse A und C angepasst. Bei der Entwicklung von Werkzeugen und Werkzeugmaschinen oder als Reaktion auf geänderte Kostenstrukturen kann die Substitution eines Fertigungsverfahrens sinnvoll sein. Ein Beispiel für eine solche Substitution ist das Ersetzen eines Schleifprozesses durch das Hartdrehen. In Abb.€15.3 wird der Prozess B durch den weiterentwickelten Prozess D substituiert. Die Integration von Fertigungsstufen verkürzt die Arbeitsvorgangsfolge. Dies ist häufig mit direkten prozessbedingten Kosteneinsparungen oder indirekten, auf verkürzten Durchlaufzeiten und verringertem Steuerungsaufwand beruhenden Kosteneinsparungen verbunden. Ein aktuelles Beispiel hierzu stellt die Komplettbearbeitung von Bauteilen durch eine Integration unterschiedlicher Fertigungsverfahren auf einer mehrachsigen Drehmaschine oder einem Bearbeitungszentrum dar. In der Darstellung wird der Prozess€B in den Ablauf des Fertigungsschrittes A integriert.

15.2 Prozessmodellbildung

343

15.2â•…Prozessmodellbildung In der Technik bezeichnet der Begriff Modell ein Abbild der Realität. Die VDIRichtlinie 3633 definiert Modell als eine vereinfachte Nachbildung eines Systems [VDI3633]. Vereinfachte Nachbildung bedeutet in diesem Kontext die Reduktion auf lediglich für das Modellierungsziel relevante Eigenschaften. Unter Modellbildung seien hier alle zur Erstellung eines Modells notwendigen Schritte verstanden. Die Untersuchung komplexer technischer Prozesse, wie beispielsweise von Zerspanungsprozessen, erfordert die Aufstellung von Prozessmodellen. Dafür werden alle einzelnen Prozessschritte zunächst abstrahiert, um so eine Reduktion der Komplexität und eine Konzentration auf die wesentlichen Merkmale zu erreichen. Tönshoff definiert den Begriff „Prozessmodell“ als eine abstrakte Darstellung eines Prozesses, die dazu dient, die Ursachen und Wirkungen miteinander zu verknüpfen [TÖP92]. Ziel der Prozessmodellbildung ist, die Zusammenhänge und Wechselwirkungen innerhalb eines Prozesses besser zu verstehen sowie zukünftige Prozessergebnisse prognostizieren bzw. optimieren zu können. Die Anwendung von Prozessmodellen wird häufig auch als „Simulation“ bezeichnet. Das Prozessmodell bilden die Zusammenhänge zwischen Ein- und Ausgangsgrößen eines Prozesses ab. Es beschreibt damit das statische und dynamische Verhalten eines Prozesses. In Abb.€15.4 werden die Wechselwirkungen zwischen realem Prozess und Prozessmodell deutlich. Bei der Modellbildung findet zunächst eine Abstraktion der Eingangsfragestellung statt. Diese wird dem Prozessmodell zugeführt. Die Anwendung des Modells liefert eine Prognose über das Verhalten des realen Systems. Vor Anwendung des Prozessmodells muss seine Funktionsweise anhand bekannter Ein- und Ausgangsgrößen verifiziert werden.

Frage

Verhalten des realen Systems

Antwort

Abstraktion durch: Modellbildung

Ausschnitt des realen Systems

Verifikation durch: Versuch/Test

Frage

Prozessmodell

Ergebnis

Simulation

Abb. 15.4↜渀 Modellbildung zur Vorhersage des Verhaltens eines realen Systems

344

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

Modellierung von Erfahrungswissen: heuristische Modelle

Verifizierung • Produktionsregeln • Klassen- und Objektstrukturen • unscharfe Mengen Verifizierung

Erarbeitung von Basismodellen: physikalisch / empirische Modelle

• Haupteinflussgrößen • Wertebereiche • Gültigkeitsbereiche

Verifizierung Entwicklung von Datenstrukturen: • UML - Diagramme • Datenklassifikation • Tabellen Datenmodelle

Abb. 15.5↜渀 Ebenen der Prozessmodellbildung

Die Erstellung von Prozessmodellen kann je nach Einsatzzweck und zur Verfügung stehenden Informationen unterschiedlich erfolgen. Tönshoff und Paul unterscheiden drei Arten von Prozessmodellen: • Heuristische Modelle, welche durch die anspruchsvolle Beschreibung von Erfahrungswissen gewonnen werden, • Physikalisch/empirische Modelle, welche auf physikalisch, mathematischen Grundlagen beruhen und • Informationstechnische Datenmodelle [PAU94]. In Abb.€15.5 sind die wechselseitigen Beziehungen zwischen diesen Modellarten dargestellt. Heuristische Modelle bilden Erfahrungswissen, etwa das Prozessverständnis eines Maschinenbedieners in der Fertigung, ab. So ist der erfahrene Bediener einer CNC-Drehmaschine häufig in der Lage, anhand von Prozessgeräuschen oder der Form der entstehenden Späne Rückschlüsse für die Auslegung des Bearbeitungsprozesses zu ziehen. Dieses Wissen geht jedoch mit einem Arbeitsplatzwechsel häufig verloren. Die Archivierung und die Gewährleistung einer permanenten Verfügbarkeit des Erfahrungswissens, z.€B. aus dem Bereich der Fertigung, sind andererseits für den Erfolg eines Betriebes von großer Bedeutung. Die Bereitstellung und Pflege solchen Wissens wird Wissensmanagement genannt. Die Modellierung von Erfahrungswissen erfolgt durch einfache Produktionsregeln (wenn/dann-Beziehungen), Klassen- und Objektstrukturen (ER- oder UML-Diagramme) [OES98] oder durch unscharfe Mengen (Fuzzy Logic) [PAU94]. Technologische Abhängigkeiten, wie sie bspw. zwischen der Schnittkraft Fc und der Schnittleistung Pc bestehen (Abschn.€5.1), lassen sich in mathematischen Algorithmen darstellen. Die so entstehenden Prozessmodelle werden nach der Art ihrer Gewinnung als physikalische oder empirische Modelle bezeichnet [PRO77].

15.2 Prozessmodellbildung

345

physikalische Modellbildung

Physikalische Gesetze

Selektion relevanter physikalischer Vorgänge aus Untersuchungen Untersuchungen mit festgelegten Randbedingungen und Erfassung von Eingangs- und Ausgangsgrößen

Zielsetzung

physikalisches Prozessmodell

mathematische Formulierung Wahl des Modelltyps

Untersuchungsergebnisse

empirisches Prozessmodell

experimentelle Verifizierung

Zielsetzung

empirische Modellbildung

Abb. 15.6↜渀 Physikalische und empirische Prozessmodellbildung

Während physikalische Prozessmodelle auf physikalischen Gesetzen basieren, werden empirische Prozessmodelle aus Messungen am Prozess experimentell ermittelt (Abb.€15.6). Zur Bildung physikalischer Prozessmodelle werden ausgehend von der Zielsetzung des Prozesses relevante physikalische Vorgänge selektiert und in ein qualitatives Modell überführt. Auf der Basis von physikalischen Gesetzmäßigkeiten wird die mathematische Formulierung des Modells – das physikalische Prozessmodell – ermittelt. Dies stellt die quantitativen Abhängigkeiten zwischen technologischen Eingangs- und Ausgangsgrößen, beispielsweise den Zusammenhang zwischen Stellgrößen und Arbeitsergebnis, dar. Empirische Prozessmodelle werden wie erwähnt aus Messungen am Prozess experimentell bestimmt. In der Zerspanungstechnik beispielsweise werden Schleifversuche durchgeführt, wobei relevante Eingangs- und Ausgangsgrößen aufzunehmen sind. Die Versuchsergebnisse werden ausgewertet, eine Modellart (Korrelationsfunktion) ausgewählt, die Koeffizienten bestimmt und das empirische Prozessmodell mit weiteren Versuchen verifiziert. Der Nutzen physikalischer Prozessmodelle liegt in einem verfahrensunabhängigen Prozessverständnis und der damit verbundenen einfachen Übertragbarkeit auf veränderte Bearbeitungsbedingungen. Für Zerspanprozesse ist jedoch eine rein physikalische Modellbildung unrealistisch, da die vorhandenen physikalischen Gesetzmäßigkeiten nicht ausreichen und daher in der Regel durch experimentelle Untersuchungen empirisch vervollständigt werden müssen. Neben den heuristischen und physikalisch/empirischen Modellen werden in Abb.€15.5 Datenmodelle als dritte Ebene der Prozessmodellbildung dargestellt. In Datenmodellen werden Datenstrukturen festgelegt, um eine ganzheitliche Beschreibung aller relevanten fertigungstechnischen Informationen zu gewährleisten. Die Datenmodellierung umfasst die Erarbeitung eines objektorientierten BeziehungsModells in Form von Klassendiagrammen. Diese können zur weiteren Verwen-

346

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

dung auch als Sequenz-, Zustands- oder Aktivitätsdiagramme dargestellt werden [OES98]. Abgelegt, d.€h. gespeichert werden Datenmodellen in relationalen, objektrelationalen oder rein objektorientierten Datenbanken.

15.3â•…Prozessauslegung am Beispiel „Hartfeinbearbeitung“ Das Ergebnis eines Zerspanprozesses wird bestimmt durch die Eingangs-, Prozessund Ausgangsgrößen. Die Einstellung dieser Größen unter Berücksichtigung der gegenseitigen Abhängigkeiten wird Prozessauslegung genannt. Ausgangspunkt einer Prozessauslegung ist das Festlegen von Zielgrößen. Diese Zielgrößen stellen Vorgaben für die durch den Bearbeitungsprozess erzeugten Ergebnisgrößen dar. Allgemein wird unterschieden zwischen qualitätsrelevanten, ökonomischen und ökologischen Zielen eines Bearbeitungsprozesses. Die Qualität eines Zerspanprozesses wird anhand der resultierenden Bauteilqualität beurteilt. Merkmale hierfür sind die Makrogeometrie, Mikrogeometrie und Randzonenbeeinflussung. In Abb.€ 15.7 sind beispielhaft die Qualitätsmerkmale eines Außenrundschleifprozesses dargestellt. Analog werden für die ökonomischen und ökologischen Ziele relevante Merkmale zugeordnet. Für die einzelnen Merkmale eines Prozesses werden in der Konstruktion oder Fertigungsplanung bauteilspezifische Sollwerte oder Sollintervalle ermittelt. Für einen Außenrund-Umfangsschleifprozess sind diese Ziele in Abb.€15.8 beispielhaft dargestellt. Anhand des oben beschriebenen Außenrundschleifprozesses wird die Vorgehensweise bei der Auslegung von Bearbeitungsprozessen im Folgenden erläutert.

Makrogeometrie

Mikrogeometrie

Randzone Bearbeitungsrichtung

Ovalität

bearbeitete Oberfläche

• Mittenrauhwert Ra Exzentrizität

• Gemittelte Rauhtiefe Rz

VII

HV

Vŏ

Textur

• Red. Spitzenhöhe RPK Härte

• Red. Riefentiefe RVK Konizität

• Kernrauhtiefe RK

Gefüge

• .....

Bauteilqualität / Funktionseigenschaften

Abb. 15.7↜渀 Qualitätsmerkmale beim Außenrundschleifen

Risse

Eigenspannungen

15.3 Prozessauslegung am Beispiel „Hartfeinbearbeitung“ Merkmal

Qualität

Makrogeometrie Maktrogeometrie

Ökologie Ökonomie

Randzonenbeeinflussung

Zeiten Kosten Umweltverträglichkeit Energiebedarf

Ausprägung/Zielgröße

347 Sollwert (Beispiel) 0,010

Durchmesser dw

40 ± 0,000 mm

Werkstückbriete bw

20 ± 0,015 0,000 mm

Mittenrauwert Ra

d0,5 Pm

Rautiefe Rz

d6,3 Pm

Eigenspannungszustand σII

d0 Mpa

Werkstückhärte (Rockwell)

t60 HRC

Schnittzeit tc

d10 s

Werkstückzeit te

d30 s

Schleifkosten pro Werkstück Ke

d5 ¼

Kühlschmierstoffdurchlass Qdcc

d10 I/min

Kühlschmierstoffart

natives ÖI

Schleifleistung Pc

d10 kW

Abb. 15.8↜渀 Exemplarische Zielgrößen für das Außenrundschleifen

Die Schwierigkeit einer Prozessauslegung liegt in der Gewichtung der Zielgrößen zueinander. Welche Bedeutung haben beispielsweise die ökologischen, welche die qualitätsbestimmenden Ziele der Bearbeitung? Eine bewährte Methode zur Bestimmung dieser Gewichte ist das Zielbaumverfahren. In der Konstruktionsmethodik wird es eingesetzt, um eine Bewertung unterschiedlicher Konzeptvarianten vorzunehmen [ZAN70]. Zur Auslegung des Beispiel-Schleifprozesses wird es verwendet, um aus den Gewichtungen der einzelnen Zielgrößen zueinander entsprechende Prioritäten zu berechnen. Die Abb.€15.9 zeigt einen Zielbaum für die oben genannten Zielgrößen. Dieser ist in vier Ebenen unterteilt. In der ersten Ebene ist die zu bestimmende Zielfunktion angeordnet. Die zweite Ebene unterteilt die Zielgrößen in die Gruppen Qualität, Ökonomie und Ökologie. Eine Detaillierung in Teilgruppen ist in der dritten Ebene und die Zielgrößen selbst sind in der vierten Ebene dargestellt. Jedem Zweig des Zielbaumes sind Gewichtungen zugeordnet. Das Gewicht der Gruppe Qualität beträgt hier bspw. 3, die Gruppe Ökonomie ist mit dem Wert€2 und die Gruppe Ökologie mit dem Wert€1 gewichtet. Dies bedeutet in der Praxis, dass für den hier auszulegenden Schleifprozess die Qualität der erzeugten Bauteile genau 3-mal so wichtig ist, wie die ökologischen Zielgrößen. Auf die gleiche Weise werden die Gewichtungen in den darunter liegenden Ebenen vorgenommen. Aus den Gewichtungsfaktoren werden Prioritätsfaktoren für jedes einzelne Element des Zielbaumes bestimmt. Dazu werden zunächst die Gewichtungsfaktoren einer Ebene addiert. Für die zweite Ebene ergibt dies 3â•›+â•›2â•›+â•›1€=€6. Ein Prioritätsfaktor wird als gebrochen rationale Zahl dargestellt. Im Nenner dieses Bruches steht die Summe der Prioritäten, im Zähler die Priorität des betreffenden Elementes. Der Prioritätsfaktor für die Qualität beträgt demnach 3/6 gleich 1/2. In den darunter lie-

348

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette Zielfunktion „Z“

Prioritätsfaktor

Gewichtungsfaktor

3

2

1

Qualität

Ökonomie

Ökologie

1/2

1/3

1/6

2

1

1

1

2

1

1

Makrogeometrie 1/4

Mikrogeometrie 1/8

Randzonenbeeinflussung

Zeiten

Kosten

Stoffe

Energie

1/8

1/9

2/9

1/12

1/12

3

1

1

1

2

1

1

2

1

1

1

dw

bw

Ra

Rz

VII

H

tc

te

Ke

Qdcc

Pc

3/16

1/16

1/16

1/16

1/12

1/24

1/27

2/27

2/9

1/12

1/12

pdw 0,19

pbw 0,06

pRa 0,06

pRz 0,06

pVII 0,08

pH 0,04

ptc 0,04

pte 0,04

pKe 0,22

pQdcc 0,08

pPc 0,08

Abb. 15.9↜渀 Festlegung von Prioritätsfaktoren nach dem Zielbaumverfahren

genden Ebenen werden die Prioritäten auf ähnliche Weise bestimmt. Jedoch müssen die ermittelten Einzelprioritäten der dritten und vierten Ebene zusätzlich mit der Priorität der darüber liegenden Gruppe multipliziert werden. Als Probe wird die Summe der Prioritäten einer Ebene gebildet. Diese sollte immer den Wert 1 annehmen. Nachdem die Prioritäten aller Zielgrößen bestimmt sind, wird die Zielfunktion für die Auslegung des Bearbeitungsprozesses aufgestellt (Gl. 15.1). In die Zielfunktion Z gehen neben den Prioritätsfaktoren pxi die normierten Werte für die Zielgröße xi ein. 

Z=

n   i=1

1 − pxi · |xi |



(15.1)

Die Normierung ist notwendig, um die Zielgrößen unabhängig von ihren unterschiedlichen Beträgen und Dimensionen miteinander vergleichen zu können. Als Normierungsintervall wird der Wertebereich (0,1 bis 0,9) gewählt. Die Vorgehensweise bei der Normierung wird an dem in Abb.€15.10 dargestellten Beispiel deutlich: Nachdem die Normierung aller Zielgrößen erfolgt ist, können diese entweder positiv (x€>€0) oder negativ (x€<€0) sein. Eine einheitliche Orientierung der Größen ist jedoch notwendig, um die Vergleichbarkeit sicher zu stellen. Daher wird in Gl.€15.1 der Betrag der normierten Größen gebildet. Bei der Gl. 15.1 ist darüber hinaus zu beachten, welche Werte der normierten Zielgrößen xi zu einer Verbesserung der Zielfunktion Z führen. Werden Bewertungskriterien wie überwiegend im Beispiel aus Abb. 15.8 genutzt, die sich bei

15.4 Prozesskettenauslegung am Beispiel „Zahnradfertigung“ Referenzprozess: Referenzzielgröße: Randbedingung: Methode: Intervall: Rz[-]

Außenrundschleifen Rz (Rautiefe) Rz,min = 0,5 Pm Rz,max = 24 Pm Linearinterpolation { 0,1 ... 0,9 }

349

Herleitung: normierte Rautiefe Rz,a y – ymin x – xmin = ymax – ymin xmax – xmin y – ymin = x – xmin

( Rz,max - Rz,min ) ( Rz,max - Rz,a )

y = (ymax – ymin) .

0,9 ( 0,9 - Rz,a )

Rz,a

( 0,9 - 0,1 )

Rz,a = (0,9 – 0,1) .

0,1 Rz,min

Rz,a Rz,max

ymax – ymin xmax – xmin

Rz [µm]

⇒

Rz,a = 0,8 .

x – xmin + ymin xmax – xmin

x – Rz,min + 0,1 Rz,max – Rz,min x – Rz,min Rz,max – Rz,min

+ 0,1

Abb. 15.10↜渀 Normierung der Zielfunktion für die Rautiefe Rz

kleineren Beträgen vorteilhaft auswirken (Bsp. Rautiefe oder Kosten), sind die normierten und gewichteten Zielgrößen von 1 zu subtrahieren. Werden hingegen Bewertungskriterien betrachtet, die bei hohen Beträgen vorteilig sind (Bsp. Wirkungsgrad), ist der Term pxi |xi | aus Gl. 15.1 nicht von 1 zu subtrahieren. Das Ergebnis der Zielfunktion wird Bewertungskennzahl Z genannt. Das Bearbeitungsergebnis fällt umso besser aus, je größer Z ist. In die so gebildete Zielfunktion werden technologische Modelle (sogenannte Basismodelle) zur Beschreibung der Zielgrößen eingesetzt. Für die in Abb.€15.10 dargestellte Rautiefe Rz wird beispielsweise das folgende Modell verwendet [CZE00]: 

Rz = c0 · vf t c1 · fr c2 · vc c3 [µm]

(15.2)

Die zur Bestimmung der Rautiefe Rz notwendigen Konstanten und Exponenten c0 bis c3 sind modellspezifische Werte und können mit je nach Kombination aus Werkstück, Werkzeug und Maschine unterschiedliche Größen annehmen.

15.4â•…Prozesskettenauslegung am Beispiel „Zahnradfertigung“ Spanende Bearbeitungsprozesse können in der Praxis nicht allein betrachtet werden. Üblicherweise erfolgt die Bearbeitung in mehreren, aufeinander folgenden Teilschritten als sogenannte mehrstufige Prozessführung. Diese mehrstufige Prozessführung (Bsp. Schruppen und Schlichten einer Funktionsfläche) stellt nach dem PEK-Modell die Auslegung eines Prozesskettenelementes dar. Die Auslegung verschiedener Prozesskettenelemente zueinander heißt Prozesskettenauslegung. Ziel einer mehrstufigen Prozessführung ist eine möglichst hohe Korrelation des Bearbeitungsergebnisses

350

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette 800

Verfahren AußenrundUmfangsQuerschleifen

400 200 0

Abrichtbedingungen Formrolle U 75 B Ud = 15; qd = 0,8 aed = 0,5 µm

0

Werkstück 100 Cr 6; 63 HRC Kühlung Mineralöl, Tangentialdüse 26 I/min; 8,5 bar

Eigenspannungsverlauf (Schruppen + Schlichten) Q'w = 10 mm3/mms mit anschließendem Schlichten Q'w = 1 mm3/mms, zw = 20 µm

–200 –400

CBN-Schleifscheibe M 151 VR 150 N vc = 100 m/s

Eigenspannungsverlauf (Schruppen) 3 Q'w = 10 mm /mms

Schlichtaufmaß 20 µm

Eigenspannungen σII

MPa

20

40 60 80 Abstand von der Oberfläche z

µm

120

Abb. 15.11↜渀 Eigenspannungsverlauf bei mehrstufiger Prozessführung

mit vorab festgelegten Zielgrößen. So ist beispielsweise durch ein hohes Zeitspanvolumen beim Schruppen ein schneller Materialabtrag möglich. Hohe Oberflächengüten sowie Maß- und Formgenauigkeiten werden dagegen mit einem geringeren Zeitspanvolumen und folglich geringeren Kräften beim Schlichten erreicht. Im folgenden Beispiel (Abb.€ 15.11) werden Auswirkungen einer zweistufigen Schleifbearbeitung auf die Werkstückrandzone dargestellt. Allgemein wird die Randzonenbeschaffenheit durch Eigenspannungsverlauf, Härte und Gefügezustand beschrieben. Sie ist für hochbeanspruchte Bauteile von großer Bedeutung. Nur durch das Erreichen bestimmter Qualitätsziele kann ein einwandfreies Funktionsverhalten der Bauteile gewährleistet werden. Besonders wichtig ist hierbei die Vermeidung von Zugeigenspannungen in der Randzone des fertigen Bauteiles, um unter anderen einer Rissbildung entgegenzuwirken. In Abb.€15.11 wird für einen Außenrund-Umfangs-Querschleifprozess dargestellt, wie durch eine mehrstufige Bearbeitung kritische Zugeigenspannungen, hervorgerufen durch das Schleifen, vermieden werden können. Das hohe Zeitspanvolumen der Schruppbearbeitung ruft in der Werkstückrandzone eine relativ hohe thermische Beeinflussung hervor. Die resultierenden Zugeigenspannungen können durch eine Anpassung des Aufmaßes in der Schlichtbearbeitung entfernt werden. Darüber hinaus erfolgt durch das geringe Zeitspanvolumen beim Schlichten eine vorwiegend mechanische Beeinflussung der Werkstückoberfläche. Hierdurch werden Druckeigenspannungen erzeugt, welche die in den tieferen Schichten der Werkstückoberfläche verbliebenen Zugeigenspannungen weitestgehend ausgleichen und sich häufig positiv auf die Bauteillebensdauer auswirken. Komplexe technische Bauteile, z.€B. Zahnräder, werden durch verschiedene Fertigungsverfahren erzeugt. Diese bilden komplexe Prozessketten, bestehend aus verschiedenen Prozesskettenelementen, wie dem Umformen, Zerspanen und Härten. Um ein optimales Ergebnis solcher Prozessketten zu erhalten, wird eine Prozess-

15.4 Prozesskettenauslegung am Beispiel „Zahnradfertigung“

351

Konventionelle Prozesskette: Umformung Zeit- und Kostenoptimiert

spanende Weichbearbeitung

Wärmebehandlung

Zeit- und Kostenoptimiert

Zeit- und Kostenoptimiert

spanende Hartbearbeitung Zeit- und Kostenoptimiert

Schnittstellen sind undurchlässig für lterationen technologischer Informationen Substituierte Prozesskette:

Präzisionsumformung mit integrierter Wärmebehandlung

Hartfeinbearbeitung

Übergreifende Bewertung berücksichtigt vor- und nachgeschaltete Verfahren

Abb. 15.12↜渀 Prozesskettengestaltung durch Substitution und Integration einzelner Prozesse

kettenauslegung durchgeführt. Im folgenden Abschnitt wird für das Beispiel der Zahnradherstellung das dazu notwendige Vorgehen exemplarisch erläutert. In Abb.€ 15.12 ist oben eine konventionelle Prozesskette zur Herstellung von Zahnrädern für Automobilgetriebe dargestellt. Die einzelnen Prozesskettenelemente sind lokal zeit- und kostenoptimiert. Die Schnittstellen der Prozesselemente sind undurchlässig für einen iterativen Informationsfluss zur Auslegung der Prozesskette. Der untere Teil der Abb.€15.12 zeigt eine weiterentwickelte Prozesskette, in der Rohteilerzeugung, spanende Weichbearbeitung und Wärmebehandlung durch ein Präzisionsschmieden mit integrierter Wärmebehandlung substituiert sind. Hintergrund der Substitution ist die Absicht, die bei großen Losgrößen auftretenden ökonomischen Vorteile des Schmiedens auszunutzen. Darüber hinaus wird durch die integrierte Wärmebehandlung das wiederholte Aufheizen vor dem Härten überflüssig, wodurch sich der Energiebedarf der Prozesskette deutlich reduziert. Die Prozesskettenauslegung und -optimierung erfolgt unter Berücksichtigung ökonomischlogistischer Ziele und technologischer Wechselwirkungen zwischen den Prozesskettenelementen. Vorgegangen wird dabei nach der „Methode zur Positionierung technologischer Schnittstellen“ (eng. design of technological interfaces – DTI-Methode) [BRA08, DEB03]. Während der Prozesskettenauslegung sind grundsätzlich zwei Fragen zu beantworten: 1. Wo in der Prozesskette treten technologische Schnittstellen auf? 2. Auf welches Niveau werden technologische Übergabegrößen ausgelegt? Die Beantwortung der ersten Fragestellung erfolgt während der Prozesskettengestaltung. Als Werkzeuge hierzu werden in Abschn.€15.1 eine Prozesskettensimulation mit anschließender Anwendung der ASI-Methode beschrieben. Im Zusammenhang mit der DTI-Methode wird diese erste Phase der Prozesskettenoptimierung „Qualitative

352

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

Qualitative Positionierung

Quantitative Auslegung #4

#1

#A

#2

#3 #2 #1

#C

1

2

3

#B #A Übergabegrößen (Beispiel):

[#1 bis #4] Prozesselemente einer Prozesskette

1 Energiebedarf beim Umformen

[#A bis #C] Schnittstellen einer Prozesskette

2 Optimierungsaufgabe Werkstückaufmaß 3 Energiebedarf beim Schleifen

Abb. 15.13↜渀 Qualitative und quantitative Positionierung technologischer Schnittstellen

Positionierung“ (s.u.) genannt. Die Problematik der zweiten Fragestellung lässt sich für die Beispielprozesskette zur Herstellung von Zahnrädern wie folgt darstellen: • Erzeugung einer hohen Bauteilqualität durch das Präzisionsschmieden und ein resultierender geringerer Aufwand für die Hartfeinbearbeitung oder • Fertigung einer geringeren Bauteilqualität durch das Präzisionsschmieden bei einem gesteigerten Aufwand in der Hartfeinbearbeitung. Ziel ist es, ein Optimum zwischen diesen beiden Auslegungsvarianten zu ermitteln. Dazu müssen die technologischen Übergabegrößen an den Schnittstellen der Prozesskette analysiert und quantitativ ausgelegt werden. Die DTI-Methode beschreibt diese Phase als „Quantitative Positionierung“. Das dazu notwendige Vorgehen wird unten erklärt. In Abb. 15.13 ist eine schematische Darstellung für das Vorgehen bei der Positionierung technologischer Schnittstellen abgebildet. Ziel der qualitativen Positionierung technologischer Schnittstellen ist die Prozesskettengestaltung unter Verwendung geeigneter Fertigungstechnologien. Dabei wird stets eine Erhöhung der Produktivität und Wirtschaftlichkeit angestrebt. Erreicht wird dieses z.€B. durch eine Reduzierung der Fertigungsschritte und der technologischen Schnittstellen innerhalb der Prozesskette. Die Verringerung der Anzahl Fertigungsschritte zielt auf einer Verkürzung der Durchlaufzeit und damit der Fertigungskosten ab. Darüber hinaus wird durch eine Reduzierung der Schnittstellen der Rechenaufwand für die Auslegung der Übergabegrößen an den technologischen Schnittstellen verringert. Zur Durchführung der qualitativen Positionierung wird eine Analyse der zur Fertigung notwendigen Fertigungsschritte und -folgen durchgeführt. Darauf aufbauend werden Fertigungsprozesse identifiziert, die eine möglichst effiziente Bauteilfertigung ermöglichen. Eine Bewertung der einzelnen Fertigungsprozesse richtet sich beispielsweise nach dem Wertschöpfungsgrad des jeweiligen Prozesses. Während

15.4 Prozesskettenauslegung am Beispiel „Zahnradfertigung“

353

Konventionelle Prozesskette

Prozesskette „Schmieden“

Prozesskette „Präz.-Schm.“

Fokus: Spanende Bearbeitung

Fokus: Hohes Aufmaß

Fokus: Minimales Aufmaß

Halbzeugbearbeitung

Scheren

Sägen

Drehen

Vorformerzeugung (inkl. Zahngeometrie)

Spanende Weichbearbeitung (Qualität 7)

Aufheizen

Aufheißen Wärmebehandlung

Aufkohlung

Umformung (Qualität 11)

Präzisionsumformung (Qualität 7)

Härten aus der Schmiedewärme (Ölbad)

Gesteuertes Härten aus der Schmiedewärme (Spraykühlung)

Härten (Ölbad) Hartdrehen

Innenrundschleifen

Wälzschleifen

Profilschleifen

Hartbearbeitung Honen

Abb. 15.14↜渀 Alternative Prozessketten zur Herstellung von Zahnradherstellung

der Prozesskettengestaltung ist somit u.€a. darauf zu achten, Prozesse mit geringem Wertschöpfungsgrad mit solchen zu kombinieren, die den Wert des Werkstückes erheblich steigern (→Prozessintegration). Als Werkzeuge zur anschließenden Prozesskettengestaltung werden die ASI-Methode (s.o.) oder die von König empfohlenen Methoden der Verfahrenssubstitution, Verfahrenskombination, Verfahrenselimination und der Verfahrensvertauschung [KÖN87] verwendet. Ergebnis sind verschiedene, auf alternativen Fertigungsverfahren basierende Prozesskettenvarianten. In Abb.€15.14 werden verschiedene technologische Varianten für die Gestaltung der Prozesskette zur Fertigung von Zahnrädern mit hohen Genauigkeitsanforderungen dargestellt. Eingangsmaterial ist in allen drei dargestellten Varianten ein stangenförmiges Halbzeug. Die quantitative Auslegung technologischer Schnittstellen beschreibt die Dimensionierung der technologischen Übergabegrößen zwischen den einzelnen Prozessschritten. Auf der Grundlage physikalischer und empirischer Modelle (s.o.) werden Prozessmodelle für alle Prozesselemente bestimmt. Es schließt sich die Festlegung der im jeweiligen Fertigungsprozess vorherrschenden Randbedingungen an. Die entstehenden Funktionen (spezifische Prozessmodelle) werden zu Zielfunktionen für die Auslegung einzelner technologischer Größen zusammengeführt. Die Bestimmung der Zielfunktionen und die Ermittlung von Gewichtungen für jede einzelne Zielgröße erfolgt nach dem Zielbaumverfahren (Abschn.€15.3). Die ermittelten Zielfunktionen für die einzelnen Fertigungsschritte werden zueinander gewichtet und in einer Gesamtzielfunktion zusammengeführt. Die Berechnung der Zielfunktion ergibt den Auslegungsgrad der Prozesskette unter den gegebenen Randbedingungen. Durch Variation der Randbedingungen für die Prozesskette (z.€ B. Taktzeit) oder für Einzelprozesse (z.€ B. Kühlschmierstoffmenge) kann das Auslegungsergebnis der Prozesskette sowohl positiv, als auch negativ be-

354

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

einflusst werden. Die Festlegung der Randbedingungen und der Gewichte der Zielgrößen hängt maßgeblich vom Erfahrungswissen des Planers ab. Prozessketten, die aus wenigen aufeinanderfolgenden Prozessschritten bestehen, können den Planer jedoch schnell an seine Grenzen bringen, wenn die Prozesskette ganzheitlich optimal ausgelegt werden soll. Nicht nur die vielen Prozessparameter aller Fertigungsprozesse, auch die gegenseitigen Wechselwirkungen lassen eine Auslegung durch kognitive Tätigkeiten des Planers unmöglich erscheinen. Die Verknüpfung der einzelnen Prozessmodelle der gesamten Prozesskette zur optimalen Schnittstellenbestimmung lässt eine deterministische Lösungsfindung selbst mit modernen Rechensystemen nicht in akzeptabler Zeit zu. Daher muss auf heuristische Lösungsmethoden (z. B. Genetische Algorithmen) oder Methoden wie „Design of Experiments“ DoE zurückgegriffen werden [DEH09]. Die Nutzung von Simulationssystemen ermöglicht hier, Versuchspläne automatisiert anzuwenden und unter stochastischen Bedingungen eine hinreichend gute Lösung für die optimale Dimensionierung der technologischen Schnittstellen zu finden. Im Folgenden wird ein Beispiel zur Auslegung einer technologischen Schnittstelle erläutert. Hierzu wird die Prozesskette zur Herstellung von hochbeanspruchten Zahnrädern für Automobilgetriebe durch Präzisionsschmieden herangezogen [DER07]. In diesem neuen Prozess findet keine Weichbearbeitung der Verzahnung mehr statt. Zwischen den Prozesselementen Präzisionsumformung und Hartbearbeitung hat sich in der Forschung das Werkstückaufmaß und dessen Veränderung in der Serienproduktion als wesentliche Übergabegröße zwischen den Prozessschritten herausgestellt. Es hat entscheidenden Einfluss auf die ökonomischen Ziele, d.€h. die Fertigungskosten der Zahnräder. Zur Verdeutlichung dieser Zusammenhänge ist in Abb.€15.15 das unterschiedliche Verschleißverhalten des Schmiedegesenkes und der Schleifscheibe dargestellt.

Schmiedegesenk Schleifscheibe

Werkstück

Wirkprinzip Kräfte Verschleiß

Abb. 15.15↜渀 Verschleißwirkung bei der Umformung und in der Schleifbearbeitung

15.4 Prozesskettenauslegung am Beispiel „Zahnradfertigung“

355

Prozesskosten [ ]

amax aopt amin ∆a

resultierende Funktionenschar

mit: a ≥ amin a:

Werkstückaufmaß

∆a: Präzisionsumformung

Zunahme Werkstückaufmaß

Zunahme Werkstückaufmaß [mm]

∆aopt: optimale zunahme Werkstückaufmaß

(dreistufig) (zweistufig) Hartbearbeitung (einstufig)

aopt

Abb. 15.16↜渀 Technologische Wechselwirkungen zwischen Umformung und Hart-bearbeitung

Im linken Teil der Darstellung wird ein Schmiedeprozess gezeigt. Mit jedem Pressenhub weitet sich das Gesenk durch Verschleiß auf, die erzeugten Bauteile werden über der Zeit größer. Bei Festlegung einer engen Durchmessertoleranz des Schmiedeteils (Aufmaßtoleranz) können nur wenige Bauteile mit einem Gesenk hergestellt werden. Im rechten Bildausschnitt ist ein Schleifprozess dargestellt. Während der Schleifbearbeitung verschleißt das eingesetzte Schleifwerkzeug. Je größer dabei das absolute Schmiedeaufmaß (vorgesehenes Bearbeitungsaufmaß plus Aufmaßtoleranz des Schmiedeprozesses) gesetzt wird, desto größer wird der Schleifscheibenverschleiß pro erzeugtem Bauteil sein. Dies liegt an dem vergrößerten Werkstückvolumen, das bei verschlissenem Gesenk schleiftechnisch abzutragen ist. Es wird deutlich, dass das Schleifaufmaß selbst wenig Auswirkungen auf die Auslegung des Schmiedeprozesses hat, vielmehr wirkt sich die durch den Verschleiß der Schmiedegesenke hervorgerufene Aufmaßzunahme der erzeugten Halbfertigteile negativ auf die nachfolgenden Fertigungsschritte aus. In Abb.€15.16 werden die qualitativen Verläufe der Prozesskosten in Abhängigkeit von der Aufmaßzunahme für einen Präzisionsumformungsprozess und einen mehrstufigen Hartfeinbearbeitungsprozess gezeigt. Ziel des Vergleiches der beiden Kurvenverläufe ist die Bestimmung eines Wertes für die optimale Aufmaßzunahme ∆aopt. Die Standzeit eines Umformwerkzeuges kann durch eine große Aufmaßtoleranz verlängert werden. Wird dagegen nur eine sehr geringe Aufmaßtoleranz zugelassen, steigen die Prozesskosten für die Präzisionsumformung bedingt durch geringere Werkzeugstandzeiten an. Für die Hartfeinbearbeitung ergibt sich dagegen ein Anstieg der Prozesskosten durch eine Zunahme des Werkstückaufmaßes nach dem Schmieden, da mit einem größeren ∆a auch ein steigendes Aufmaß a einhergeht und sich die Prozesszeit sowie der Werkzeugverschleiß erhöht. Der in Abb. 15.16

356

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

gezeigte unstetige Verlauf der Kostenfunktion ergibt sich aus einer Mehrstufigkeit (Schruppen/Schlichten) des Schleifprozesses.

15.5â•…Prozessüberwachung Die Prozessüberwachung stellt eine wichtige Tätigkeit im Rahmen der Fertigung dar, um die in der Prozess- und Prozesskettenauslegung festgelegten Zielgrößen zu erreichen. In ihr werden Eingangs-, Prozess- und Ergebnisgrößen analysiert und miteinander verglichen. So entsteht zum einen die Basis für ein aktives Eingreifen in den Prozess über Regelungs- und Steuerungsmechanismen und zum anderen die Grundlage zur Bildung, Evaluation oder Verifikation empirischer Prozessmodelle (Abschn.€15.2). Die Prozessüberwachung stellt das Prüfen definierter Prozessmerkmale und -parameter dar. In Abb.€15.17 werden qualitative Prüfung (↜Wahrnehmung) und quantitative Prüfung (↜Messung) unterschieden. Eine direkte Wahrnehmung ist beispielsweise der Geschmack eines Mediums. Das Aussehen dagegen wird über reflektiertes Licht nur indirekt wahrgenommen. Die Beurteilung dieser Wahrnehmungen basiert auf implizitem, d.€h. unstrukturiertem Erfahrungswissen. Eine Messung dagegen folgt explizitem, d.€h. strukturiertem und dokumentiertem Wissen, den Fakten. Hierbei stellt die Erfassung einer Länge anhand eines Vergleichsnormales eine direkte Messung dar. Temperaturen werden (z.€ B. in einem Thermometer) aus der Längendehnung eines Vergleichsnormales abgeleitet. Es handelt sich somit um eine indirekte Messung. In der Fertigungstechnik, speziell in der Zerspanung, werden die messbaren Größen nach dem Zeitpunkt ihrer Entstehung unterschieden. Größen, die während eines Prozesses auftreten, heißen Prozessgrößen; Größen, die am Ende des Prozesses als permanentes Ergebnis vorliegen, werden Ergebnisgrößen genannt (Abb.€ 15.18).

Prüfen Wahrnehmung (qualitativ)

direkt

Messung (quantitativ)

indirekt

direkt

indirekt

• Geschmack

• Aussehen

•

Länge

• Temperatur

• Form

• Geräusch

•

Gewicht

• Kraft

basiert auf:

basiert auf:

Erfahrung (implizites Wissen)

Fakten (explizites Wissen)

Abb. 15.17↜渀 Prüfen als Grundlage der Prozessüberwachung

15.5 Prozessüberwachung

357 messbare Signale

Prozessgrößen

Ergebnisgrößen

Kräfte/Momente

Abmessung und Form des Bauteiles

Schleifleistung

Mikrogeometrie

Oberflächentemperatur

Randzonenzustand

Körperschall

Verschleiß der Schleifscheibe

Schwingung

Kühlschmierstoffeigenschaften

Abb. 15.18↜渀 Signale und Größen zur Prozessüberwachung bei der Zerspanung

Weiterführende Informationen hierzu liefern Tönshoff [TÖI01] und Karpuschewski [KAR01]. Ein Vergleich der gemessenen Prozess- und Ergebnisgrößen mit den entsprechenden Zielgrößen liefert in der Regel Abweichungen von den Vorgabewerten. Es wirken somit Störeinflüsse auf den Prozess. Je nach dem, ob sich die aus den Störeinflüssen resultierenden Abweichungen im Rahmen einer festgelegten Toleranz befinden, wird ein regelungstechnischer Eingriff in den Prozess erforderlich. Ursachen eines solchen Eingriffes können stochastischen Ursprungs sein, wie beispielsweise Temperaturveränderungen, aber auch systematische Veränderungen der Randbedingungen, wie z.€B. Schleifscheibenverschleiß während des Schleifprozesses. In Abb.€15.19 werden unterschiedliche Qualitätsregelkreise vorgestellt. Ziel der Qualitätsregelung ist die Verringerung des beschriebenen Störgrößeneinflusses auf

Informationssystem Feinbearbeitung

Modelladaption

inprozess

Prozessauslegung & Optimierung

prozessnah

Modellbildung

prozessnah

Schleifdaten

Flexible Meßzelle

Arbeitsergebnisgrößen

Prozessgrößen

F t

übergeordnet

übergeordnet

Abb. 15.19↜渀 Qualitätsregelkreise für Schleifprozesse

Integrierte Signalbewertung

AE

t

358

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

die resultierende Bauteilqualität. Die Regelkreise werden unterschieden nach der Art der zugrundeliegenden Messgrößen (Prozessgrößen oder Ergebnisgrößen) und der zeitlichen Verzögerung des Eingriffs in In-Prozess-, prozessnahe und übergeordnete Regelung. Zur Durchführung der Qualitätsregelung findet zunächst eine Prozessauslegung statt. Dazu müssen die primären (z.€B. Schnittgeschwindigkeit), und sekundären Stellgrößen (z.€ B. Schnittkraft) bestimmt werden. Als Eingangsinformationen hierzu werden vorhandene Prozessmodelle und Prozessdaten, wie sie beispielsweise in einem Qualitätsinformationssystem [TÖC96] enthalten sind, verwendet. Während eines Bearbeitungsprozesses können Prozesssignale, wie Kräfte, Leistungen oder Schallemission, messtechnisch erfasst werden. Aus diesen Prozesssignalen werden durch Datenreduktion und Kennwertbildung Prozessgrößen gewonnen. Diese lassen sich für eine In-Prozess-Regelung einsetzen. Als ein Beispiel sei hier das Adaptive Control (AC) für den Schleifprozess genannt [TÖF02]. Die In-Prozess-Qualitätsregelung erfolgt auf Basis von Prozessgrößen. In der prozessnahen und übergeordneten Qualitätsregelung werden darüber hinaus auch Arbeitsergebnisgrößen berücksichtigt. Die prozessnahe Qualitätsregelung hat das Ziel, möglichst schnell eine mangelnde Prozessqualität auszugleichen. Hier kann günstigstenfalls von Bauteil zu Bauteil geregelt werden. Eine übergeordnete Qualitätsregelung wirkt über den kompletten Fertigungszeitraum eines Bauteils. Diese Art der Regelung wird beispielsweise realisiert, indem Prozessdaten über verschiedene Bauteile und Fertigungslose gesammelt werden. Mit diesen Daten werden die zugrundeliegenden Prozessmodelle aktualisiert und es findet eine erneute Prozessauslegung und -optimierung statt. Ein Beispiel hierfür stellt die statistische Prozesskontrolle (eng. statistical process control SPC) dar. Systematische Störgrößen (z.€B. Schleifscheibenverschleiß) werden durch Regelkreise, wie in der Abb.€15.20 dargestellt, detektiert und ausgeglichen. Störgrößen Z (Temperatur, Verschleiß)

geschliffenes Bauteil

Ist-Wert Y

prozessnahe Messung

Schleifprozess

Regler (P) Kv Einstellgröße X (z.B.: vc,vft, fr)

Abb. 15.20↜渀 Regelkreis zur prozessnahen Regelung für das Außenrundschleifen

Soll-Wert W (z.B. Ra, Rz, σll)

15.5 Prozessüberwachung

359

Kernelement des dargestellten Regelkreises ist die prozessnahe Qualitätsüberprüfung, beispielsweise in einer flexiblen Messzelle unmittelbar nach der Bearbeitung. Zielgrößen der Bearbeitung, wie Rauheit oder Eigenspannungszustand des Bauteiles, stellen die Sollgrößen in dem dargestellten Regelkreis dar. Diese werden mit den in der Messzelle detektierten Arbeitsergebnisgrößen (Ist-Werte) verglichen. Über die ermittelte Regelabweichung wird für das nächste Bauteil eine veränderte Stellgröße bestimmt [CZE00]. Im Rahmen einer prozessnahen Regelung besteht darüber hinaus die Möglichkeit, eine bauteilindividuelle Optimierung der Prozesskette der nachfolgenden Bearbeitungsschritte durchzuführen. Basierend auf den Prozessmodellen, welche bereits für die Prozesskettenauslegung eingesetzt worden sind, lassen sich die technologischen Schnittstellen der Folgeprozesse unter Berücksichtigung von Wechselwirkungen erneut optimal auslegen. Dies ist notwendig, da Störgrößen nach jedem Bearbeitungsprozess zu bauteilindividuellen Ergebnisgrößen führen können, die vom zuvor als optimalen Wert für die gesamte Prozesskette bestimmten Wert abweichen. Hier ist jedoch sicherzustellen, dass eine Auslegung aller technologischen Schnittstellen individuell für jedes Bauteil ausgelegt werden kann, ohne eine Verzögerung der Bauteilfertigung hervorzurufen. Aktuelle Methoden erlauben dies noch unzureichend. In der dargestellten flexiblen Messzelle (Abb. 15.21) werden Mikromagnetik-, Laser- und Streulichtsensoren eingesetzt. Der Mikromagnetiksensor analysiert bearbeitungsbedingte Veränderungen in der Bauteilrandzone. Diese werden ermittelt über das sogenannte Barkhausenrauschen (sprunghafte Veränderung der Magnetisierung), die Überlagerungspermeabilität (reversible Veränderung der Magnetisierung) und die Oberwellenanalyse (Fourier-Analyse des Magnetfeldes) [KAR01]. Darüber hinaus sind in die Messzelle ein Laserscanner zur Erfassung makroskopischer Qualitätsmerkmale (Bauteilgeometrie, Rundlauf) und ein Streulichtsensor zur berührungslosen Erfassung der Mikrogeometrien (Rauheit) integriert. Die

Aufbau einer flexiblen Messzelle: A Mikromagnetiksensor B Werkstück / Bauteil 2

3

A

D

C Laserscanner D Streulichtsensor Mikromagnetische Messgrößen: 1 Barhausenrauschen 2 Überlagerungspermeabilität 3 Oberwellenanalyse

1

B

C

Abb. 15.21↜渀 Aufbau einer flexiblen Messzelle zur prozessnahen Messung

360

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

Ergebnisse der Bauteiluntersuchung in einer flexiblen Messzelle stellen Arbeitsergebnisgrößen dar, die in der prozessnahen oder übergeordneten Qualitätsregelung (Abb.€15.19) zum Einsatz kommen. Zusammenfassend lässt sich der prinzipielle Ablauf einer Prozessüberwachung wie folgt beschreiben. Ausgehend von einem funktionsfähigen Prozess, erfasst und formuliert eine Instanz (Detektor) alle auftretenden Probleme. Je nach dem, ob es sich bei der zugrundeliegenden Datenbasis um explizites Wissen (Fakten) oder implizites Wissen (Erfahrung) handelt, kommen unterschiedliche Analyseverfahren (Messung oder Wahrnehmung) zum Einsatz. Ist das Problem formuliert, werden in Abhängigkeit der zugrundeliegenden Datenbasis (explizit/implizit) verschiedene Strategien zur Problemlösung bzw. zur Optimierung eingesetzt. Ziel der Prozessüberwachung ist, den aufgrund einer Fehlfunktion problembehafteten Prozess wieder zu beherrschen. Gelingt dies dauerhaft, muss darüber nachgedacht werden, die Prozessgrenzen enger zu fassen. Dies bedeutet eine permanente Verbesserung der Qualität (Verringerung der Standardabweichung σ) des Prozesses.

Fragen ╇ 1. Erläutern Sie den Begriff Prozesskettenelement anhand des PEK-Modells. ╇ 2. Nennen Sie die Umwandlungsgrößen bezogen auf die Funktionsstruktur eines technischen Produktes. ╇ 3. Was versteht man unter einer technologischen Schnittstelle? ╇ 4. Welcher Zusammenhang besteht zwischen einem realen Prozess (System) und einem Prozessmodell? ╇ 5. Nennen Sie drei typische Modellbildungsebenen. ╇ 6. Worin unterscheiden sich physikalische und empirische Prozessmodelle? ╇ 7. Grenzen Sie die Eingangs-, Prozess- und Ausgangsgrößen eines Zerspanprozesses gegeneinander ab. ╇ 8. Was versteht man unter den Qualitätskriterien eines Zerspanungsprozesses? ╇ 9. Unter welchen drei Gesichtspunkten lassen sich Zerspanungsprozesse auslegen bzw. bewerten? 10. Nennen Sie eine einfache Methode zur Bestimmung der Zielfunktion eines Schleifbearbeitungsprozesses. 11. Worin besteht die Schwierigkeit bei der Ermittlung der Prioritätskennzahlen einer Zielfunktion? 12. Zeichen Sie den radialen Spannungsverlauf einer Welle unter Biegung und erläutern Sie, warum sich Zugeigenspannungen in der Randzone negativ auswirken können. 13. Auf welchen prozesskettengestaltenden Maßnahmen beruht die ASI-Methode? 14. Worin unterscheiden sich konventionelle und prozessübergreifende Prozesskettenauslegung? 15. Die Prozesskettenauslegung lässt sich nach der hier vorgestellten Methode in zwei Abschnitte einteilen. Worum handelt es sich dabei?

Literatur

361

16. Was verstehen Sie unter qualitativer Positionierung technologischer Schnittstellen? 17. Warum ist nach der Prozesskettengestaltung noch eine quantitative Auslegung der technologischen Schnittstellen erforderlich? 18. Prüfen als Grundlage der Prozessüberwachung erfolgt nach zwei unterschiedlichen Methoden. Nennen Sie diese. 19. Stellt der Randzonenzustand eines Bauteiles eine Prozess- oder Ergebnisgröße dar? 20. Unterscheiden Sie stochastische und systematische Fehler eines Schleifprozesses. 21. Worin besteht der Unterschied zwischen In-Prozess-Regelung und prozessnaher Qualitätsregelung?

Literatur [BRA08] Brandes, A.: Positionierung technologischer Schnittstellen – Beitrag zur ganzheitlichen Auslegung fertigungstechnischer Prozessketten. Dr.-Ing. Diss. Leibniz Universität Hannover. PZH Verlag 2008 [CZE00] Czenkusch, C.: Technologische Untersuchungen und Prozessmodelle zum Rundschleifen. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover. Fortschrittsbericht VDI Reihe 2 Nr. 530. VDI-Verlag 2000 [DEB03] Denkena, B.; Brandes, A.; Apitz, R.: Designing Integrated Process Chains. Machine Engineering, ISSN 1642-6568, Vol. 3, 2003 [DEH09] Denkena, B., Henjes, J., Henning, H.: Holistic Process Chain Optimisation based on Simulation of Technological Interfaces. 3rd International Conference on Changeable, Agile, Reconfigurable and Virtual Production (CARV 2009), Munich October 5th-7th 2009, p. 867-876 [DER07] Denkena, B., Rabinovitch. A., Henning, H.: Holistic Optimisation of Manufacturing Process Chains based on Dimensioning Technological Interfaces. 4rd International Conference on Digital Enterprise Technology (DET 2007), Bath September 19th-21th 2007, p. 322-330 [KAR01] Karpuschewski, B.: Sensoren zur Prozessüberwachung beim Spanen. Habilitationsschrift Universität Hannover. Fortschrittsbericht VDI Reihe 2 Nr. 581. VDI-Verlag, 2001 [KÖN87] König, W.: Strategien zur Optimierung der Fertigungsfolgen. Tagungsband "Harte Werkstoffe richtig bearbeiten", VDI-Tagung, Stuttgart Februar 1987 [OES98] Oestereich, B.: Objektorientierte Softwareentwicklung - Analyse und Design mit der Unified Modelling Language. 4. Aktualisierte Auflage, ISBN 3-486-24787-5, OldenbourgVerlag 1998 [PAU94] Paul, T.: Konzept für ein Schleiftechnologisches Informationssystem. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover. Fortschritts Bericht VDI Reihe 2 Nr. 313. VDI-Verlag 1994 [PRO77] Profos, P.: Modellbildung und ihre Bedeutung in der Regelungstechnik. VDI Berichte 276 (1977), p. 5-12 [TÖC96] Tönshoff, H.K.; Czenkusch, C.: Informationssystem zur prozessintegrierten Qualitätssicherung beim Schleifen. Proceedings of 7th International DAAAM Symposium, Vienna Austria 17-19th October 1996, p.443-444 [TÖF02] Tönshoff, H.K., Friemuth, T., Becker, J.C.: Process Monitoring in Grinding. CIRP Annals 51 (2002) 2, p. 551-571 [TÖI01] Tönshoff, H.K., Inasaki, I.: Sensors in Manufacturing. ISBN 3-527-29558-5, Wiley-Vch Verlag GmbH 2001 [TÖN07] Tönshoff, H.K.: Übersicht über die Fertigungsverfahren. Dubbel - Taschenbuch für den Maschinenbau, 22. Auflage, ISBN 978-3-540-49714-1, Springer-Verlag 2007

362

15 Prozessauslegung und -integration in die Prozesskette

[TÖP92] Tönshoff, H.K.; Perters, J., Inasaki, I., Paul, T.: Modelling and Simulation of Grinding Processes. Annals of the CIRP 41 (1992) 12, p. 59-64 [VDI3633] N.N.: VDI3633 Blatt 1 Simulation von Logistik-, Materialfluß- und Produktionssystemen. Verein deutscher Ingenieure. Beuth Verlag 2000 [ZAN70] Zangenmeister, C.: Nutzwertanalyse in der Systemtechnik. Wittmansche Buchhandlung 1970

Kapitel 16

Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

Spanende Verfahren dienen dazu, funktionsfähige Bauteile zu erzeugen. Über Funktionsfähigkeit und Lebensdauer entscheiden letztendlich die Oberflächen- und Randzoneneigenschaften der Bauteile. Eine scharfe Grenze zwischen Oberfläche und Randzone ist nicht immer zu ziehen, wie die Definition der Begriffe zeigt. Die Oberfläche beschreibt im allgemeinen Sinne die äußere Begrenzung eines Körpers. In der Mathematik bezeichnet die Oberfläche die Menge aller Randpunkte eines Körpers. In den Naturwissenschaften ist die Oberfläche die Grenze zwischen zwei Medien. Eine weitere Präzisierung des Begriffs ist in der Fertigungstechnik erforderlich. Die [DIN 4760] unterscheidet verschiedene Definitionen: 1. Wirkliche Oberfläche: Oberfläche, die den Gegenstand von dem ihn umgebenden Medium trennt (Ausnahme: die innere Oberfläche von porigen Stoffen) 2. Istoberfläche: messtechnisch erfasstes, angenähertes Abbild der wirklichen Oberfläche eines Formelements. Verschiedene Messverfahren können verschiedene Istoberflächen ergeben 3. Geometrische Oberfläche: ideale Oberfläche, deren Nennform durch die Zeichnung und/oder andere technische Unterlagen definiert wird Bei der Analytik von Oberflächen ist es allerdings nicht immer sinnvoll, von einer Dicke von Null auszugehen. Bei der Charakterisierung bestimmter Oberflächeneigenschaften werden Dicken von ca. 1€ nm bis ca. 10€ µm (10−9 bis 10−5€ m) betrachtet. Das bedeutet, dass eine Oberfläche aus einer einzigen Atomlage (Monolage) oder aber aus 10.000 Monolagen bestehen kann. Hinzu kommt, dass innerhalb dieser Dicke die Oberfläche nicht unbedingt homogen ist. Chemische Zusammensetzung und Gefüge sowie physikalische Eigenschaften weisen oft Unterschiede auf. Für den Analytiker muss die Oberfläche immer der Bereich sein, der für die geforderte Eigenschaft maßgeblich ist. Als Randzone wird der Volumenbereich des Werkstoffs bezeichnet, dessen Eigenschaften durch den Bearbeitungsprozess verändert wurden. Die Anwendung dieser Definition hat zur Folge, dass Aussagen über „Oberflächeneigenspannungen“ oder „Oberflächenhärte“ streng genommen gar nicht möglich sind, denn zur Ermittlung dieser Größen werden immer Informationen auch aus der oberflächennahen Randzone benötigt. Oberflächeneigenschaften können nach den hier gegeB. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_16, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

363

364

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

benen Definitionen nur geometrische Eigenschaften sein. Wie allerdings aus der Definition der Oberfläche zu sehen ist, gehen Oberfläche und Randzone oft nahtlos ineinander über [BRE]. Längst sind noch nicht alle Zusammenhänge spanender Verfahren mit den Funktionseigenschaften eines Bauteils bekannt. Es hat sich aber bewährt, zwischen Oberflächen- und Randzoneneigenschaften eines Bauteils zu unterscheiden. Diese Eigenschaften lassen sich durch Größen beschreiben und messen. Der Konstrukteur eines Bauteils kann solche Größen vorschreiben. Der Fertigungstechniker muss wissen, durch welche Verfahren und welche Eingangsgrößen des Prozesses die geforderten Oberflächen- und Randzoneneigenschaften erreicht werden.

16.1â•…Oberflächeneigenschaften Die Oberfläche eines Bauteils ist derjenige Teil, der mit dem es umgebenden Medium, mit einem weiteren Bauteil oder mit dem Blick eines Betrachters in Kontakt kommt. Nicht nur die Anforderungen an technische Bauteile sind vielfältig, auch an einem einzigen Bauteil können bestimmte Teile der Oberfläche unterschiedliche Aufgaben erfüllen. Unterschieden werden können hier beispielsweise Flächen ohne technische Funktion, wie Sicht- oder Kehrflächen (Innenseiten), Flächen mit technischer Funktion zum Dichten, Haften oder Fügen, oder Flächen mit unterschiedlichen technischen Funktionen, bei denen Reibung auftritt. Auf der Basis der Beanspruchungen werden in der [DIN 4764] technische Oberflächen im Maschinenbau und in der Feinwerktechnik in drei Gruppen eingeteilt, wobei lediglich die mechanische Beanspruchung zugrunde gelegt wird: 1. Mechanisch nicht oder nur gering beanspruchte Oberflächen 2. Spannungsbeanspruchte Oberflächen meist ohne Relativbewegung zur GeÂ�genfläche 3. Reibungsbeanspruchte Oberflächen mit Relativbewegung zur Gegenfläche Für das Verhalten des Bauteils bei mechanischen Beanspruchungen unterschiedlichster Art ist in erster Linie die Mikrogeometrie der Oberfläche verantwortlich. Der Fertigungsprozess einer bestimmten Bauteiloberfläche muss also gewährleisten, dass eine bestimmte Mikrogeometrie, in Form von Rauheit, nicht über- oder unterschritten wird. Funktionsflächen wie Sicht-, Dicht-, Haft- oder Glättflächen beispielsweise müssen möglichst geringe Rauheiten aufweisen. Schichtgrundflächen dagegen benötigen eine verfahrensabhängige Mindestrauheit, um die Schichthaftung zu ermöglichen. Anforderungen an die Oberflächenrauheit müssen von geeigneten spanenden Fertigungsprozessen erfüllt werden. Nicht immer kann ein einzelner Prozess die Oberflächen in der notwendigen Qualität erzeugen. Oft müssen, nicht zuletzt aus wirtschaftlichen Erwägungen, zwei Prozesse desselben spanenden Fertigungsverfahrens nacheinander durchgeführt werden (Schruppen, Schlichten). In einigen Fällen ist mit dem spanenden Fertigungsverfahren allein die geforderte Oberflä-

16.1 Oberflächeneigenschaften Gestaltabweichung (als Profilschnitt überhöht dargestellt) 1. Ordnung: Formabweichungen

365 Beispiele für die Art der Abweichung Geradheits-, Ebenheits-, Rundheits-, Abweichung u.a.

2. Ordnung: Welligkeit

3. Ordnung: Rauheit

4. Ordnung: Rauheit

Wellen (siehe DIN 4761)

ausßermittige Einspannung, Form- oder Laufabweichungen eines Fräsers, Schwingungen der Werkzeugmaschine oder des Werkzeuges

Rillen (siehe DIN4761)

Form der Werzeugschneide, Vorschub oder Zustellung des Werkzeuges

Riefen Schuppen Kuppen (siehe DIN4761)

Vorgang der Spanbildung (Reißspan,Scherspan, Aufbauschneide),Werkstoffverformung beim Strahlen, Knospenbildung bei galvanischer Behandlung

5. Ordnung: Rauheit Anmerkung: nicht mehr in einfacher Weise bildlich darstellbar 6. Ordnung: Anmerkung: nicht mehr in einfacher Weise bildlich darstellbar Die dargestellten Gestaltaweichungen 1. bis 4. Ordnung überlagern sich in der Regel zu der Istoberfläche

Beispiele für die Entstehungsursache Fehler in der Führungen der Werkzeugmaschine. Durchbiegung der Maschine oder des Werkstückes, falsche Einspannung des Werkstückes, Härteverzug, Verschleiß

Gefügestruktur

Kristallisationsvorgänge, Veränderung der Oberfläche durch chemische Einwirkung (z.B. Beizen), KorrosionsVorgänge

Gitteraufbau des Werkstoffes

Beispiel:

Abb.€16.1↜渀 Ordnung, Beispiele und Entstehungsursachen für Gestaltabweichungen [DIN 4760]

chenqualität nicht zu erreichen, so dass ein zweiter, anders gearteter Prozess nachgeschaltet werden muss (z.€B. Bohren und Reiben, Fräsen und Glattwalzen). Werden Zerspanprozesse geplant, um die an das Bauteil gegebenen Rauheitsanforderungen zu erfüllen, muss allerdings berücksichtigt werden, dass die Istoberfläche sich in der Praxis von der geometrischen Oberfläche durch Gestaltabweichungen unterschiedlicher Ordnungen unterscheidet. Diese werden in der [DIN 4760] definiert und mit Beispielen belegt (Abb.€16.1) [BRE]. Durch spanende Verfahren, die eine ausgeprägte Schnittrichtung aufweisen, entstehen durchweg gerichtete, rillige Oberflächen. Nichtrillige Oberflächen werden erzeugt z.€ B. durch Funkenerodieren, Druckstrahlen, Umformen oder Urformen. Gerichtete Oberflächen weisen in der Regel quer zur Schnittrichtung größere Rauheiten als in Schnittrichtung auf.

16.1.1  Bestimmung von Oberflächeneigenschaften Die im Bereich Zerspantechnik am häufigsten anzutreffenden Rauheitskenngrößen sind der arithmetische Mittenrauwert Ra, die gemittelte Rautiefe Rz und die maximale Rautiefe Rmax. Der arithmetische Mittenrauwert Ra kann allmähliche Veränderungen der Oberfläche, wie sie durch Werkzeugverschleiß auftreten, quantifizieren. Spitzen und Riefen können allerdings nicht unterschieden werden, ebenso wenig wie unterschiedliche Profilformen. Verwendet man Ra als Oberflächenkenngröße, sollte der Charakter der Rauheit aus anderen Untersuchungen bereits bekannt sein. Ra wird als robuster Kennwert angesehen, da er nur schwach auf einzelne Störungen reagiert. Ra lässt sich prinzipiell mit allen Tastschnittgeräten bestimmen. Die Ergebnisse einzelner Messstellen streuen relativ gering, da der Bestimmung von Ra

366

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften arithmetischer Mittenrauwert Ra z(x)

gemittelte Rautiefe Rz Ra

z

x

Rz

Mittellinie

Ir

In

maximale Rautiefe Rmax Rmax Rmax = größte Einzelrautiefe innerhalb von In I r1 λc

Ir2

Ir3 In

Ir4

Ir5

Abb.€16.2↜渀 Einige wichtige Rauheitskenngrößen [VOL05]

eine starke Mittelwertbildung zu Grunde liegt [VOL05]. Ra beschreibt die mittlere Abweichung des Profils von der mittleren Linie (Abb.€16.2). Die rechnerische Bestimmung erfolgt nach [DIN 4768]: 

1 Ra = ln

ln 0

|z(x)| dx

(16.1)

mit:â•… ln€=€ausgewerteter Teil der Messstrecke z€=€Abstand des Rauheitsprofils von der mittleren Linie innerhalb der Messstrecke Die beiden Oberflächenkenngrößen gemittelte Rautiefe Rz und maximale Rautiefe Rmax werden häufig zusammen verwendet. In dieser Kombination lassen sich einzelne Ausreißer aufspüren: ist Rmax deutlich größer als Rz, bedeutet dies, dass der gemessene Tastschnitt eine einzelne besonders hohe Spitze enthält. Eine Messung an einer anderen Stelle auf der Probe kann klären, ob es sich tatsächlich um einen einzelnen Ausreißer handelt. Zur Ermittlung von Rz und Rmax wird das gemessene Oberflächenprofil mit der gewählten Grenzwellenlänge λc, welche Rauheit und Welligkeit voneinander abgrenzt, gefiltert. Die Messstrecke ln wird üblicherweise so gewählt, dass sie in fünf gleiche Abschnitte lr mit jeweils der Länge der Grenzwellenlänge λc unterteilt werden kann. Aus jedem Teilstück wird der maximale Höhenwert zi genommen, daraus wird das arithmetische Mittel gebildet (Abb.€16.2). Rz ergibt sich damit nach:

16.1 Oberflächeneigenschaften

367 5

1 Rz = zi 5 i=1



(16.2)

Rmax ist der größte Abstand von der höchsten Spitze bis zur tiefsten Riefe innerhalb eines Messsegments. Der größte Rauheitswert innerhalb der Messsegmente 1–5 wird als Rmax definiert (Abb. 16.2) [VOL05]. Die Messverfahren für mikrogeometrische Kennwerte einer Oberfläche können berührend oder berührungsfrei arbeiten. Grundsätzlich wird zwischen drei Messprinzipien unterschieden: • taktile Verfahren • optische Verfahren • rastersondenmikroskopische Verfahren Die klassischen Messverfahren legen alle einen Profilschnitt in die Oberfläche, sind also zweidimensionale Verfahren. Durch Abrastern der Oberfläche mit einem Punktsensor oder auch durch Verwendung von Flächensensoren ist es heute möglich, Rauheiten von Flächen in vertretbaren Zeiten zu bestimmen. Daher ist es notwendig, auch zwischen zwei- und dreidimensionalen Verfahren zu unterscheiden [BRE]. Die meisten Rauheitsprofile werden auch heute noch mit mechanischen Tastern aufgenommen, in elektrische Signale umgesetzt, vorverarbeitet (gefiltert) und in den definierten Messgrößen oder als Profildiagramm ausgegeben. Die Profildiagramme sind aus Darstellungsgründen meist stark überhöht (z.€B. im Verhältnis 100€:€1) aufgezeichnet. Sie können damit Grund für Missdeutungen sein. Abbildung€16.3 zeigt Profildiagramme Drehen:

vc Q’w q Ra Rz

250 m/min rε = 1,2 mm 2 mm 0,25 mm 3,27 µm 17,2 µm

f

= = = = =

30 m/min 4 mm/mms 80 0,27 µm 2,1 µm

1 µm

20 µm

vc = ap = f = Ra = Rz =

Profildiagramme Schleifen:

100 µm

10 µm

50 µm

200 µm

f

50 µm

Abb.€16.3↜渀 Werkstückprofildiagramme für das Drehen und Schleifen

10 µm

368

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

typische Profildiagramme für das Drehen und Schleifen in überhöhter und entzerrter Darstellung. Die Mikrogeometrie der durch den Zerspanprozess neu entstehenden Oberfläche wird zum einen bestimmt durch die Schneidengeometrie, zum anderen kann sie maßgeblich durch die Variation von Prozessstellgrößen beeinflusst werden. Beim Drehen beispielsweise bildet sich die Form des Werkzeugs in der Oberfläche ab, so dass als rauheitsbestimmende Stellgröße in erster Linie der Vorschub von Bedeutung ist. So lässt sich bei Kenntnis des Schneideckenradius rε und des Vorschubs f diejenige Rautiefe Rth ermitteln, die der Drehprozess auf der Oberfläche eines sich nicht verformenden Werkstoffs durch Bearbeitung auf einer ideal steifen Werkzeugmaschine erzeugen würde gemäß:  f2 Rth = rε − rε 2 −  (16.3) 4 Für Anwendungen in der Praxis wurde der Ausdruck vereinfacht zu: Rth ≈



f2 8rε

(16.4)

mit:â•… Rth€=€theoretische Rautiefe rε€=€Schneideckenradius f€=€Vorschub Die so bestimmte theoretische Rautiefe Rth nimmt also quadratisch mit dem Vorschub zu und linear mit einer Vergrößerung des Schneideckenradius ab [PAU08, BAU34]. Der Effekt der elastischen Werkstoffverformung, der sich unter anderem in der systemabhängigen Mindestspanungsdicke hmin äußert, und der mit abnehmendem Vorschub an Einfluss gewinnt, wird in einer erweiterten Rautiefenformel berücksichtigt [BRA61, BRE].   f2 hmin rε · hmin Rth = + · 1+  (16.5) 8rε 2 f2 Die theoretische Rautiefe kann als untere Schranke für Rz angesehen werden, denn durch Schwingungen zwischen Werkzeug und Werkstück, durch Aufbauschneidenbildung und durch verschleißbedingte Veränderung der Schneidkante ergeben sich zusätzliche Rauheitsanteile, die sich Rth überlagern. Für die beim Schlichten interessante Zeitspanfläche Aw (erzeugte Fläche je Zeiteinheit) gilt:  

Aw = f · vc

(16.6)



(16.7)

Aw = v c ·

8 · rε · Rth

Bei vorgeschriebener Rautiefe ist die Zeitspanfläche folglich von der Schnittgeschwindigkeit und dem Eckenradius abhängig. Die Schnittgeschwindigkeit ist durch den Verschleiß begrenzt (s.€Kap.€8). Auch der Eckenradius kann nicht be-

16.2 Randzoneneigenschaften Drehen

369 Breitschlichten

f

rε

Rth

rε 2

Rth = rε – rε2 – f Werkzeug 4 f2 Rth = für Rth << re 8 rε

f Wth

κN Wth = κN . (f-rε); κN << 0,1°

Profilschnitt ohne elektr. Filter

Werkstoffseite

2,5 µm

10 µm 100 µm ap · f = 0,3·0,08 mm2 rε = 0,8 mm RY = 13,0 µm

250 µm W+Rt f ap · f = 0,06 · 3 mm2 rε = 0,8 mm, κN = 4' W = 5,0 µm

Abb.€16.4↜渀 Gestaltabweichungen beim Drehen und Breitschlichtdrehen

liebig vergrößert werden, da mit rε die Reibung zwischen den Wirkpartnern und damit ebenfalls der Verschleiß zunimmt und da mit einer größeren Länge der Nebenschneide Ratterschwingungen auftreten und der Prozess instabil wird [NED75]. Hier liegen auch die Grenzen für das Breitschlichtdrehen, wo mit hohem Vorschub und geringem Einstellwinkel der Haupt- oder der Nebenschneide hohe Zeitspanflächen erreicht werden, vorausgesetzt dass die Systemsteifigkeit groß genug ist (Abb.€16.4). Hohe Aktualität besitzen diese Fragestellungen bei der Entwicklung spezieller Breitschlichtdreh- oder –fräswerkzeuge, die mit Breitschlicht- oder Schleppschneiden, auch Wiper genannt, ausgestattet sind.

16.2â•…Randzoneneigenschaften Nicht nur die Oberfläche sondern auch die Randzone ist im Bauteileinsatz vielfältigen Belastungen ausgesetzt. Am offensichtlichsten sind hierbei die mechanischen Belastungen. Eine Überlastung des Bauteils kann das Ende seiner Lebenszeit oder die Herabsetzung der Lebensdauer bedeuten. Neben den mechanischen spielen auch thermische Belastungen eine bedeutende Rolle für die Bauteillebensdauer. Viele Bauteile sind im Einsatz starken Reibungen ausgesetzt, die zu ihrer Erwärmung führen. Dabei können sehr hohe Temperaturen erreicht werden (z.€B. bei Zerspanwerkzeugen), so dass das Bauteil im Einsatz völlig andere Eigenschaften besitzt als bei Raumtemperatur.

370

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften bearbeitete Oberfläche

Bearbeitungsrichtung

σ⊥ σII

HV

Textur

Härte Gefüge

Risse

Eigenspannungen

Abb.€16.5↜渀 Randzoneneigenschaften nach der spanenden Bearbeitung [BRI91]

Neben den mechanischen und thermischen Belastungen sind viele Bauteile auch chemischen Angriffen ausgesetzt. Hierbei kann es unter anderem zur Korrosion oder zur Diffusion aufgrund der Werkstoffpaarungen der Bauteile im Einsatz kommen, die zur Veränderung von Bauteileigenschaften führt. Die Eigenschaften der Randzone dürfen sich über der angestrebten Lebensdauer durch die Belastungen nur soweit verändern, dass die Funktionsfähigkeit des Bauteils sichergestellt ist [BRE]. Bei spanend bearbeiteten Bauteilen lassen sich die folgenden in Abb.€16.5 dargestellten Randzoneneigenschaften messen oder feststellen: • • • • • •

Gefügeänderungen Plastische Verformungen Härteänderungen Eigenspannungen Texturen Risse

16.2.1  Bestimmung von Randzoneneigenschaften Gefügeänderungen lassen sich durch metallographische Schliffe nachweisen. Schleifen, Polieren und geeignete Ätzungen zeigen den Feinaufbau der Randschichten und lassen Umwandlungen der Kristallite erkennen. Die Methode ist auch geeignet, plastische Verformungen als Folge einer spanenden Bearbeitung zu bestimmen. Als Indikator dient die Formänderung der Kristalle (Abb.€16.12). Wegen deren ungleichmäßiger Form ist das Auflösungsvermögen des Grades der plastischen Verformungen und ihrer Eindringtiefe allerdings gering. Es hat sich daher das Linienverfahren bewährt, bei dem ein Probekörper geteilt wird und auf seiner

16.2 Randzoneneigenschaften

371

Eindruckmessung Induktiver Aufnehmer Fokussierung

Eindringkörper

Härte

Prüffläche

Werkstück

polierte Böschung 1:200

Eindringtiefe

Abb.€16.6↜渀 Messung von Härteverläufen am Schrägabtrag

Teilebene Linienstrukturen aufgebracht werden. Aus der Krümmung dieser Linien nach Bearbeitung lässt sich die Verformung quantitativ bestimmen. Härteänderungen durch Spanen treten nur in dünnen, wenige 1/100€mm dicken Schichten auf. Auch können die Härtegradienten sehr steil sein. Diese Randzonenveränderungen lassen sich daher nur durch Mikro- oder Kleinlast-Härteprüfungen nachweisen [TÖN80]. Prinzipiell kann normal zur bearbeiteten Oberfläche oder in einer Schnittebene senkrecht zu dieser geprüft werden. In jedem Fall muss die Prüffläche durch Elektropolieren behandelt werden, um Einflüsse der Präparation zu eliminieren. Um einen Verlauf der Härteänderungen über der Eindringtiefe aufzunehmen, wurde das Böschungsverfahren entwickelt (Abb.€16.6). Dabei wird die durch Spanen erzeugte Oberfläche in einer sanften (1:200) Böschung angeschnitten. Auf ihr wird die Härte gemessen. Der Einfluss tieferliegender unterschiedlich harter Schichten lässt sich korrigieren. Für spezielle Untersuchungen, beispielsweise Härteverläufe in Segmenten von Scherspänen [TÖN05], werden Ultramikrohärtebestimmungen mit sehr geringen Prüflasten (z.€B. F€=€0,016€N) durchgeführt. Durch die hierbei entstehenden kleinen Eindrücke lässt sich eine hohe Ortsauflösung bei der Härtebestimmung erreichen. Eigenspannungen lassen sich nach der indirekten oder direkten Methode bestimmen. In beiden Fällen werden Dehnungen gemessen und aus diesen Spannungen errechnet. Die indirekte Methode, auch Rückfederungsmethode genannt, trennt kleine Teile oder Schichten vom spannungsbehafteten Probekörper ab und misst die Verformung des Restkörpers durch Dehnungsmessstreifen oder über optische Interferenz (Abb.€16.7) [TÖN65]. Mit Algorithmen der Elastomechanik wird dann auf die Oberflächenkräfte bzw. Spannungen zurückgerechnet, die in dem abgetrennten Teil oder in der Schicht geherrscht haben müssen und deren Freisetzung die gemessene Verformung des Restkörpers verursacht hat. Wegen des „Umwegs“ über

372

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften Signalverarbeitung

Regelung Strömungsgeschwindigk.des Elektrolyten

Elektrolyttemperatur

Abtragsstrom –

Auswertung D

ε

εa, εb, εc

A

+

ε1, ε2, α

DMS

σ1, σ2, α

Probe Heizung/ Kühlung

Pumpe

Elektrolyt

Kathode

Abb.€16.7↜渀 Indirekte Spannungsanalyse nach dem Rückfederungsverfahren

die Rückfederung des Restkörpers wird das Verfahren als indirekte Methode bezeichnet. Es können nur Eigenspannungen mit makroskopischer Verteilung (Eigenspannungen 1.€Art) ermittelt werden. Bei der direkten Methode wird unmittelbar die durch Eigenspannungen verursachte Gitterdehnung in den Kristalliten eines Werkstoffs bestimmt. Dazu kann Röntgenstrahlung genutzt werden. Andere Verfahren verwenden elektromagnetische Effekte oder Ultraschall. Das Röntgenverfahren setzt ein Diffraktometer ein, mit dem die Intensitätsverteilung des gebeugten Strahls aufgenommen wird (Abb.€16.8).

Beugung

Intensitätsprofile einfallender Röntgenstrahl θ0

150 cps

α-Ti {101}

θ0

d0 sin θ0

0 30

θB ∆θ θ0

α-Ti {103} α-Ti {103}

25

α-Ti {203} α-Ti {114}

60

90

120 Grad 150

Beugungswinkel 2θB

Abb.€16.8↜渀 Röntgenbeugung

unverspanntes Gitter

d0

75 50

reflektierte, interferierende Röntgenstrahlen

θ0

Material : TiAl6V4 Strahlung : CuKα

100 Intensität

λ

F

d0 sin θ0 verspanntes Gitter θB

F

dhkl dhkl sin θB

dhkl sin θB

Bragg: n λ = 2dhkl sin θB

16.2 Randzoneneigenschaften

373 ε3,σ3 = 0

Gitterdehnungen lageabhängiger Netzebenen

Koordinatensystem

ψ

εϕ,ψ,σϕ,ψ ε2,σ2

ϕ

D0 : Netzebenenabstand ψ des unverspannten Gitters

ε1,σ1

Ebener Spannungszustand : D-D0 = 1 s2 σϕ sin2 ψ + s1(σ1+σ2) εϕ, ψ = 2 D0

D0 D0

D0

Spannungsfreier Vielkristall

σ

Dmax

elastische Konstanten

Dehnungsverteilung

Dψ Dmin

ϕ = const.

εϕ,ψ

ψ

εϕ,σϕ

σ

1 2 s2 σϕ

s1(σ1+σ2)

Vielkristall unter Zugspannung

sin2 ψ

Abb. 16.9╇ Prinzipdarstellung der röntgenographischen Spannungsanalyse

Um Spannungen in der interessierenden Richtung parallel zur Probenoberfläche bestimmen zu können, müssen die Gitterdehnungen in Abhängigkeit vom Neigungswinkel€ψ der Gitterebenen zur Oberflächennormalen ermittelt werden (Abb.€16.9). Aus einer röntgenographischen Elastizitätskonstanten ½s2 (REK) (½s2€=€(1€+€ν)/E; mit ν€=€Querkontraktionszahl, E€=€Elastizitätsmodul), die materialabhängig ist, und der Steigung einer vermittelnden Geraden ε(↜φ,ψ) über sin2ψ ergibt sich die Spannung in Richtung φ zu 

σϕ =

1 1/2s 2

·

dε d(sin2 ψ)

(16.8)

Bei den nicht zerstörungsfrei arbeitenden Verfahren zur Eigenspannungsbestimmung nimmt die Bohrlochmethode einen führenden Platz ein. Anwender sprechen hierbei oft von einem „teilzerstörenden“ Verfahren, da die relativ kleine Bohrung die Eigenschaften mancher Bauteile nicht negativ beeinflussen soll. Fakt ist jedoch, dass das Verfahren nicht zerstörungsfrei arbeitet. Die Bohrlochmethode wird seit den 1930er Jahren angewendet [MAT33]. Das Prinzip dieses Verfahrens beruht auf der Messung von eigenspannungsbedingten Verformungen in der Umgebung eines eingebrachten Sacklochs. Es handelt sich damit um ein indirektes Messverfahren. Üblicherweise erfolgt die Messung der Verformungen mithilfe eigens für dieses Verfahren entwickelter Dehnungsmessstreifen. Diese auch DMS-Rosetten genannten Messstreifen bestehen aus drei um 45° zueinander verdrehten, radial zur Bohrung angeordneten Dehnungsmessstreifen, die zentrisch zum so genannten Bohrkreis angeordnet sind. Beim schrittweisen Einbringen der Bohrung stellt sich nach jedem Schritt ein neues Eigenspannungsgleichgewicht ein, so dass es bei Anwendung geeigneter Aus-

374

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

werteverfahren möglich ist, Eigenspannungstiefenverläufe zu bestimmen. Da beim Bohren nach Möglichkeit keine neuen Eigenspannungen in das Werkstück eingebracht werden sollen, außerdem das Bohrloch ideal zylindrische Form haben soll, wurden unterschiedliche Verfahren zum Erzeugen von Sacklöchern untersucht. Das als am besten geeignete und daher heute am weitesten verbreitete Bohrverfahren ist die so genannte High-Speed-Drilling-Technik. Hierbei erfolgt der Materialabtrag durch einen Hartmetallstirnfräser, der über eine Druckluftturbine mit bis zu 300.000 Umdrehungen pro Minute angetrieben wird. Dies soll zu einer vernachlässigbaren Einbringung neuer Eigenspannungen durch den Bohrvorgang führen [SCH96]. Die Textur ist eine Eigenschaft polykristalliner Stoffe und damit der meisten metallischen Werkstoffe, vieler Kunststoffe, keramischer Werkstoffe und der Gesteine. Die Textur (kristallographische Textur) beschreibt die Anordnung der einzelnen Kristallite zueinander und zu einem Werkstückkoordinatensystem, welches sich meistens an der Oberfläche oder einer ausgezeichneten Richtung des Werkstücks orientiert. Beim Vorliegen regelloser Texturen verhalten sich die Werkstoffeigenschaften quasi-isotrop, während geregelte Texturen ein anisotropes Werkstoffverhalten zur Folge haben. In Abb.€16.10 ist im oberen Teil schematisch eine regellose Textur, im unteren Teil eine geregelte Textur mit einer Vorzugsrichtung dargestellt. Solche Vorzugsrichtungen werden als Orientierungen g oder Texturkomponenten bezeichnet, und sie werden mit den Indizes (hkl)[uvw] beschrieben. (hkl) bezeichnet dabei die kristallographische Fläche, die parallel zur Probenoberfläche ausgerichtet ist, [uvw] die kristallographische Richtung, die parallel zu einer ausgezeichneten Richtung, wie z.€B. der Walzrichtung bei Blechen, ausgerichtet ist. Beim Außenlängsdrehen von Stahl wurden gewisse Analogien zu einer Walztextur festgestellt [PLÖ02].

regellose Textur quasi-isotropes Materialverhalten

z y x

Querrichtung

Walzrichtung

ausgeprägte Textur anisotropes Materialverhalten

Abb.€16.10↜渀 Schematische Darstellung von regelloser (oben) und Würfeltextur (unten) [BUN69]

16.2 Randzoneneigenschaften

375

Die Bestimmung von Texturen erfolgt in der Regel durch Beugungsexperimente mithilfe von Elektronen-, Neutronen- oder Röntgenstrahlen. An niedrig indizierten Beugungsreflexen werden Intensitätsmessungen bei unterschiedlichen Azimut- und Poldistanzwinkeln durchgeführt. Die gemessenen Intensitäten werden anschließend durch eine stereographische Projektion in die Äquatorebene projiziert, wo sie beim Vorliegen einer geregelten Textur bestimmte Intensitätsmuster zeigen. Diese Art der Abbildung wird Polfigur genannt. Aus den gemessenen Polfiguren kann durch umfangreiche Rechenoperationen die Orientierungsverteilungsfunktion OVF (auch ODF, Orientation Distribution Function) bestimmt werden. Eine weitere Möglichkeit zum Bestimmen kristallographischer Texturen ist die Auswertung der Information aus Beugungsexperimenten mit rückgestreuten Elektronen (EBSD). Im Vergleich zur röntgenographischen Texturbestimmung handelt es sich hierbei um eine relativ neue Technik. Ein Vorteil der Elektronenbeugungsexperimente gegenüber der Röntgendiffraktometrie liegt in der hohen lokalen Auflösung. Risse lassen sich mit unterschiedlichen Verfahren nachweisen, von denen die wichtigsten im Folgenden kurz vorgestellt werden. Die Nachweismöglichkeit ist für jedes Verfahren beschränkt. Lage, Geometrie und Orientierung der Risse müssen bei der Wahl des geeigneten Verfahrens berücksichtigt werden. Die Farbeindringprüfung ist, wie die licht- und rasterelektronenmikroskopischen Verfahren, auf solche Risse beschränkt, die eine Verbindung zur Oberfläche besitzen. Das Verfahren basiert auf der Kapillarwirkung gegenüber Flüssigkeiten. Die in die Risse eingedrungene farbige oder mit fluorezierenden Stoffen versehene Flüssigkeit wird durch ein Kontrastmittel beschleunigt wieder herausgezogen und macht auf diese Weise die Risse sichtbar. Die Rissprüfung mit dem Magnetpulververfahren ist ausschließlich bei ferromagnetischen Werkstücken anwendbar, denn es muss eine Magnetisierung des Prüflings stattfinden. Die Basis dieses Verfahrens bildet die magnetische Streuflussmessung. Das Werkstück wird so magnetisiert, dass die magnetischen Feldlinien parallel zur Oberfläche verlaufen. An einem magnetisch schlecht leitenden Bereich, z.€B. einem Riss, teilen sich die Feldlinien auf in jene, die in das Material hinein abgeleitet werden, sowie jene, die die Materialtrennung durchströmen und schließlich solche, die aus der Oberfläche herausgedrängt werden und die Fehlstelle an der Luft überbrücken. Letztere werden als magnetischer Streufluss bezeichnet [BRI91]. An dieser Stelle lagern sich verstärkt Partikel magnetischen Pulvers an, welches zur Detektion von Rissen auf den Prüfling aufgebracht wird [TÖN87] (Abb.€16.11). Die zur Werkstückprüfung eingesetzten Ultraschallverfahren basieren auf Wechselwirkungen des Werkstoffs mit eingestrahlten akustischen Wellen [BRI91]. Es wurden verschiedene Prüfverfahren entwickelt, von denen das Impuls-Echo-Verfahren das wichtigste ist [SCH92]. Mit ihm lassen sich Risse auch tief unter der Oberfläche nachweisen. Für die Untersuchung von Metallen wird überwiegend mit Prüffrequenzen zwischen 0,5 und 10€MHz gearbeitet, da sich solche höheren Frequenzen leichter bündeln und richten lassen und mit ihnen kleinere Fehler besser detektiert werden können. Das Impuls-Echo-Verfahren nutzt die Reflexion der Schallwellen an Grenzflächen, wie sie beispielsweise bei Rissen vorliegen.

376 Abb.€16.11↜渀 Magnetpulververfahren zur Rissprüfung, a Rissorientierung, b Risslage [BRI91]

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

eintretende magnetische Feldlinien

Anzeige möglich wird angezeigt

austretende magnetische Feldlinien

keine Anzeige

a

wird sicher angezeigt

magnetischer Streufluss

b

Oberflächenriss

Riss unter der Oberfläche

Auch Wirbelstromverfahren werden eingesetzt zur Fehlerdetektion (Risse, Lunker, Poren). Eine von hochfrequentem Wechselstrom durchflossene Spule erzeugt im elektrisch leitenden Prüfgegenstand Wirbelströme. Durch Fehler im Werkstück verändert sich die Wirbelstromverteilung und damit das Magnetfeld der Wirbelströme, welches sich dem erzeugenden Spulenfeld überlagert. Das resultierende Magnetfeld wird gemessen, es enthält Information über Werkstofffehler [ROO05]. Seit einigen Jahren werden erfolgreich induktions- und konduktionsthermographische Verfahren eingesetzt, die in der Lage sind, auch verdeckte Risse aufzuzeugen. Über eine elektromagnetische Anregung wird das Bauteil gezielt erwärmt. Störungen der elektrischen Leitfähigkeit, wie sie durch Risse hervorgerufen werden, verändern das Wärmebild lokal. Dieser Zustand wird durch eine hochauflösende Thermographiekamera dokumentiert [VRA08, KRE05].

16.2.2  Wirkung spanender Verfahren Randzonenbeeinflussungen können mechanische oder thermische Ursachen haben, häufig eine Kombination von beiden. Mechanische Einwirkungen ergeben sich durch Eindringen eines oder mehrerer Schneidkeile und die damit verbundenen plastischen Verformungen in den Randzonen des Werkstücks. Wie in Kap.€ 2 für das Spanen mit geometrisch bestimmter Schneide erläutert wurde, dringen die Verformungsvorlaufzone und die sekundäre Scherzone vor der Freifläche in die Zonen unterhalb der neu entstehenden Oberfläche eines Bauteils ein und führen dort zu bleibenden Formänderungen. Durchaus ähnliche Vorgänge treten beim Schleifen auf (Kap.€ 13), lediglich die Dimensionen der mechanisch beeinflussten Bereiche sind geringer.

16.2 Randzoneneigenschaften

377

40 µm

Werkstoff Bearbeitung

Werkzeug

: X 10 Cr Ni Nb 18 9 : Flachschleifen vc = 35 m/s Q'w = 6 mm3/mm·s : A46 J 7 V

Abb.€16.12↜渀 Gefüge nach der Schleifbearbeitung

Die plastischen Verformungen der Randzonen entstehen im Wesentlichen durch Schubverformung als Folge der dem Schneidkeil vorlaufenden Scherung und der Reibung zwischen der Freifläche und dem Werkstoff. Diese Formänderungen können bei kristallin aufgebauten Werkstoffen deutlich an den Kornverformungen erkannt werden (Abb.€16.12). Die Änderungen von Kornform und –orientierung können auch durch Messen von Polfiguren zur Texturbestimmung sichtbar gemacht werden. Beim Außenlängsdrehen von C45E konnte gezeigt werden, dass sich durch die spanende Bearbeitung eine der Walztextur ähnliche aber zur Oberfläche verkippte Orientierung der Kristallite einstellt [PLÖ02] (Abb.€16.13). Mit dem Linienverfahren lassen sich die Verformungen quantitativ erfassen (Abb.€16.14). Die Einwirktiefe liegt bei 40€μm bis 80€μm. Die Verformung ist richtungsabhängig und wird durch die Schnittrichtung bestimmt. Der Werkstoff wird als Folge der mechanischen Einwirkung stark gestreckt. Mit der plastischen Verformung geht auch eine Kaltverfestigung einher. Diese bewirkt einen Härteanstieg allein als Folge mechanischer Einwirkung. Da beim Spanen in aller Regel mechanische und thermische Einflüsse gleichzeitig wirken, lässt sich diese Kaltverfestigung hier nicht isoliert nachweisen. Anders ist das beim

378

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

Verfahren: Außenlängsdrehen Material: C45E ap = 0,5 mm vc = 150 m/min Ver

form

ung

Schneidstoff: Mischkeramik Schneidengeometric:

Dru

ck

20°

α 6° ε 90°

Polfigur Fe 110

γ λ –6° –6° rε κ 45° 1,2 mm

Fase: T02020 Kühlschmierung: ohne Strahlung: Cr Kα Polfigur: 110

vor und nach spanender Bearbeitung

Abb.€16.13↜渀 Änderung der Textur durch spanende Bearbeitung

100 µm

Werkstoff : C45 : Hartmetall, κ = 53°, rε = 0,8 mm Werkzeug Drehbedingungen : γ = –16°, λ = 5°, vc = 90 m/min f = 0,36 mm, ae = 1,0 mm

Verformungsgrad [-]

1,0 Drehen

0,8 0,6 0,4 0,2 0

0

50

150

250

µm

350

Eindringtiefe

Abb.€16.14↜渀 Verformung der Randschicht durch Drehen (Linienverfahren)

Druckwasserstrahlen. Der in Abb.€ 16.15 dargestellte Härteanstieg an einem einsatzgehärteten Werkstoff bestehend aus den Gefügebestandteilen Martensit und Restaustenit ist daher allein auf die mechanische Wirkung zurückzuführen. Hier tritt keine nennenswerte Erwärmung neben der mechanischen Einwirkung auf. Ein

16.2 Randzoneneigenschaften

379

850 HV1

Werkstoff : 16 MnCr 5 E

wassergestrahlt

800

Härte

750 Ausgangszustand

700

D ps

vf

650

α

D

αs

s a b

600

0

Strahlparameter Strahldruck ps : 1000 bar ts : 15 s Einwirkzeit Strahlabstand s : 45 mm Düse αD : 20° D : 1,5 mm

Einwirkzeit : ts = a / vf 0

20

40

µm

60

Abstand von der Oberfläche

Abb.€16.15↜渀 Härteanstieg in der Randzone durch das Wasserstrahlen

Härteanstieg infolge Kaltverfestigung und spannungsinduzierter Umwandlung des Restaustenits in Martensit in der Randzone wurde nachgewiesen [TÖN95]. Durch die Randzonenverformung werden Eigenspannungsquellen [TÖN65] in den oberflächennahen Schichten eines Bauteils induziert, die aus Gleichgewichtsgründen Eigenspannungen im gesamten Bauteil erzeugen. In der Oberfläche selbst kann nur ein zweiachsiger Spannungszustand auftreten. Normal- und Schubspannungen normal zur Oberfläche müssen verschwinden. Die Hauptspannungsrichtungen sind von der Schnittrichtung abhängig. Beim Umfangsschleifen müssen sie aus Symmetriegründen mit der Schleifrichtung übereinstimmen. Gleiches gilt auch für das orthogonale oder quasiorthogonale Spanen. Im Allgemeinen fallen jedoch die Hauptspannungsrichtungen nicht mit der Schnittrichtung zusammen. Durch mechanische Einwirkung kommt es zu Druckeigenspannungen in Schnittrichtung als Folge der plastischen Dehnungen in den oberflächennahen Schichten. Abbildung€ 16.16 zeigt ein Modell für den Entstehungsmechanismus. Eingezeichnet sind schematisch der Verlauf der elastischen und plastischen Dehnungen und der Spannungen in Schnittrichtung. Mit dem Vordringen des Schneidkeils kommt es zunächst zu elastischen, dann plastischen Stauchungen. Unmittelbar hinter dem Werkzeugkontakt entstehen elastische und plastische Dehnungen, die teilweise zurückfedern. Der Spannungsverlauf zeigt zunächst Druck- dann Zugspannungen unter Last. Sie steigen an bis zur Fließgrenze. Nach Entlastung bleiben Druckeigenspannungen zurück. Die bleibend gedehnten Schichten sind gleichsam zu lang und müssen durch die Eigenspannungen gestaucht werden, um den Körperzusammenhalt zu bilden.

380

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

Abb.€16.16↜渀 Eigenspannungsentstehung durch mechanische Einwirkung

Schneidkeil

+

Dehnung bleibende Dehnung

0 – Spannung

+

Fließgrenze

0 Eigenspannung –

Fließgrenze

Thermische Einwirkungen folgen aus der Leistungsumsetzung in Wärme (Kap.€5). Die Werkstückrandzonen werden kurzzeitig hoch erhitzt. Durch Selbstabschreckung des Werkstoffs und durch Wärmeentzug über Kühlschmierstoff tritt danach eine rasche Abkühlung ein. Mit diesem Temperaturverlauf können Gefügeänderungen, Härteerhöhungen durch Sekundärabschreckung und auch Anlasseffekte, d.€h. Härteminderungen verbunden sein. Abbildung€16.17 zeigt einen Härteverlauf eines durch Schleifen bearbeiteten Wälzlagerstahles 100Cr6. Man erkennt die beeinflusste Zone. Am Härteverlauf wird auch die Neuhärtungszone deutlich.

Werkstoff : 100 Cr 6 Härte : 62 HRC Flachschleifen : A46 J 8V35 vc : 30 m/s vft : 400 mm/s ae : 7,5 µm

Härte HV 0,05, HK 0,05

1100

900

700 Schrägabtrag, HV 0,05

500 0

Abb.€16.17↜渀 Härteveränderungen durch Schleifen

Querschliff, HK 0,05

0

10

20 Tiefe z

30

40 µm 50

16.2 Randzoneneigenschaften

381

Die Härteverläufe, wie sie in Abb.€16.17 dargestellt sind, wurden nach zwei verschiedenen Analyseverfahren aufgenommen: einmal nach dem vorn erläuterten Böschungsverfahren (mit Schrägabtrag gekennzeichnet) und einmal durch Härteeindrücke auf einer Fläche normal zur durch Schleifen bearbeiteten Oberfläche (mit Querschliff gekennzeichnet). Nach dem Böschungsverfahren kann bis in die Oberfläche hinein gemessen werden. Durch die thermische Wirkung des Spanens entstehen ebenfalls typische Eigenspannungen. Mit der Temperaturerhöhung dehnen sich die Randschichten. Es entstehen thermische Druckspannungen, unter deren Wirkung sich die Randschichten bei herabgesetzter Fließgrenze plastisch verformen. Sie werden gestaucht. Nach Abkühlung auf Raumtemperatur sind die verkürzten Randschichten gleichsam zu kurz und müssen durch Zugeigenspannungen gelängt werden, um in den Körperzusammenhang zu passen (Abb.€16.18). Dieser Effekt des thermischen Fließens kann von einem entgegengesetzten Vorgang überlagert werden, wenn Werkstoffe mit niedrigen Umwandlungstemperaturen und einer Volumenvergößerung beim Übergang von hohen zu niedrigen Temperaturen bearbeitet werden. Kohlenstoffstahl mit 12€% Nickel wandelt z.€B. vom Austenit zum Ferrit (A3-Punkt) bei 330€°C um. Als Folge der raschen Selbstabschreckung entstehen Druckeigenspannungen, die als Umwandlungseigenspannungen bezeichnet werden.

Schneidkeil

Temperatur

Dehnung

Spannung

Fließgrenze Eigenspannung

Abb.€16.18↜渀 Eigenspannungsentstehung durch thermisches Fließen

Fließgrenze

382

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

σ⊥ σII

800

Korund A 46 Jot 8 V 35

Spannung σ

MPa

0

–400

–800

CBN B 64 V 180

σ⊥ σII

0

40

Werkstoff: 100Cr6, 62 HRC Planschleifen: vc = 30 m/s vft = 400 mm/s ae = 7 µm 80

120

µm

200

Abstand zur Oberfläche

Abb.€16.19↜渀 Eigenspannungen und Schleifstoff

Da beim Spanen mechanische und thermische Einflüsse gleichzeitig wirken, überlagern sie sich in hochgradig nichtlinearer Weise. Eine einfache Superposition ist unzulässig. Dennoch kann eine formale Überlagerung Hinweise auf die thermischen und mechanischen Verhältnisse in der Spanbildungszone geben. Abbildung€16.19 zeigt Eigenspannungsverläufe in Bauteilen, die durch Planschleifen mit Korund- und CBN-Scheiben bearbeitet wurden. Die starken Abweichungen sind auf den unterschiedlichen Wärmeeintrag zurückzuführen, auf den in Kap.€13 eingegangen wurde. CBN ist wegen seiner hohen Wärmeleitfähigkeit in der Lage, wesentliche Teile der in Wärme umgesetzten Energie über die Schleifscheibe abzuführen; wogegen beim Schleifen mit Al2O3, das eine vielfach geringere Wärmeleitfähigkeit besitzt als CBN, erheblich größere Teile der umgesetzten Energie in das Bauteil eintreten und höhere Temperaturen erzeugen (vgl. Kap.€13). Aus Abb.€16.20 wird deutlich, dass das Niveau der oberflächennahen Eigenspannungen stark vom Zeitspanvolumen (Volumenrate) und damit von der insgesamt zugeführten Schleifleistung abhängt. Bei Schlichtbedingungen entstehen Druckeigenspannungen oder nur geringe Zugeigenspannungen. Bei hohem Zeitspanvolumen nimmt das Zugspannungsniveau zu, bis es zu Überhitzungen der Bauteiloberfläche kommt, wo Risse oder Gefügeumwandlungen und dadurch wieder geringere Spannungen auftreten. Durch Spanen mit geometrisch bestimmten Schneiden entstehen in der Regel unsymmetrische Eigenspannungszustände, das heißt, die Hauptspannungsrichtungen entsprechen nicht mehr den Bewegungsrichtungen des Spanens. Eigenspannungen, die beispielsweise durch einen Härteprozess erzeugt wurden, werden durch einen spanenden Bearbeitungsprozess, wie z.€B. Fräsen, dominant überdeckt.

16.2 Randzoneneigenschaften

383

600 Schleifen von Einsatzstahl mit Korundschleifscheibe vc = 30–45 m/s ds = 600 mm q = 80 V′W = 100 mm3/mm KSS: Emulsion 3,5 % Durchflussmenge: 800 l/h Werkstück: 16MnCr5 einsatzgehärtet dw = 50 mm

Eigenspannung σII

MPa

200

0 vc = 30; 38; 45 m/s –200

1

mm3/mm s 2 4 bez. Zeitspanvolumen Q′W

8

Abb.€16.20↜渀 Eigenspannungen in Abhängigkeit von Schnittgeschwindigkeit und bezogenem Zeitspanvolumen beim Schleifen

0

Eigenspannungen σII

MPa

f = 0,25 mm f = 0,1 mm neue Schneide

–400 Werkstoff Härte Schneidstoff Schnittgeschw. Schnittiefe

–600

: 16MnCrS5 : 60 HRC : Al2O3 /TiC-Keramik : vc = 63 m/min : ap = 0,5 mm

Schneidengeometrie α λ γ ε κeff rε –6° 6° –6° 90° 26° 1,2 mm

–800

0

100

µm

Fase 0,2 × 20°

300

Abstand von der Werkstückoberfläche

Abb.€16.21↜渀 Eigenspannungstiefenverlauf nach dem Drehen

Abbildung€ 16.21 zeigt Eigenspannungen in durch Drehen bearbeiteten gehärteten Werkstücken aus Einsatzstahl 16MnCr5. Nach der Bearbeitung mit neuen Schneiden liegen an der Oberfläche des Werkstücks geringe Druckeigenspannungen vor. Darunter bildet sich ein Druckspannungsmaximum aus. Mit größerem Vor-

384

16 Oberflächen- und Randzoneneigenschaften

schub und den damit verbundenen größeren mechanischen Belastungen nehmen die Druckeigenspannungen erheblich zu, und das Maximum verschiebt sich in größere Tiefen.

Fragen ╇ 1. Erläutern Sie die wichtigsten Rauheitsmaße nach DIN€EN€ISO€4287 ╇ 2. Warum ist Ra dem Wert nach geringer als Rz? ╇ 3. Welche Oberflächenkenngröße berücksichtigt „horizontale“ Merkmale? ╇ 4. Worin liegen die Grenzen beim Breitschlichtdrehen? ╇ 5. Geben Sie den Zusammenhang von theoretischer Rautiefe und Vorschub beim Drehen an. ╇ 6. Welche physikalischen Randzonenveränderungen sind Ihnen bekannt? ╇ 7. Wie lassen sich die Randzonenveränderungen messen? ╇ 8. Wo sehen Sie Beschränkungen der direkten und indirekten Verfahren zur Eigenspannungsmessung? ╇ 9. Wozu dient das sin2ψ-Verfahren? 10. Geben Sie Modelle für die Entstehung von Eigenspannungen an (Fallunterscheidung).

Literatur [BAU34] Bauer, M. H.: Messen der Oberflächengüte. Maschinenbau – Der Betrieb 13 (1934) 3-4, S. 81-83 [BRA61] Brammertz, P.-H.: Die Entstehung der Oberflächenrauheit beim Feindrehen. Industrie Anzeiger 83 (1961) 2, S. 25-32 [BRE] Breidenstein, B.: Oberflächen und Randzonen hoch belasteter Bauteile. Habilitationsschrift Leibniz Universität Hannover, (liegt der Fakultät vor) [BRI91] Brinksmeier, E.: Prozess- und Werkstückqualität in der Feinbearbeitung. Habilitationsschrift Universität Hannover 1991 [BUN69] Bunge, H. J.: Mathematische Methoden der Texturanalyse. Akademie-Verlag Berlin 1969 [DIN 4760] DIN 4760: Gestaltabweichungen; Begriffe, Ordnungssystem 1982 [DIN 4764] DIN 4764: Oberflächen an Teilen für Maschinenbau und Feinwerktechnik 1982 [DIN 4768] DIN 4768: Ermittlung der Rauheitskenngrößen Ra, Rz, Rmax mit elektrischen Tastschnittgeräten; Begriffe, Messbedingungen 1990 [KRE05] Kreissig, U.: Rissprüfung – in einer Sekunde zum Ergebnis. Report MTU Aero Engines, Sommer/Herbst (2005) S. 24-25 [MAT33] Mathar, J.: Ermittlung von Eigenspannungen durch Messung von Bohrloch-Verformungen. Archiv für Eisenhüttenwesen (1933) 6, S. 277-281 [NED75] Nedeß, Chr.: Breitschlichtdrehen. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover, München: Technischer Verlag Resch 1975 [PAU08] Paucksch, E.; Holsten, S.; Linß, M.; Tikal, F.: Zerspantechnik – Prozesse, Werkzeuge, Technologien. 12. Auflage, Vieweg und Teubner Verlag, GWV Fachverlage Wiesbaden 2008

Literatur

385

[PLÖ02] Plöger, J. M.: Randzonenbeeinflussung beim Hochgeschwindigkeitsdrehen. Dr.-Ing. Diss. Universität Hannover 2002 [ROO05] Roos, E.; Maile, K.: Werkstoffkunde für Ingenieure. 2. Auflage, Springer Verlag, Berlin, Heidelberg 2005 [SCH92] Schlengermann, U.: Ultraschall-Werkstoffprüfung – Das Krautkrämer Taschenbuch. Vulkan-Verlag, Essen 1992 [SCH96] Schwarz, T.: Beitrag zur Eigenspannungsermittlung an isotropen, anisotropen sowie inhomogenen, schichtweise aufgebauten Werkstoffen mittels Bohrlochmethode und Ringkernverfahren. Dr.-Ing. Diss. Universität Stuttgart 1996 [TÖN65] Tönshoff, H. K.: Eigenspannungen und plastische Verformungen im Werkstück durch spanende Bearbeitung. Dr.-Ing. Diss. Univ. Hannover 1965 [TÖN80] Tönshoff, H. K.; Brinksmeier, E.: Determination of mechanical and thermal influences on machined surfaces by microhardness and Residual Stress Analysis. Annals of the CIRP 29 (1980) 2, p.519-530 [TÖN87] Tönshoff, H. K.; Brinksmeier, E.; Hetz, F.: Detection of microcracks. Annals of the CIRP 36 (1987) 2, p. 545-552 [TÖN95] Tönshoff, H. K.; Wobker, H.-G.; Kroos, F.: Improving surface integrity of finished surfaces of case hardened steel by water peening. Int. Symp. for Electromachining, I SEM-XI, April 17.-20.1995, CH-Lausanne [TÖN05] Tönshöff, H. K., Denkena, B.; Ben Amor, R.; Ostendorf, A.; Stein, J.; Hollmann, C.; Kuhlmann, A.: Spanbildung und Temperaturen beim Spanen mit hohen Geschwindigkeiten. In: Tönshoff, H. K.; Hollmann, F. (Hrsg.): Hochgeschwindigkeitsspanen metallischer Werkstoffe. Wiley-VCH Verlag 2005 [VOL05] Volk, R.: Rauheitsmessung – Theorie und Praxis. Beuth Verlag, Berlin 2005 [VRA08] Vrana, J.: Grundlagen und Anwendungen der aktiven Thermographie mit elektromagnetischer Anregung. Dr.-Ing. Diss. Universität Saarbrücken 2008

Kapitel 17

Kühlschmierung

Werkzeuge verschleißen als Folge mechanischer, thermischer und chemischer Beanspruchungen. Durch Zuführen geeigneter Kühlschmierstoffe lassen sich diese Beanspruchungen mindern. Dies kann sich Verschleiß verringernd auswirken. Die Wärmeabfuhr aus der Spanbildungszone kann zudem den physikalischen Randzonenzustand eines Werkstücks günstig beeinflussen. Kraft- und Leistungsbedarf für den Zerspanprozess lassen sich mindern, und durch Reduktion von Reibung und Klebneigung zwischen Werkzeug und Werkstück lassen sich bessere Werkstückoberflächen erzielen [BRI04a, BRI95]. Dies sind günstige Effekte unter allen vier Kriterien des Zerspanprozesses. Andererseits verursachen Kühlschmiersysteme erhebliche Kosten, wobei zunehmend Entsorgungskosten ins Gewicht fallen. Kühlschmieren muss auch kritisch unter Arbeitsplatz- und Umweltaspekten betrachtet werden. Die richtige Wahl und Auslegung von Kühlschmierverfahren und -systemen ist daher ein erstrangiges fertigungstechnisches Problem.

17.1â•…Anforderungen Die Anforderungen an Kühlschmiersysteme lassen sich nach Haupt- und Zusatzfunktionen gliedern [BAR78, ZWI79]. Hauptfunktionen sind: • Kühlen: Wärmeabfuhr aus dem Werkzeug, dem Werkstück und der Maschine • Schmieren: Verringern der Reibung zwischen Werkzeug und Werkstoff und Minderung der erforderlichen Kräfte und Leistungen, Verringerung der Klebneigung zwischen Schneid- und Werkstoff. Die Anforderungen an die beiden Hauptfunktionen sind im großen Maß von den spanenden Bearbeitungsverfahren abhängig. Abbildung€ 17.1 gibt eine schematische Übersicht, wobei im Einzelfall weitere Kriterien wichtig sein können. Zwischen den beiden Hauptfunktionen bestehen durchaus Wechselwirkungen: Die Minderung der in Wärme umgesetzten Leistung durch gute Schmierung wirkt sich unmittelbar auf die Kühlfunktion aus, es braucht weniger Wärme abgeführt zu werden. Umgekehrt kann eine stärkere Kühlung der Spanbildungszone zu einem B. Denkena, H. K. Tönshoff, Spanen, DOI 10.1007/978-3-642-19772-7_17, ©Â€Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2011

387

388

17 Kühlschmierung

Schleifen

Schnittgeschwindigkeit

Temperatur

Reibung

erford. Schmierwirkung

erford. Kühlwirkung

Drehen Fräsen Bohren Tieflochbohren Verzahnen Honen Räumen Reiben Gewinden

Abb. 17.1↜渀 Abhängigkeit der Anforderungen vom Bearbeitungsprozess an Kühlschmierstoffe

Anstieg der Formänderungsfestigkeit des Werkstoffs und damit zur Zunahme des Kraft- und Leistungsbedarfs führen. Daneben können Kühlschmierstoffe verschiedene Zusatzfunktionen übernehmen, woraus weitere Anforderungen folgen. Zusatzfunktionen und die erforderlichen Eigenschaften sind: • Transport der Späne und Bindung von Zerspanpartikeln: Bei einigen Verfahren wie beim Bohren und Tiefbohren müssen Späne unmittelbar von der Wirkstelle wegtransportiert werden, wobei man auf flüssige Transportmedien häufig nicht verzichten kann. Auch zur Abfuhr von Spänen und Zerspanpartikeln aus dem Arbeitsraum einer Maschine werden Kühlschmierstoffe häufig verwendet. Durch Hochdruckspülen mit Drücken oberhalb von 10€ bar lassen sich Schleifscheiben reinigen. • Oberflächenschutz der Werkstücke: Durch Spanen entstehen neue Oberflächen am Werkstück, die zunächst in statu nascendi noch keine passivierenden Schutzschichten besitzen. Derartige Oberflächen sind chemisch hoch aktiv und können je nach angreifendem Medium unerwünscht reagieren. Flüssige Kühlschmierstoffe müssen dazu ausreichend basisch (pH-Wert€>€7, möglichst pH€=€8€bis€9,5) sein, um Korrosion zu vermeiden. • Humanverträglichkeit: Im Allgemeinen ist Hautkontakt des Maschinenbedieners mit dem Kühlschmierstoff unvermeidbar, selbst wenn der Arbeitsraum der Maschine gut gekapselt ist. Die Medien müssen darum hautverträglich sein. Die Alkalität soll den Wert pH€=€9,5 nicht überschreiten. Dämpfe und Gase, die aus dem Arbeitsraum entweichen, müssen auf Schädlichkeit überprüft und sicher abgesaugt werden.

17.2 Kühlschmierstoffe

389

• Schutz der Maschinenteile: Es muss gewährleistet sein, dass flüssige Kühlschmierstoffe keine Maschinenkomponenten wie Anstriche, Dichtungen, Abstreifer oder Kunststoffabdeckungen angreifen. • Alterungsbeständigkeit: Flüssige Kühlschmierstoffe sollen chemisch und physikalisch stabil sein und sich durch Umwelteinflüsse nicht verändern. Sie sollen langlebig sein. Diese Eigenschaft steht in unmittelbarer Konkurrenz zur biologischen Abbaubarkeit. • Biologische Abbaubarkeit: Die Entsorgung von kohlenwasserstoffhaltigen Kühlschmierstoffen, zudem noch mit unterschiedlichen Additivierungen, ist schwierig. Angestrebt werden daher biologisch abbaubare Medien. Dabei muss allerdings beachtet werden, dass Schmiermittel (Schmieröle oder -fette) an den Werkzeugmaschinen austreten und damit die flüssigen Medien belasten [HOW91].

17.2â•…Kühlschmierstoffe Nach dem Aggregatzustand lassen sich Medien, die kühlende, schmierende oder kombinierte Wirkungen haben, unterscheiden in: • Einphasige Medien wie Gase und Flüssigkeiten und • Zweiphasige Medien wie Festkörper-Suspensionen und Flüssigkeits-Gas-Gemische. Die größere praktische Bedeutung haben flüssige Kühlschmierstoffe. Sie lassen sich einteilen in nichtwassermischbare (Mineralöle) und wassermischbare Kühlschmierstoffe (Abb. 17.2). Die Bedeutung der Kennbuchstaben ist in der Tab. 17.1 entschlüsselt. Die DIN 51385 nimmt eine Einteilung in drei Gruppen vor, wobei sie zusätzlich die wassergemischten Kühlschmierstoffe SEW als eigene Gruppe ansieht. Diese Einteilung ist allerdings technologisch nicht sinnvoll sondern orientiert sich eher am Kühlschmierstoffhandel. Für die Praxis ist es vernünftig, die beiden Gruppen SN und SE, wie in der Abb. 17.2, zu unterscheiden.

17.2.1  Nichtwassermischbare Kühlschmierstoffe Beim Spanen kann es wegen der hohen Pressungen zwischen Werkstoff und Werkzeug nicht zu hydrodynamischer Schmierwirkung kommen. Daher werden zur Verringerung der Reibung Trennfilme genutzt. Als Grundöle für nichtwassermischbare Kühlschmierstoffe dienen vorwiegend Mineralöle. Der Einsatz von Ölen ist jedoch mit besonderem Aufwand verbunden: • Die Maschinen müssen gegen den Austritt von Öl, Ölnebel und Öldämpfen gekapselt werden

17 Kühlschmierung

390

Kühlschmierstoffe S

nichtwassermischbare Kühlschmierstoffe SN

wassermischbare Kühlschmierstoffe SE

unlegierte Mineralöle

Kühlschmieremulsionen

niedriglegierte (gefettete) Mineralöle

Kühlschmierlösungen

E.P.- legierte Mineralöle

Abb. 17.2↜渀 Kühlschmierstoffe für die Zerspanung Tab. 17.1↜渀 Bedeutung der Kennbuchstaben bei Kühlschmierstoffen [DIN 51385 und DIN 51520] KennBedeutung Definition buchstabe S Kühlschmierstoff Stoff, der beim Trennen und teilweise beim Umformen von Werkstoffen zum Kühlen und Schmieren eingesetzt wird SN Nicht-wassermischbarer Kühlschmierstoff, der für die Anwendung Kühlschmierstoff nicht mit Wasser gemischt wird SNO Ohne reibungsmindernde und/oder EP-Zusätze SNP Mit reibungsmindernden Zusätzen SNPA Mit EP-Zusätzen, chemisch inaktiv SNPB Mit EP-Zusätzen, chemisch aktiv SNPC Mit reibungsmindernden und EPZusätzen, chemisch inaktiv SNPD Mit reibungsmindernden und EPZusätzen, chemisch aktiv SE Wassermischbarer Kühlschmierstoff Kühlschmierstoff, der vor seiner Anwendung mit Wasser gemischt wird SEM Emulgierbarer Kühlschmierstoff Wassermischbarer Kühlschmierstoff, der die diskontinuierliche Phase einer Emulsion Öl-in-Wasser bilden kann SES Wasserlöslicher Kühlschmierstoff Kühlschmierstoff, der mit Wasser gemischt Lösungen ergibt SEW Wassergemischter Kühlschmierstoff Mit Wasser gemischter Kühlschmierstoff SEMW Kühlschmier-Emulsion Mit Wasser gemischter emulgierbarer Kühlschmierstoff SESW Kühlschmier-Lösung Mit Wasser gemischter wasser-löslicher Kühlschmierstoff

17.2 Kühlschmierstoffe

391

Tab. 17.2↜渀 Eigenschaften von Mineralöltypen

• Die Maschinen müssen mit einer Absauganlage zum Entfernen von Ölnebel ausgestattet werden • Werkstücke sind nach der Bearbeitung in der Regel zu entfetten Es werden grundsätzlich Mineralöle mit und ohne reibungsmindernde und/oder EP (Extreme Pressure)-Zusätze unterschieden, wobei noch differenziert wird nach chemisch aktiven und inaktiven Zusätzen (vgl. Tab.€17.1). Mineralöle weisen grundsätzlich eine hohe Schmier- und Korrosionsschutzwirkung aber eine relativ geringe Kühlwirkung auf. Die Abhängigkeit der Eigenschaften von Mineralöltypen wird in Tab.€17.2 dargestellt. Da Mineralöle keimfrei sind, kommen sie in der Regel ohne Korrosionsinhibitoren und Konservierungsstoffe aus. Nachteilig wirkt sich allerdings das Schaumverhalten aus, so dass überwiegend Schauminhibitoren zugesetzt werden. Die optimale Viskosität der Kühlschmierstoffe wird durch gegenläufige Wirkungen bestimmt: Sie soll groß genug sein, um eine gute Haftung und niedrige Ölnebelbildung zu gewährleisten, sie soll aber im Hinblick auf eine bessere Kühlwirkung gering gehalten werden, denn dünnere Öle strömen der Wirkstelle leichter zu. Bei gleicher Pumpleistung wird eine größere Ölmenge zugeführt, und das Eindringen in Kapillaren wird erleichtert. Die Lebensdauer von nichtwassermischbaren Kühlschmierstoffen ist im Allgemeinen hoch. Sie hängt stark von der Wartung der Umlaufsysteme und der Reinigung der Öle ab. Voraussetzung ist, dass kein Fremdöl z.€B. aus Schmier- und Hydraulikölkreisläufen eindringt. Da solche Lecköle völlig

17 Kühlschmierung

392 Tab. 17.3↜渀 Wärmephysikalische Werte: Öl-Wasser (40 °C , 1,013€bar)

Kinematische Viskosität [mm2/s] Dichte [g/cm3] Wärmeleitfähigkeit [W/mK] Verdampfungswärme [J/g] Spezifische Wärmekapazität [J/gK] a

Mineralöl 9,5

Wasser 0,66

0,85 0,13 200a 1,95

0,99 0,63 2250 4,2

abhängig von Destillationsfraktion

mit den Kühlschmierstoffen mischbar sind, lassen sie sich aus den Kühlschmierflüssigkeiten in den Umlaufanlagen nicht wieder entfernen. Aus diesem Grund müssen die Umlaufanlagen vor solchen Leckölen geschützt werden. In Tab.€17.3 sind wärmephysikalische Kennwerte von einem in der spanenden Fertigung verwendeten Mineralöl gegenüber Wasser dargestellt.

17.2.2  Wassermischbare Kühlschmierstoffe Wassermischbare Kühlschmierstoffe weisen wegen ihrer höheren Wärmekapazität, ihrer Wärmeleitfähigkeit und ihrer Verdampfungswärme bessere Kühlwirkungen auf als Mineralöle. Wassermischbare Kühlschmierstoffe können für fast alle Bearbeitungen an Stahl, Gusseisen und Aluminiumlegierungen eingesetzt werden. Ca. 90€% der Fertigungsanlagen werden mit wassergemischten Kühlschmierstoffen betrieben [ZWI79]. Es wird unterschieden zwischen emulgierbaren und wasserlöslichen Kühlschmierstoffen. 17.2.2.1â•…Emulgierbare Kühlschmierstoffe Diese Gruppe bezeichnet wassermischbare Kühlschmierstoffe, die die diskontinuierliche Phase einer Öl-in-Wasser-Emulsion bilden können. In Emulsionen ist eine Flüssigkeit (hier Mineralöl oder Ester als Schmierungsträger) in einer anderen (hier Wasser) dispers, d.€ h. tropfenförmig verteilt. Im thermodynamischen Sinne ist eine Kühlschmieremulsion ein metastabiles System, das schon bei schwachen Störungen in einen Zustand geringerer Energie zurückkehrt. Um also Öl in Wasser zu dispergieren, muss Energie zugeführt werden, die der Oberflächenenergie der zu bildenden Tröpfchen entspricht [GOT53]. Dies kann durch starkes Rühren geschehen, womit allerdings nur ein instabiles System erzeugt wird. Durch Zusetzen von oberflächenaktiven Stoffen (Emulgatoren) kann man stabile Emulsionen herstellen. Emulgatoren setzen die Oberflächenspannung stark herab. Sie reichern sich vorwiegend an den Grenzflächen an und bilden so gleichsam einen Film um die Öltröpfchen, womit ihr Zusammenwachsen verhindert wird. Art und Menge

17.2 Kühlschmierstoffe

393

der Emulgatoren bestimmen die Größe der Öltröpfchen. Man unterscheidet grob(geringer Emulgatorgehalt) und feindisperse Emulsionen. In der Praxis werden die Kühlschmieremulsionen zum Teil noch unzutreffend als „Bohröle“ bezeichnet. Grobdisperse Emulsionen haben eine Tröpfchengröße von ca. 9€µm, feindisperse von 5€µm und geringer. Letztere haben ein opalisierendes bis noch durchscheinendes Aussehen. Sie sind wegen ihres hohen Dispersionsgrades (kleine Tröpfchen, große Oberflächenspannung) gegenüber Werkstücken weniger benetzungsfähig als grobdisperse Emulsionen. Andererseits sind sie im Allgemeinen stabiler. Sie werden daher dort verwendet, wo lange Lebensdauern erforderlich sind. Voraussetzung für eine lange Nutzung dieses Emulsionstyps ist allerdings, dass die Kühlschmierstoffe auch bei längerer Betriebszeit durch wirkungsvolle Filteranlagen bzw. Separatoren sauber gehalten werden [ZWI73]. Feindisperse Emulsionen neigen stärker zum Schäumen als grobdisperse. Letztere können wegen der größeren Tröpfchen Luft besser und schneller abscheiden. Auch ist ihre Kühl- und Schmierwirkung stärker als die feindisperser Emulsionen [ROE95]. Die Schmierwirkung von Emulsionen wird im Wesentlichen durch den Ölanteil bestimmt. Dieser ist auch für den Korrosionsschutz der Werkstücke, der Werkzeuge und der Werkzeugmaschine entscheidend. Die Mindestkonzentration liegt daher bei 2€%. Mit steigendem Ölanteil werden Rostschutz und Schmieranteil verbessert. Bei der optimalen Einstellung des Ölgehalts muss folgendes berücksichtigt werden [ZWI79, JAC88]: • Der Ölgehalt muss hoch genug sein, um ausreichende Schmierung zu gewährleisten • Die Emulsion soll einen hohen Wasseranteil haben, um gut zu kühlen • Mit höherem Ölgehalt steigen die Kosten der Emulsion Die Lebensdauer von Kühlschmieremulsionen hängt auch von der Härte des verwendeten Wassers ab. Bei hohem Gehalt an Härtebildnern kann es zu Reaktionen mit den anionischen Emulgatoren kommen. Dabei werden die wasserlöslichen Kalzium- und Magnesiumverbindungen der Härtebildner in unlösliche Verbindungen übergeführt. Sie fallen als Kalkseifen aus. Die Folge ist eine Verarmung an Emulgatoren, und damit verbunden sind Ölabscheidungen und eine Destabilisierung der Emulsion [LIN86, GÜN84]. Emulsionen sind empfindlich gegen Befall durch Mikroorganismen, das sind z.€B. aerobe und anaerobe Bakterien und Pilze. Von ihnen sind besonders die anaeroben Bakterien störend, denn sie arbeiten unter Luftabschluss und erzeugen Schwefelwasserstoffe und damit den sogenannten „Montagmorgengeruch“. Durch Mikroorganismen werden zudem Emulgatoren abgebaut. Die Folge sind Ölabscheidungen, Absinken des pH-Werts und Nachlassen des Rostschutzes. Wirksame Mittel gegen Befall durch Mikroorganismen sind Bakterizide und Fungizide, die häufig bereits im Konzentrat enthalten sind. Zu hohe Konzentrationen können allerdings zu Hauterkrankungen führen. Während des Einsatzes kann sich, aufgrund der Ausschleppungen von Öl und Emulgatoren durch die Späne, die Konzentration und die Tröpfchengröße von

394

17 Kühlschmierung

Emulsionen verändern. Sie sollen daher laufend überwacht werden. Eine Änderung der Konzentration kann optisch über die Messung des Brechungsindex in einem Refraktometer bestimmt werden. Der Brechungsindex hängt gleichsinnig von der Dichte der Mischung und der Tröpfchengröße ab. In vielen Fällen ist aufgrund der steigenden Tröpfchengröße eine genauere Bestimmung der Konzentration mittels des Titrationsverfahrens erforderlich. Die Lebensdauer von Emulsionen kann durch Additivierung mit Bioziden, Netzmitteln und Stabilisatoren und durch gezielte Kontroll- und Pflegemaßnahmen verlängert werden [KNO86]. Die Entsorgung von Emulsionen ist aufwendig. Aus Gründen des Umweltschutzes müssen bei der Entsorgung Öl und Wasser getrennt werden. 17.2.2.2â•…Wasserlösliche Kühlschmierstoffe Kühlschmierstoffe, die mit Wasser gemischt Lösungen ergeben, werden als Kühlschmierlösungen bezeichnet. Die Inhaltsstoffe sind im Wasser gelöst oder noch feiner verteilt als bei feindispersen Emulsionen. Diese Kühlschmierstoffe sind daher im Allgemeinen stabiler. Sie enthalten nur geringe (oder keine) Mengen an Mineralöl. Ihre Vorteile liegen in der starken Spül- und Kühlwirkung sowie in der guten Stabilität und Transparenz. Wässrige Lösungen sind in der Regel Salzlösungen. Ihnen werden u.€ a. organische Korrosionsschutzmittel gegen Rostbefall der Maschinenteile und Werkstücke und Netzmittel zugesetzt, um die Benetzungsfähigkeit zu verbessern. Weiter können Kühlschmierlösungen oberflächenaktive Substanzen (EP-Additive) enthalten [BAR81]. Als organische Inhaltsstoffe werden Polymere (z.€B. auf Basis mehrwertiger Alkohole und Polyglykole), Ester und ähnliche Stoffe verwendet. Mit höherem Gehalt an diesen Stoffen werden Schmierwirkung und Druckstabilität verbessert. Wegen der synthetischen Herstellung werden diese Lösungen auch als synthetische Kühlschmierstoffe bezeichnet.

17.2.3  Additivierung von Kühlschmierstoffen Durch Zugabe von Additiven lassen sich die Eigenschaften von Kühlschmierstoffen wesentlich verändern. Additive sind synthetische Verbindungen oder deren Mischungen. Letztere erlauben als „multi purpose additives“ Eigenschaftskombinationen [VAM84, ROE95]. Zur Erhöhung der Schmierwirkung von Kühlschmierstoffen werden ihnen Zusätze zugegeben, die Adsorptions- und Reaktionsschichten ausbilden können. EPZusätze sollen unter hohen Drücken und Temperaturen das Verschweißen und Fressen verhindern. Meistens handelt es sich hierbei um Fettsäuren oder Chlor-, Schwefel- und Phosphorverbindungen, die auf Metalloberflächen Reaktionsschichten aus Metallseifen bzw. -chloriden, -sulfiden und -phosphiden bilden. Diese chemisch aktiven Stoffe bewirken bei niedrigen Temperaturen einen Anstieg des Reibwerts, da die Reaktionsschichten noch fest sind. Oberhalb einer bestimmten Tempera-

17.2 Kühlschmierstoffe

395

Metallseifen Metallchloride Metallphosphide Metallsulfide

0

200

400

600

800

°C

1000

Temperatur ϑ

Abb. 17.3↜渀 Wirkbereiche der Reaktionsprodukte von Kühlschmierstoffzusätzen

tur weichen die Schichten auf und senken dadurch den Reibwert. Die Schicht der Metallseifen bzw. -salze bricht nach Überschreiten des Schmelzpunkts zusammen [BAR81, LAN73]. In Abb.€17.3 werden die Wirkbereiche der einzelnen Reaktionsprodukte gezeigt. Die EP-Additive enthalten im Allgemeinen nicht nur ein aktives Element. Häufig werden Kombinationen von mehreren Wirkstoffen verwendet. Bei der Auswahl der Zusätze muss berücksichtigt werden, dass sich diese in ihrer Wirkung auch gegenseitig beeinflussen können. Ob und welche Zusätze verwendet werden, hängt von der Art der Beanspruchung ab. Je schwieriger die Schnittbedingungen sind, desto höher legierte Kühlschmierstoffe werden eingesetzt. Die Konzentration der EP-Additve ist kritisch. Zu geringer Gehalt mindert die trennende Wirkung, zu hoher Gehalt steigert den Verschleiß der Werkzeuge (Verschleißschmierung) [ROE95]. Durch Reagieren der Additive mit der Metalloberfläche verbrauchen sie sich. Ihre Konzentration im Basisöl nimmt ab. Chlorhaltige Additive (z.€B. Chlorparaffine) haben geringere Reaktionstemperaturen, hohe Druckbeständigkeit und sind nahezu universell einsetzbar. Sie wurden in der Vergangenheit daher häufig eingesetzt. Umweltanforderungen und damit verbundene Entsorgungsschwierigkeiten haben jedoch dazu geführt, dass inzwischen chlorhaltige Kühlschmierstoffe kaum noch angewendet werden. Gechlorte Flüssigkeiten werden als Sondermüll behandelt [HÖR87]. Inzwischen werden Kombinationen von anderen Additiven mit vergleichbarem Ergebnis eingesetzt. Öl-in-Wasser-Emulsionen werden durch Zusetzen von Emulgatoren stabilisiert. Emulgatoren setzen die Grenzflächenspannung des Wassers herab. Sie bestimmen damit die Verteilung und Größe der Öltropfen im Wasser und ihre Haltbarkeit. Die Wirkung beruht darauf, dass die Öltropfen mit einem Seifenmantel umhüllt werden (Abb.€17.4). Dadurch wird eine Stabilisierung und eine Klebwirkung (polare Orientierung) an den Wirkpartnern erreicht [ROE95]. Es wird zwischen anion- und kation-aktiven sowie nichtionogenen Emulgatoren unterschieden [ZWI79, BAR81, MÜL87].

396

17 Kühlschmierung

+

–

–

–

–

Wasser –

– –

Emulsionaufbau (schematisch)

–

–

Öl

–

– +

+

–

– –

– –

–

–

–

–

+ hydrophober Teil des Emulgators

hydrophiler Teil des Emulgators

Emulsionaufbau (mikroskopische Aufnahme)

Abb. 17.4↜渀 Aufbau einer Emulsion

Zur Verbesserung des Korrosionsschutzes der bearbeiteten Werkstücke werden Korrosionsinhibitoren eingesetzt. Sie dienen der Ausbildung von Deckschichten gegen den Durchlass von Wasser und Luft [BAR81]. Hierfür werden Aminsalze, Sulfonate und Benzotriazole verwendet. Die Schmierwirkung von Ölen wird durch eine Schaumbildung negativ beeinflusst. Zudem wird ihre Oxidation aufgrund einer intensiveren Durchmischung mit Luft gefördert. Der Schaumvorbeugung dienen Schauminhibitoren oder Antischaummittel. Dies sind höhere Fettalkohole und Siliconöle. Siliconöle sind allerdings schwer abzuwaschen, so dass sie sich störend auf die Endbehandlung der Fertigteile (z.€B. Lackieren, Emaillieren) auswirken können [ZWI79]. Haftmittel dienen der Verbesserung des Haftvermögens von Kühlschmierstoffen an Werkstücken. Sie wirken sich durch eine Erhöhung der Viskosität der Kühlschmierstoffe an der Grenzschicht zum Werkstoff positiv auf die Kühlschmierung aus [ZWI79]. Als Haftmittel werden polymere Kohlenwasserstoffe, wie Polymethacrylate und Polysubutylene, eingesetzt. Konservierungsmittel sind Biozide. Sie sollen den Kühlschmierstoff vor dem Befall von Mikroorganismen schützen. Bakterien, Pilze und Hefen können wassergemischte Kühlschmierstoffe als Nährboden nutzen und durch ihren Stoffwechsel die Inhaltsstoffe des Kühlschmierstoffs biochemisch abbauen. Dadurch wirken sie

17.3 Kühlschmierstoffeinsatz bei der Zerspanung mit geometrisch bestimmten Schneiden

397

sich nachteilig auf die Kühlschmiereigenschaften und den Hygienestatus des Kühlschmierstoffs aus (als Stoffwechselprodukte können Toxine entstehen). Als geeignete Konservierungsmittel können formaldehydabgebende Stoffe oder Quecksilberverbindungen zugesetzt werden [BAR81]. Um Hautschäden und Abwasserproblemen vorzubeugen, müssen solche Emulsionen kontinuierlich kontrolliert werden.

17.3â•…Kühlschmierstoffeinsatz bei der Zerspanung mit geometrisch bestimmten Schneiden Kühlschmierstoffe verursachen zusätzliche Kosten und können Bediener, Umwelt und Teile der Maschine belasten [SCH04]. Auf Grund der Kosten und Entsorgungsprobleme müssen KSS ökonomisch und ökologisch sinnvoll eingesetzt werden, da sie für eine Reihe von Prozessen unverzichtbar sind. In zunehmendem Maße wird an der Wiederaufbereitung verbrauchter KSS gearbeitet [ÖST03]. Die Kosten- und Umweltsituation führte zur Entwicklung der Minimalmengenschmierung (MMS), wodurch der Verbrauch an KSS reduziert werden konnte [WEI99]. Bei der MMS wird grundsätzlich unterschieden zwischen äußerer Kühlschmierstoff-Zufuhr über Sprühdüsen (Erzeugung von Aerosolen) und innerer Zufuhr über in das Werkzeug eingebrachte Kanäle [AUR06, STÄ04, LOI04]. Abbildung 17.5 zeigt die Austrittsöffnungen der Kühlkanäle bei einem Spiralbohrer. Die Minimalmengenschmierung MMS stellt gegenüber der Trockenbearbeitung einen Kompromiss zwischen Ökologie, Arbeitshygiene, Betriebswirtschaft sowie Bearbeitungsqualität, Produktivität und Effektivität dar. Da diese Schmiermittel aufgrund ihrer großen Oberfläche

Abb. 17.5↜渀 REM-Aufnahme der Austrittsöffnungen der Kühlkanäle eines Spiralbohrers, Werkzeugdurchmesser€=€8€mm

398

17 Kühlschmierung

schneller verdampfen, ist es zudem wichtig, gesundheitlich unbedenkliche Substanzen anzuwenden. Um in der Fertigung auf umweltbelastende Kühlschmierungssysteme zu verzichten, wird die Verwendung biologisch abbaubarer Schmierstoffe, wie synthetische Ester, erforscht. Bei der Verwendung von synthetischem Ester bei Außenlängsdrehprozessen führt das Fehlen von Additiven zu einer anderen Gewichtung der Verschleißmechanismen. Um dieses zu kompensieren und dennoch eine optimale Trennung der Wirkpartner im tribologischen Kontakt zu erzielen, werden neuartige PVD-Beschichtungen entwickelt. Beim Drehen der Werkstoffe X5CrNi18-10 und 42CrMo4V mit mehrlagigen Schutzschichten des Typs TiAlN/γ-Al2O3 werden Standzeitgewinne und Verbesserungen des Werkzeugverschleißbilds ermöglicht. Bei dem Werkstoff 42CrMo4V kann sogar der Verzicht auf Kühlschmierung in Frage kommen [KLO04]. Bei dem Werkstoff Inconel 718 wurden Bohrprozesse mit mehrlagigen TiAlN-Schichten, TiN/TiAlN-Schichten in Nanokompositausführung sowie TiAlN mit einer WC/C-Deckschicht der Werkzeuge durchgeführt. Gegenüber der Verwendung von Kühlschmieremulsion (6€ %) wurde mit synthetischem Ester ein signifikanter Standzeitgewinn der Werkzeuge erzielt [KLO06a]. Beim Mikrofräsen zeigen ölbasierte Kühlschmiermittel gegenüber wasserbasierten bessere Ergebnisse. Auch durch Minimalmengenschmierung kann die Spanabfuhr von der Wirkstelle sichergestellt werden. Die Viskosität des KSS muss niedrig genug sein, um die Wirkstelle zu erreichen. Sie darf jedoch nicht zu niedrig sein, damit sich ein Schmierfilm ausbilden kann. Dies zeigt, dass die Kühlschmierbedingungen für eine optimale Wirkung in Zerspanprozessen immer prozessspezifisch auszulegen sind [KLO06b]. Beim Bohren des Stahls C45E lässt sich beispielsweise trotz der Reduzierung des Kühlschmierstoffeinsatzes eine annähernd gleich bleibende Bohrungsqualität erzielen [WEI97]. Besonders bei der Minimalmengenkühlschmierung sind deutlich reduzierte Bohrmoment- und Vorschubkraftwerte möglich. Dies unterstreicht die Bedeutung des gezielten und an den Prozess angepassten Kühlschmierstoffeinsatzes. Die Verwendung von Emulsion vermindert gegenüber anderen Kühlschmierstoffkonzepten die Durchmesserabweichungen. Hinsichtlich der Rundheitsabweichungen und der Oberflächenrauheit ist die Minimalmengenkühlschmierung eine sehr gute Alternative. Die Bearbeitung von Bohrungen mit einem L/D-Verhältnis von über 2 bei reduziertem Kühlschmierstoffeinsatz ist nur mit Unterstützung der Spanabfuhr, z.€B. durch Druckluftzufuhr, möglich, da ansonsten plastische Verformungen der Bohrungswand in Folge von Wechselwirkungen mit dem Span auftreten können. Neue Erkenntnisse für die Stahlbearbeitung, die inzwischen bereits industriell angewendet werden, ergaben sich z.€B. durch die Beeinflussung der Spanform beim Drehen durch Ultrahochdruckkühlung [DAH05]. Das Mischen eines 2-Komponenten-Kühlschmierstoffs direkt an der Werkzeugmaschine wurde erfolgreich durch den Einsatz eines Kühlschmierstoffs mit Schwefel-Additiv substituiert [BAU05]. Untersuchungen bei der spanenden Bearbeitung von Edelstahl zeigten, dass eine genaue Anpassung der Bearbeitungsparameter und der Einsatz einer MMS zu besseren Bearbeitungsresultaten führen [DEV05]. Eine günstige schmierende Wir-

17.4 Kühlschmierstoffeinsatz beim Schleifen

399

kung von Silber-Nanopartikeln in einer PVD-Werkzeugbeschichtung wurde ebenso nachgewiesen [ALB07]. Methoden zum Einsatz von Feststoff-Schmiermitteln wurden erfolgreich erprobt. Beim Drehen von gehärtetem Stahl wurden Werkzeuge eingesetzt, die mittels erodierter Kavitäten in der Span- bzw. Freifläche (Durchmesser D€≈€200€µm) mit Molybdändisulfid MoS2 versehen wurden [JIA09]. Hierüber wird der Schmierstoff direkt in die Prozesszone eingebracht. Durch den Einsatz dieser Werkzeuge werden die Prozesskräfte und der Werkzeugverschleiß deutlich beeinflusst. Eine Schmierkavität an der Freifläche bewirkt geringeren Freiflächenverschleiß des Werkzeugs gegenüber der nicht präparierten Schneidkante. Eine Kavität an der Spanfläche führt zu einer signifikanten Verringerung der Prozesskräfte und des Reibkoeffizienten. Ursache hierfür ist die Ausbildung eines MoS2-Schmierfilms zwischen Werkzeug und Werkstück bzw. Span. Dieses unterstreicht, dass die gezielte Zuführung von Kühl- und Schmierstoffen eine signifikante Verbesserung des Werkzeugeinsatzverhaltens bewirken kann. Hochdruck-Kühlschmiersysteme wurden auf ihre Wirksamkeit hin analysiert [SHA09]. Bei solchen Systemen wird das Kühlschmiermedium gezielt in die Kontaktzone zwischen Werkstück und Werkzeug zugeführt, so dass ein Fluiddruck zwischen den Reibpartnern entsteht. Experimentelle Zerspanuntersuchungen beim Drehen des schwer zerspanbaren Werkstoffs TiAl6V4 zeigen, dass hierdurch eine bessere Kühl- und Schmierwirkung erzielt wird. Dies bewirkt eine signifikante Reduzierung der Aufbauschneidenbildung und des Diffusionsverschleißes des Werkzeugs sowie eine Verbesserung der Oberflächenrauheit und des Spanbruchs und letztlich eine Verlängerung der Werkzeugstandzeit. Ähnliche signifikante Effekte werden mit MMS-Schmierung bzw. Ölnebel mit Drucklufteinsatz beim Drehen erzielt. Hierbei wird die Prozesstemperatur gesenkt, wodurch wiederum die Schnittgeschwindigkeit erhöht werden kann. Dominante Einstellgrößen hierbei sind die Art der Ölnebelerzeugung sowie die Orientierung der Zuführdüsen [TAK06].

17.4â•…Kühlschmierstoffeinsatz beim Schleifen Kühlschmieren ist für das Schleifen von besonderer Bedeutung. Durch die vergleichsweise große Kontaktfläche zwischen Schleifscheibe und Werkstück wird die Kühlschmierstoffzufuhr in den Schleifspalt erschwert. Die spezifische Energie beim Schleifen – das ist die je abgespantes Volumen notwendige Energie – ist vergleichsweise hoch (vergl. Kap.€4). Das ist bedingt durch große Reibanteile und sehr geringe Spanungsdicken beim Schleifen. Die zugeführte Energie wird auch hier nahezu vollständig in Wärme umgesetzt. Im Schleifspalt entstehen hohe Temperaturen, die die Randzone des Werkstücks schädigen (Kap.€13), die erhöhten Verschleiß der Schleifwerkzeuge und die eine Zusetzung des aktiven Schleifraums bewirken können. Die Kühlschmierstoffart und – zusammensetzung sowie die Reinigung und Aufbereitung des Kühlschmierstoffs haben Einfluss auf die Kühl- und Schmier-

400

17 Kühlschmierung

wirkung in der Kontaktzone. Die Kühlschmierstoffzuführung mit Freiheitsgraden wie Düsengestaltung, Düsenposition, Größe des zugeführten Volumenstroms und Kühlschmierstoffdruck bilden die Randbedingungen dafür, ob und wie viel Kühlschmierstoff in die Kontaktzone gelangen kann. Um eine hohe Wirkung zu erzeugen, wurden unterschiedliche Düsen für verschiedene Schleifaufgaben entwickelt. In der Praxis am Weitesten verbreitet sind die Überflutungsdüsen. Hierbei wird unterschieden zwischen Freistrahldüsen und Düsen ohne Freistrahl. Bei den Freistrahldüsen gibt es starre Rohrsysteme und segmentierte Schlauchsysteme. Die Vorteile der Freistrahldüsen liegen in ihrer einfachen Installation und Handhabung. Sie sind darüber hinaus relativ preisgünstig. Nachteilig ist, dass mit diesen Düsen das Luftpolster um die Schleifscheibe herum meist nicht überwunden werden kann. Um die Benetzung der Schleifscheibe mit Kühlschmierstoff sicherzustellen, können Luftpolsterabweiser eingesetzt werden, die die Wandströmung der Luft, den sogenannten Luftmantel, abschwächen [BRÜ96]. Der Nutzen von Luftpolsterabweisern wird besonders beim Hochgeschwindigkeitsschleifen gesehen [OKU93, INA98]. Abbildung 17.6 zeigt deutlich, dass sich ein Luftmantel vor der Wirkstelle aufbaut. Der recht hohe Kühlschmierstoff-Volumenstrom erreicht meist nicht die optimale Reinigungswirkung. Hinzu kommt, dass bei Verwendung von segmentierten Schlauchsystemen die Position der Düse oft nicht reproduzierbar einzustellen ist. Vorteile bieten Düsen ohne Freistrahl, so genannte Schuhdüsen. Sie sind in der Lage, das Luftpolster zu durchbrechen. Durch ihre bessere Kühlwirkung kommt es zu geringerer Randzonenschädigung des Bauteils. Kühlschmierstoffstrom und – druck sind geringer als bei den Freistrahldüsen, die Effektivität kann durch Leitelemente noch erhöht werden. Die Installation der Schuhdüsen ist allerdings deutlich aufwändiger als die der Freistrahldüsen. Bei stark verschleißenden Schleifscheiben

vc = 33,5 m/s Abstand Schleifscheibe / Werkstück: 80 µm

Schleifscheibe

Luftpolster

Vc Kühlschmierstoff Werkstück

Abb. 17.6↜渀 Einfluss des Luftpolsters auf die Kühlschmierstoffbenetzung der Schleifscheibe [EBB00]

17.4 Kühlschmierstoffeinsatz beim Schleifen

401

oder bei komplexen Schleifscheibengeometrien sollten Schuhdüsen nicht eingesetzt werden. Wesentlich weniger Kühlschmierstoff benötigen nicht überflutende Düsen, zu denen Punkt- und Nadelstrahldüsen sowie Sprühdüsen zählen. Punkt- und Nadelstrahldüsen lassen sich individuell an das Profil der Schleifscheibe anpassen. Sie liefern dann einen gleichmäßigen gerichteten Strahl mit geringem Verlustvolumenstrom. Allerdings ist eine höhere Pumpenleistung erforderlich, und die Einrichtung ist an das Profil der Schleifscheibe gebunden. Die Sprühdüsen, die den Kühlschmierstoff fein zerstäubt der Wirkstelle zuführen, benötigen sehr wenig Kühlschmierstoff, da sie durch ein Aerosol aus Kühlschmierstoff und Luft schmieren (MMS). Probleme durch das mitrotierende Luftpolster und die geringe Spanabfuhr sind zu beachten. Sprühdüsen sind für Schleifprozesse nur bedingt einsetzbar, da die Kühlwirkung oft nicht ausreichend ist. Weitere Lösungen, wie z.€B. Innenkühlung, bei der der Kühlschmierstoff durch die Scheibe nach außen strömt, oder segmentierte Schleifscheiben, stellen bisher noch Ausnahmen dar. Die Vor- und Nachteile unterschiedlicher Kühlschmierstoff-Zufuhrdüsen sind in der Tab. 17.4 als Übersicht zusammengestellt. Der Versuch, den Kühl- und Schmierstoffbedarf durch ein Überangebot an Kühlschmierstoff vor der Eingriffszone zu decken, ist untauglich. Der maximale Volumenstrom, der durch einen Schleifspalt fließt, ist geometrisch begrenzt. Überschüssige Mengen werden von der Schleifscheibe zurückgeschleudert [MAL92]. Höhere Kühlschmierstoffvolumenströme haben weitere Nachteile. Steigende Kräfte zwischen Werkzeug und Werkstück und eine Erhöhung der notwendigen Spindelleistung sind Folgen eines gesteigerten Kühlschmierstoffangebots [BRI93, TRE95, BRÜ96]. Hier wirken sich druckaufbauende, hydrodynamische Effekte vor und in der Kontaktzone aus. In Abb.€17.7 ist die Wirkung des Kühlschmierstoffvolumenstroms auf die Normalkraft, die sich aufgrund des Flüssigkeitsdrucks Tab. 17.4↜渀 Kühlschmierstoff-Zufuhrsysteme im Vergleich

402

17 Kühlschmierung

bez. Flüssigkeitsdruckkraft F’n KSS

15

Schleifscheibe : B126 GYB 200 Kühlschmierstoff : Öl (υ = 25 mm2/s) Zustellung : ae = 0 µm

N mm

VC = 180 m/s

Schuhdüse

9

Vc

Vw

VC = 120 m/s

6

VC = 90 m/s

Fn KSS 3

0

VC = 60 m/s

0

0,5

1,0

1,5

2,0

I / (min mm)

3,0

bez. Kühlschmierstoffvolumenstrom Q’KSS

Abb. 17.7↜渀 Auswirkung des Kühlschmierstoffvolumenstroms in Abhängigkeit der Schnittgeschwindigkeit auf die Flüssigkeitsdruckkraft [TRE95]

aufbaut, für verschiedene Schnittgeschwindigkeiten beim Außenrundschleifen dargestellt. Die Kräfte wurden beim Ausfunken gemessen, d.€h. eine radiale Vorschubbewegung fand nicht statt. Es ist zu erkennen, dass unabhängig von der Schnittgeschwindigkeit stationäre Werte für die Flüssigkeitsdruckkräfte erreicht werden. Die Flüssigkeitsdruckkraft steigt mit dem Kühlschmierstoffvolumenstrom stark an. Die daraus resultierende Normalkraft addiert sich zu der vom Prozess herrührenden Kraft. Gerade beim Hochgeschwindigkeitsschleifen kann somit eine Schleifkraftreduzierung nicht erreicht werden [TRE95]. Durch diese starke Kraftwirkung können Verformungen im Werkstück auftreten und sich negative Einflüsse auf die Maßund Formgenauigkeit der geschliffenen Werkstücke zeigen. Auch die notwendige Spindelleistung wird mit erhöhtem Volumenstrom stark vergrößert. Dabei wirkt sich der Schleppeffekt von Flüssigkeit durch die Schleifscheibenrotation aus. Die dadurch bedingte Verlustleistung kann bis zu 80€% der Gesamtleistung betragen [BRI93, KLO97, TAW90] (Abb.€17.8).

17.4.1  M  ethoden zur Bestimmung der Kühlschmierstoffwirkung beim Schleifen Um die Wirkung der Kühlschmierung beim Schleifen zu analysieren, wurden von Brinksmeier und Mitarbeitern verschiedene Labormethoden entwickelt (Abb.€17.9). Dazu wird der Druck im Schleifspalt, die Menge des durch die Kontaktzone geförderten Kühlschmierstoffs und die Kühlwirkung gemessen. Die Strömung innerhalb von Kühlschmierstoffdüsen wird in geeigneter Weise sichtbar gemacht.

17.4 Kühlschmierstoffeinsatz beim Schleifen 0,6 Schleifscheibe Scheibendurchmesser

: ds = 400 mm : ae = 0 um Werkstückgeschwindigkeit : vft = 10 m/min : Mineralöl Kühlschmierstoff

kW mm bez. Verlustleistung P'v

: B151 G

Zustellung

0,4

Schleifscheibe 0,3

Vc

403 130 l/min 100 l/min 80 l/min KSS-Volumenstrom QKSS

Vft 50 l/min

0,2

Werkstück

0,1

0

30 l/min

0

20

40

60 80 100 120 140 160 Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit vc

180

m/s

220

Abb. 17.8↜渀 Einfluss der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit und des Kühlschmiermittelvolumenstroms auf die Verlustleistung [BRI93]

Zur Druckmessung wird ein Sensor in einer oder mehreren Messbohrungen im Werkstück montiert. Durch den Einsatz mehrerer Sensoren entlang der Mantellinie der Schleifscheibe lassen sich Druckprofile aufnehmen. Beim Überschleifen der Sensorreihe ist das zeitliche oder örtliche Profil erkennbar (s. Abb.€17.9, oben links). Eine Integration des Drucks über der Kontaktfläche gestattet die Bestimmung der Normalkraft, die durch den Flüssigkeitsdruck verursacht wird [HEI99]. Die rechte obere Darstellung in Abb.€17.9 zeigt den Messaufbau, mit dem Kühlschmierstoff hinter dem Schleifspalt beim Planschleifen aufgefangen werden kann. Mit einer sehr sinnreichen Methode (Abb.€ 17.9, links unten) wird die Kühlwirkung bestimmt. Mit der Schleifscheibe wird in das Werkstück eingeschliffen. Das Werkstück wird von einer konstanten Wärmequelle aufgeheizt und die Temperatur im Werkstück über Thermoelemente gemessen. Diese Thermoelemente zeigen die Kühlwirkung bei unterschiedlicher Kühlschmierstoffzufuhr an [BRI04b]. Abbildung€ 17.9, rechts unten, zeigt die Möglichkeit der Strömungsvisualisierung mit Hilfe eines Lichtschnittverfahrens. Durch eingelagerte Tracerpartikel kann die Strömungsverteilung verfolgt werden. So lassen sich Rückströmungen oder Strömungsablösungen in der Düse, die die Wirksamkeit der Kühlschmierstoffzuführung beeinträchtigen, feststellen. Auch der Grenzbereich zwischen Schleifscheibe und Düse kann so näher untersucht werden. Durch die rotierende Schleifscheibe eingebrachte Luftbläschen, die die Kühlwirkung in der Kontaktzone herabsetzen, sind so zu beobachten [HEI99].

404

17 Kühlschmierung Durchflussmessung

Druckmessung Schleifscheibe vc QKSS

vft

Werkstück

KSS-Druck

50

Kontaktzone

KSS-Auffangvorrichtung

Schleifscheibe

bar

vc

25

Drucksensor

0 0

QKSS 2

Zeit

s

Werkstück

6

KSS-Sammelbehälter

Messung der Kühlwirkung Schleifscheibe

vft = 0

vc

Stömungsvisualisierung Schuhdüse mit Leitelementen

QKSS vfr = 0

vc QKSS

Werkstück Heizplatte

Lichtschnitt Werkstück

Thermoelemente

Schleifscheibe

vc vfr

vft

Abb. 17.9↜渀 Labormethoden zur Untersuchung der Kühlschmierstoffwirkung beim Schleifen [HEI99, BRI01, BRI04b]

17.4.2  Anwendungen und Wirkungen Zum Schleifen werden üblicherweise flüssige Kühlschmierstoffe verwendet, um Randzonenschäden am Werkstück zu vermeiden (s.€ Kap.€ 13). Es werden Mineralöle, Emulsionen und Lösungen eingesetzt. Sie unterscheiden sich in ihrer Wirkung erheblich. In Abb.€17.10 ist der Einfluss von unlegiertem Mineralöl und von 240

12

Verfahren : Außenrundeinstechschleifen

µm

µm 8

160

6

120 Ra Emulsion 80

4 ∆rs Öl 2 0

Ra Öl

0

40

0 4000 8000 12000 mm3/mm 20000 bez. Zerspanvolumen V'w

Radialverschleiß ∆rs

gemittelte Rautiefe Ra

∆rs Emulsion

Schleifscheibe: B64 VSS 2804 GA V360 ds = 50 mm vc = 60 m/s Werkstück : 100Cr6, 62 HRC dw = 60 mm vft = 1 m/s Abrichten : Topfscheibe D 301 aed = 2 µm; Ud = 25 qd = –0,7 Kühlung : Emulsion 5 % EP-Zusätze Mineralöl unlegiert QKSS = 45 l/min

Abb. 17.10↜渀 Einfluss der Kühlschmierstoffarten auf den Schleifprozess [HEU92]

17.4 Kühlschmierstoffeinsatz beim Schleifen

405

5€ % iger Emulsion auf den Radialverschleiß beim Außenrundquerschleifen wiedergegeben. Die Untersuchungen wurden mit CBN-Schleifscheiben durchgeführt. Ähnliche Ergebnisse zeigen sich auch mit Korundschleifscheiben. Die Annahme, CBN-Schleifmittel verschlissen aufgrund hydrolytischer Vorgänge, erscheint nicht haltbar. Vielmehr ist der überwiegende Einfluss aus einem starken Bindungsverschleiß zu erklären, der bei wassergemischten Kühlschmierstoffen wegen stärkerer Reibung zwischen Span und Bindung auftritt und der zu einem vorzeitigen Freisetzen der Hartstoffkörner führt. Dies wird auch durch die im Bild dargestellte Rauheit bestätigt. Unter Emulsionen treten erheblich größere Rauheiten auf, weil ständig Körner ausbrechen und dadurch geringere Kornzahlen zu höheren mittleren Spanungsdicken je Schneide führen [HEU92]. Die gegenüber Emulsionen deutlich verbesserte Schmierwirkung von Öl zeigt sich auch in der Höhe der Schleifkräfte (Abb.€ 17.11). Die Reibung wird herabgesetzt, gleichzeitig ist aber die Zahl der aktiven Schneiden größer. Aus diesen gegenläufigen Einflüssen folgt der typische Kraftverlauf. Die in der Anfangsphase des Schleifprozesses auftretenden erhöhten Kräfte sind mit einem Zurücksetzen des Bindungsniveaus und einem Ausbruch gelockerter Schleif- und Füllkörner verbunden. Dies führt dazu, dass vor allem bei Emulsionskühlung die Anzahl der aktiven Körner stark abnimmt. Infolgedessen sinken die Schleifkräfte insbesondere am Anfang deutlich ab. Durch den starken Bindungsverschleiß bei der Emulsionskühlung stellt sich ein stationärer Zustand ein, bei dem eine weitaus geringere Zahl von aktiven Körnern vorliegt als bei der Ölkühlung. Dadurch stellen sich geringere Normalkräfte als bei Verwendung von Öl ein. Die besseren Schmiereigenschaften des Öls führen allerdings zu einer geringeren Reibverhältnis µ, so dass bei Öl trotz 20 bez. Schleifnormalkraft F'n

Mineralöl unlegiert N mm 10

Emulsion 5 % 5 Q'W = 2 mm3/mms

0 10 Emulsion 5 % bez. Schleiftangentialkraft F't

Q'W = 12 mm3/mms

N mm

Q'W = 12 mm3/mms

Mineralöl unlegiert

5 2,5 Q'W = 2 mm3/mms 0

0

5000 10000 mm3/mm bez. Zerspanvolumen V'W

Verfahren : Außenrundeinstechschleifen Schleifscheibe: B64 VSS 2804 GA V360 ds = 50 mm; vc = 60 m/s Werkstück : 100 Cr 6, 62 HRC dw = 60 mm; vft = 1 m/s Abrichten : Topfscheibe D 301 aed = 2 µm; Ud = 25 qd = –0,7 Kühlung : Emulsion 5 %, EP-Zusätze Mineralöl unlegiert QKSS = 45 l/min 20000

Abb. 17.11↜渀 Einfluss der Kühlschmierstoffarten auf die Schleifprozesskräfte [HEU92]

406

17 Kühlschmierung 800

=

Eigenspannungen σ

Verfahren Außenrund-UmfangsQuerschleifen CBN-Schleifscheibe M 151 VR 150 N

Düsenaustrittsquerschnitt AKSS in mm2

MPa

Abrichtbedingungen Formrolle U 75 B; Ud = 15, qd = 0,8; aed = 0,5 µm; id = 3

60

Schleifen Vc = 100 m/s; q = -150 Q‘w = 10 mm3/mm*s

600

Werstück 100 Cr 6 gehärtet; 63 HRC Kühlung: Mineralöl

45 500

röntgenographische Eigenspannungsanalyse

30 0 0

1

2

3

4

5

l/min*mm

bez. Kühlschmierstoffdurchflussmenge Q’KSS

7

Strahlung CrKα Wellenlänge λ = 0,2291 nm Bragg−Winkel 2θ = 156,44° Netzebene 211 Eindringtiefe τ = 4,1 − 6,1 µm

Abb. 17.12↜渀 Eigenspannungen an der Werkstückoberfläche für unterschiedliche Düsenquerschnitte und Durchflussmengen [CZE99]

einer höheren Zahl aktiver Schneiden geringere Tangentialkräfte als bei Emulsion auftreten [HEU92]. Der Einfluss unterschiedlicher Düsengeometrien wird im Folgenden durch Versuche zum CBN-Außenrundschleifen mit drei Tangentialdüsen mit einem Austrittsquerschnitt von 30, 45 und 60€mm² dargestellt. Um die Kühlwirkung zu beurteilen, werden Oberflächeneigenspannungen in Abhängigkeit der Kühlschmierstoffmenge Q′KSS gemessen (Abb.€17.12). Bei gegebenem Düsenquerschnitt vergrößert sich die Strahlgeschwindigkeit mit der Durchflussmenge. Größere Strahlgeschwindigkeiten verbessern offenbar die Haftung des Kühlschmierstoffs an der Schleifscheibe, und das umgebende Luftpolster wird leichter überwunden. Größere Anteile der insgesamt zugeführten Kühlschmierstoffmenge gelangen in die Kontaktzone [CZE99], es kommt zu einer geringeren thermischen Belastung des Werkstücks. Damit einher geht die Reduzierung von Zugeigenspannungen, die – wie in Kap.€13 erläutert wurde – typisch für thermische Beeinflussung sind. Einen Vergleich des Einflusses von Tangential- und Schuhdüsen auf die Eigenspannungsverteilung in der Werkstückoberfläche zeigt Abb. 17.13. Offenbar gelingt es mit Schuhdüsen, den Kühlschmierstoff wirkungsvoller in die Kontaktzone zwischen Schleifscheibe und Werkstück einzuführen und damit Kühl- und Schmierwirkung zu verbessern. Unter sonst gleichen Einstellbedingungen kann mit der Schuhdüse ein thermischer Einfluss nahezu vollständig unterdrückt werden. Es entstehen Druckeigenspannungen, die auf dominante, mechanische Randzonenbeeinflussung hindeuten. Durch Minimalmengenschmierung (MMS) oder reine Trockenbearbeitung lässt sich die Kühlschmierstoffmenge beim Schleifen drastisch verringern oder es kann gänzlich auf Kühlschmierstoff verzichtet werden. Um den Einfluss der MMS und Trockenbearbeitung beim Innenrundschleifen mit mikrokristallinem Aluminioxid

17.4 Kühlschmierstoffeinsatz beim Schleifen

407

800 MPa

Eigenspannungen σII

Verfahren Außenrund-UmfangsQuerschleifen

Mineralöl Emulsion

CBN-Schleifscheibe M 126 VR 100 N Schleifen Vc = 100 m/s; q = –150 Q‘w = 10 mm3 /mm*s

Tangentialdüse

400 200

Werkstück 100 Cr 6 gehärtet 63 HRC

0

Schuhdüse

–200 –400

0

20

40 60 80 Abstand von der Oberfläche z

µm

Kühlung 30 l/min; 9 bar röntgenographische Eigenspannungsanalyse Strahlung CrKα 120 Wellenlänge λ = 156,44° Netzebene 211 Eindringtiefe τ = 4,1 - 6,1 µm

Abb. 17.13↜渀 Einfluss von Kühlschmierstoff und Düsenart auf den Eigenspannungstiefenverlauf [CZE99]

zu untersuchen, wurden diese Bedingungen mit konventioneller Überflutungskühlschmierung verglichen. Durch MMS wurde die Kühlschmierstoffmenge von QKSS€=€11€l/min auf QKSS€=€0,4€l/min reduziert. Für MMS wurde ein synthetischer Ester eingesetzt, bei der konventionellen Überflutung ein unlegiertes Mineralöl. Die Trockenbearbeitung führt mit zunehmender Schleifzeit bzw. zunehmendem Zerspanvolumen zu einem starken Anstieg der Prozesskräfte (Abb.€17.14). Bereits

bez. Normalkraft F’n

12 trocken

Verfahren: InnenrundUmfangsQuerschleifen

Zusetzung

N mm

Überflutungskühlschmierung

4

MMS

Schleifscheibe: 5SG100LVS ds = 30 mm; vc = 40 m/s

Zusetzung

Werkstück: 16 MnCr 5; 62 HRC dw = 40 mm; vft = 1 m/s Q’w = 1 mm3/mm*s

bez. Tangentialkraft F’t

0 6 trocken

Überflutungskühlschmierung

N mm 2

0

Abrichten: Topfscheibe D301 Ud = 20; qd = 0,6 aed = 3 µm; apd = 1 mm

MMS

0

100

mm3/mm 200 bez. Zerspanvolumen V’w

400

Überflutungskühlung: Mineralöl; QKSS = 11 l/min MMS: Ester; QKSS = 0,4 ml/min

Abb. 17.14↜渀 Schleifkräfte in Abhängigkeit der Kühlschmierstoffmenge [BRU98]

gemittelte Rautiefe RZ

Radialverschleiß 'rs

408

17 Kühlschmierung 20

Verfahren: lnnenrundUmfangsQuerschleifen

Zusetzung

µm

trocken 10

Schleifscheibe: 5SG100LVS ds = 30 mm; vc = 40 m/s

MMS

5

Überflutungskühlschmierung

Werkstück: 16MnCr 5; 62 HRC dw = 40 mm; vft = 1 m/s Q’w = 1 mm3/mm*s

0 20 Zusetzung

µm trocken

12

Abrichten: Topfscheibe D301 Ud = 20; qd = 0,6 aed = 3 µm; apd = 1 mm

MMS

8 4 0

Überflutungskühlschmierung: Mineralöl; QKSS = 11 l/min MMS: 400 Ester; QKSS = 0,4 ml/min

Überflutungskühlschmierung

0

100

200

mm3/mm

bez. Zerspanvolumen V’w

Abb. 17.15↜渀 Radialverschleiß und Werkstückrauheit in Abhängigkeit der Kühlschmierstoffmenge [BRU98]

nach einem bezogenen Zerspanvolumen von V’w€ =€160€ mm3/mm, das entspricht einer Schleifzeit von weniger als 3€min, musste der Versuch wegen Zusetzens des aktiven Schleifraumes abgebrochen werden. Bei Überflutungskühlschmierung steigen die Kräfte zunächst an, bleiben dann aber konstant. Interessant ist, dass das Kraftniveau bei MMS grundsätzlich minimal ist. Gründe dafür sind das Fehlen einer hydrodynamischen Kraftwirkung und die im Vergleich zum Mineralöl bessere Schmierwirkung des eingesetzten Esters [BRU98]. Der Schleifscheibenverschleiß bei MMS liegt zwischen dem der Überflutungskühlschmierung und der Trockenbearbeitung (Abb.€17.15). Dies ist auf die reduzierte bzw. fehlende Kühlwirkung zurückzuführen. Durch erhöhte thermische Belastung von Schleifkorn und Bindung stellt sich ein größerer Verschleiß ein. Die mit MMS erzielbaren Werkstückrauheiten liegen nur geringfügig über denen nach dem Schleifen mit Überflutungskühlschmierung. Die Rauheitswerte nach dem Trockenschleifen sind wesentlich größer. Neben der mikrogeometrischen Ausbildung der Oberfläche wurde der Einfluss der MMS und Trockenbearbeitung auf die Werkstückrandzone analysiert und mit konventioneller Kühlschmierung verglichen. Abbildung€17.16 zeigt Gefügeschliffbilder der Werkstückrandzone quer zur Bearbeitungsrichtung und Oberflächeneinspannungen parallel zur Schleifrichtung in Abhängigkeit vom Zerspanvolumen bzw. von der Schleifzeit. Bei der Trockenbearbeitung traten thermische Schädigungen in Form von Anlass- und Neuhärtungszonen auf (Bildung weißer Schichten). Eigenspannungsmessungen zeigten, dass die Oberflächenwerte für die Trockenbearbeitung im Vergleich zu den beiden anderen Bedingungen um

Fragen

409

300

Trocken

Eigenspannungen σII

MPa

Schleifscheibe: 5SG100LVS ds = 30 mm; vc = 40m/s

Überflutungskühlschmierung Werkstück: 16 MnCr 5; 62 HRC dw = 40 mm; vft = 1 m/s Q’w = 1 mm3/mm*s

100

0

MMS

–100

–200

Verfahren InnenrundUmfangsQuerschleifen

Abrichten: Topfscheibe D301 Ud = 20; qd = 0,6 aed = 3 µm; apd = 1 mm Überflutungskühlschmierung: Mineralöl; QKSS = 11 l/min

0

50 100 mm3/mm bez. Zerspanvolumen V’w

200

25 µm

MMS: Ester; QKSS = 0,4 ml/min

Abb. 17.16↜渀 Gefüge und Eigenspannungen der Werkstückrandzone [BRU98]

mehr als 100€MPa in Richtung Zugeigenspannungen verschoben sind. Die Oberflächeneigenspannungswerte bei MMS und Überflutungskühlschmierung sind nicht signifikant voneinander unterscheidbar. Auch Untersuchungen bei erhöhtem Zeitspanvolumen von Q'w€=€2,5€mm3/mms zeigten keine Schädigungen des Werkstückgefüges. Es lässt sich also feststellen, dass sich durch den Einsatz einer Minimalmengenschmierung geringere Prozesskräfte verglichen mit einer konventionellen Überflutungskühlschmierung erreichen lassen. Der Schleifscheibenverschleiß und die Werkstückrauheit liegen geringfügig über den Vergleichswerten. Die Randzonenbeeinflussung entspricht der Überflutungskühlschmierung. Beim Innenrundschleifen ohne flüssigen Kühlschmierstoff konnte nur mit kleinen Zeitspanvolumina über begrenzte Schleifzeit- bzw. Zerspanvolumen gearbeitet werden. Trockenschleifen ist aber wirtschaftlich möglich in einer Verfahrenskombination von Hartdrehen und Schleifen (s. Kap.€11).

Fragen ╇ 1. Welche Hauptanforderungen an Kühlschmierstoffe sind Ihnen bekannt? Nennen und erläutern Sie diese. ╇ 2. Was sind die Zusatzfunktionen von Kühlschmierstoffen? ╇ 3. Welche Kühlschmierstoffmedien sind Ihnen im Hinblick auf ihren Aggregatzustand bekannt? ╇ 4. Geben Sie eine Einteilung der flüssigen Kühlschmierstoffe an.

410

17 Kühlschmierung

╇ 5. Welche Vorteile bietet die Anwendung von Emulsionen gegenüber nichtwassergemischten Kühlschmierstoffen? ╇ 6. Warum ist bei der Verwendung von Kühlschmieremulsionen die Messung des Refraktometerwertes notwendig, und was versteht man darunter? ╇ 7. Der Einsatz von Ölen ist in der Industrie mit erheblichem Aufwand verbunden. Nennen Sie Faktoren, die bei der Verwendung von Ölen zu beachten sind. ╇ 8. In welche Untergruppen werden die nichtwassergemischten Kühlschmierstoffe in der DIN 51520 eingeteilt? ╇ 9. Was versteht man unter EP-Additiven? 10. Welche Aufgaben haben Konservierungsmittel als Additive für Kühlschmierstoffe, und was ist bei ihrer Zusetzung zu beachten? 11. Warum trifft die in der Praxis oft zu beobachtende Kühlschmierstoffzuführung nach der Maxime „viel hilft viel“ nicht zu? 12. Welche Methoden zur Optimierung von Kühlschmierstoffzuführungen beim Schleifen sind Ihnen bekannt? 13. Nennen Sie Möglichkeiten zur Reduzierung des Kühlschmiermitteleinsatzes und bewerten Sie diese im Hinblick auf ihren Einfluss auf die Produktivität beim Schleifen. 14. Unter welchen Randbedingungen scheint eine Trockenbearbeitung beim Innenrundschleifen möglich zu sein?

Literatur [ALB07] Alberdi, A. et al.: High seizure resistant TiN-Ag nanocomposite coatings. Proceedings of the 6th International Conference THE Coatings, October 25-26, Hannover, Germany 2007 p. 171-177 [AUR06] Aurich, J. C.; Sudermann, H.; Hellmann, D. H.; Roclawski, H.: Interne Schleifölzufuhr beim Hochleistungsschleifen. Entwicklung eines Grundkörperprototyps mit internen, strömungsdynamisch ausgelegten Schleifölkanälen. wt Werkstattstechnik online 96 (2006) 11/12, S. 810-813 [BAR78] Bartz, W.J.: Wirtschaftliches Zerspanen durch Kühlschmierstoff. wt-Z. ind. Fert. 68 (1978) 8, S. 471-475 und 10, S. 621-624 [BAR81] Bartolomé, E. et al.: Ullmanns Enzyklopädie der technischen Chemie. Weinheim: Verlag Chemie 20 1981 S. 617-633 [BAU05] Baumgärtner, R.: Trends bei Kühlschmierstoffen aus Anwendersicht. In: Das 15. Dt. Kühlschmierstoffforum, 8./9. Dezember, Bad Nauheim 2005 S. 73-95 [BRI93] Brinksmeier, E.; Minke, E.: High-Performance Surface Grinding - The Influence of Coolant on the Abrasive Process. Annals of the CIRP 42 (1993) 1, p. 367-370 [BRI95] Brinksmeier, E.; Heinzel, C.: Aufgaben und Auswahl der Kühlschmierstoffe. DIF-Tagung, Deutsches Industrieforum für Technologie, 10 1995 p. 1-32 [BRI01] Brinksmeier, E. et al.: Auswirkung unterschiedlicher Kühlschmierstoff-Zuführbedingungen auf die Randzoneneigenspannungen beim Schleifen. Schleifen, Honen, Läppen und Polieren, 60. Ausgabe, Vulkan-Verlag Essen 2001 [BRI04a] Brinksmeier, E.; Lucca, D. A.; Walter, A: Chemical aspects of machining processes. CIRP Annals 53, (2004) 2 p. 685-699

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412

17 Kühlschmierung

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Kapitel 18

Anhang

Lösung der Aufgabe zu Kap. 3, Frage 9: a. Der Krümmungsradius des Spans beträgt:



Die Dehnung εr des gebogenen Spans ergibt sich zu εr =



l h ϕ = = 0, 05 = 5 % 1 2(R0 − h ) · ϕ

wobei die Spandicke h'€=€0,158 mm aus der Spandickenstauchung λh =

h h

mit den Beziehungen

h h0

= sin φ und

h h0

= cos (φ − γ ) berechnet

wird. Da die Bruchdehnung des Spans εb€=€7,1€% beträgt, bricht der Span bei den gegebenen Bedingungen nicht. b. Die Dehnung im Span muss größer als die Bruchdehnung sein. Dies ist durch die Vergrößerung der Spanungsdicke bzw. des Vorschubs zu erreichen. h≥

2εb · R0 = 0,143 mm λh · (2εb + 1)

Lösung der Aufgabe zu Kap. 4, Frage 26: Für die Lösung werden die Gl. 4.44, 4.49, 4.53, 4.54 und 4.55 benötigt. ρ = arctan µ = 11,3◦ Aus Abb. 4.14 folgt und mit Gl. 4.44 φ = 36,4◦ . Aus Gl. 4.49 und 4.53 folgt die Tangentialkraftâ•…â•… ╇╛╛ ⇒ FTφ = 260,9 N. Die Zerspankraft bestimmt mit Gl. 4.54╅╅╅╅╅╅╅╛╛⇒ Fz = 440,7 N. Die Schnittkraft ergibt sich aus Gl. 4.55 mit φ und Fzâ•…â•… ⇒ Fc = 421,0 N.

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414

18 Anhang

Lösung der Aufgabe zu Kap. 5, Frage 17: a) Aus dem Geschwindigkeitsplan (Abb. 2.12) des Scherebenenmodells folgt Gl. 2.10. Mit dem Additionstheorem ergibt sich λh zu   cos γ cos γ + sin γ , â•… daraus folgt:â•… φ = arctan λh = tan φ λh − sin γ

⇒ φkonv. = 35,1◦

⇒ φHSC = 16,5◦ . ╇╇╛╛Mit Gl. 5.12 lässt sich das Verhältnis b) Geschwindigkeitseinfluss: Scherwinkeleinfluss:

2

vc,HSC vc,konv. 2

kM,H SC kM,konv.

= 9,5 bestimmen.

= 11,1

cos2 (φkonv. − γ ) = 0,85 cos2 (φHSC − γ )

 araus lässt sich ableiten, dass der Einfluss des Scherwinkels gering gegenüber D der Schnittgeschwindigkeitssteigerung ist. c) Nach dem Fließkriterium von Tresca (Gl. 4.49) folgt: τ max, konv. = 77,5 MPa

und

τmax, HSC = 73,5 MPa

â•…â•›Mit Gl. 5.3 lässt sich die spezifische Stoffumformenergie und mit Gl. 5.12 die spezifische Stoffumlenkungsenergie bestimmen. Daraus ergeben sich die folgenden Verhältnisse: kM,konv. = 0,055; kφ,konv. â•…â•›d.h. der Anteil der Stoffumlenkungsenergie entspricht 5,5€% der Stoffumformenergie. kM,H SC = 0,295; kφ,H SC

â•…â•›d.h. durch die HSC-Bearbeitung steigt der Anteil der Stoffumlenkungsenergie in Relation zur Stoffumformenergie auf 29,5€% an. Lösung der Aufgabe zu Kap. 7, Aufg. 24: Die Taylorgleichung lautet: C = vc · T−(1/k) Durch eine Optimierung der Stückzeit hinsichtlich einer zeitlich optimalen Standzeit ergibt sich die Gleichung: vcTopt = C · [twz (−k − 1)]1/k .

Anhang

415

Die Bestimmung von k und C für VB€=€0,2€mm (siehe Aufgabenstellung) ergibt: vc1 = 14 m/min

T14 = 110 min

vc2 = 35 m/min

T35 = 11 min

Der Taylorexponent k ergibt sich aus der Steigung der Taylor-Geraden: k=

log 110 − log 11 = −2,513. log 14 − log 35

Aus der Taylorgleichung errechnet sich die Minutenschnittgeschwindigkeit: −(1/k)

C = vc1 · T14

= 14m/min ·110−(1/−2,513) = 90,9 m/min

Die zeitoptimale Schnittgeschwindigkeit ergibt sich somit zu: vcTopt = 90,9 m/min ·[6 · (2,513 − 1)]1/−2,513 = 37,8 m/min.

Allgemeine Literatur

Über die Technologie der spanenden Fertigungsverfahren gibt es ein breites Schrifttum. Einige umfassende Darstellungen, welche die zu diesem Buch gehörende Vorlesung begleiten können, sind hier aufgeführt. Spezielles Schrifttum zu einzelnen Abschnitten oder Quellennachweise sind jedem Kapitel angefügt. [ALT00] Altintas, Y.: Manufacturing Automation. Metal Cutting Mechanics, Machine Tool Vibrations, and CNC Design. Cambridge: Cambridge University Press, 2000. [ARM69] Armarego, E. J. A.; Brown, R. H.: The Machining of metals. Englewood Cliffs, N.J.: Prentice-Hall, 1969. [DEG09] Degner, W.; Lutze, H.; Smejkal, E.: Spanende Formung. Theorie, Berechnung, Richtwerte. 16.€Aufl., München: Hanser Verlag, 2009 [KLO05] Klocke, F.; König, W.: Fertigungsverfahren. Bd.€2: Schleifen, Honen, Läppen. 4.€Aufl., Berlin: Springer Verlag, 2005 [KLO08] Klocke, F.; König, W.: Fertigungsverfahren. Bd.€ 1: Drehen, Fräsen, Bohren. 8.€Aufl., Berlin: Springer Verlag, 2008 [SHA05] Shaw, M. C.: Metal cutting principles. 2nd Edition, Oxford: Oxford University Press, 2005

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Sachverzeichnis

A Abrasion, 144, 296 Abrichten, 304, 326 Abrichtkosten, 313 Abrichtzahnrad, 335 Abrieb, 144 Abschieferung, 138 Absplittern, 296 Abweichung, stochastisch, 359 systematisch, 359 Achskreuzungswinkel, 333 Adaption, 344 Additive, 396 Adhäsion, 146 adiabater Abfall, 204 Aktivkraft, 52 Aluminiumoxid, 158, 186, 266 Anfangswirkrautiefe, 308 Anfasen, 162 Anlassgefüge, 303 anodischen Abtrag, 312 Anschliff, 12 Anstiegswert, 56 äquivalenter Radius, 284 Arbeitsebene, 5, 283 Arbeitseingriff, 283 arithmetischer Mittenrauwert, 367 ASI-Methode, 344 Aufbauschneide, 24 Aufbohren, 14 Aufmaß, 224 Ausbrechen, 296 Ausfeuern, 218 Ausgangsgrößen, 281, 296 Ausgangsoperanden, 8 Ausspitzen, 13

B Bahngeschwindigkeiten, 51 Bahnsteuerung, 16 Bainit, 161 Bandschleifen, 263 Bandspäne, 38 Bankarbeit, 208 Beim Spanen mit geometrisch bestimmten Schneiden, 3 Beschichtung, 176 CVD, 178 PVD, 178 Beschleunigungsvermögen, 209 Betriebsbeanspruchung, 235 Bezugsgröße, 56 Bindung, 272 Bindungshärte, 274 Bindungstege, 274 Bindungsverschleiß, 296 Blei, 44 Bohren, 9, 74 Aufbohren, 10 ins Volle, 10 Senken, 10 Bohrlochmethode, 375 Bohrmoment, 77 Bornitrid, 231, 266, 270 kubisches, 193 Bremszeiten, 206 Bröckelspäne, 38 Brüchigkeit, 267 Bruchindex, 267 Bruchzähigkeit, 231 BY-Behandlung, 161 C Ca-behandelter Stahl, 159 CBN, 270

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Sachverzeichnis

420 Cermets, 183 Chemische Stabilität, 171 Computer Aided Design, 110 Computer Aided Manufacturing, 109 Constructive Solid Geometry, 118 Crushieren, 309 D Dauerfestigkeit, 243 Dehnung, 31 Dehnungen, 51 Design of Experiments, 356 Desoxidationsmittel, 158 Dexel, 115 Diaform, 305 Diamant, 190, 266, 270 monokristallin, 191 polyristallin, 191 Diamantprofilrolle, 332 Diamantprofilrollen, 306 Dichtfunktion, 244 Diffusion, 146 DIN€3761, 244 DIN€8589, 4 Diskretisierung, Zeit, 110 Drall, 244 Drallwinkel, 11, 244 Drangkraft, 62 Druckeigenspannungen, 320 Druckerweichen, 296 E EBSD-Verfahren, 377 Eckenradius, 6 Eigenfrequenzmessung, 277 Eigenspannungen, 87, 93, 235, 373, 384 Eigenspannungstiefenverlauf, 385 Eigenspannungstiefenverläufe, 302 Eindringtiefe, 291 Eingangsoperanden, 8 Eingriffsgröße, 6 Eingriffsquerschnitt, 283 Eingriffswinkel, 16 Einmeißel-Verfahren, 96 Einsatzhärten, 225 Einstechverfahren, 218 Einstellwinkel, 216 Einstellwinkels, 54 Einzahnfräser, 82 Einzelkornspanungsdicke, 331 Elektroerosion, 312 ELID-Schleifen, 312

El-Magd, 72 Emissionszahl, 98 Entspänen, 9 Ermüdungsrisse, 242 Ernst und Merchant, 66 Euler-Formulierung, 127 Evolventenverzahnungen, 322 F Farbeindringprüfung, 377 Federenergie, 89 Feinbearbeitungsverfahren, 263 Feinkornhartmetalle, 221 Feinstkornhartmetalle, 231 Ferrit, 156, 161 Fertigungsverfahren, 1 Festkörperkonvektion, 91 Festwalzen, 245 Finite Elemente (FEM), 125 Finite-Elemente-Methode, 51, 110 Flächenrate, 16 Flachwendelspäne, 38 Flexibilität, 2 Fliehkräfte, 278 Fließspanbildung, 21 Fließspannung, 72 Formabrichten, 304 Formänderung, bezogene, 31 logarithmische, 31 Formänderungszustand, 265 Formen, 1 Formenvielfalt, 1 Formflexibilität, 218 Formfräsen, 15 Formgebungsprinzipien, 2 Fräsen, 15 Freiflächenverschleiß, 135 Freiwinkel, 6, 13 friability, 267 Fünf-Achsen-Fräsen, 16 Funktionsverhalten, 239 G Gefügeänderungen, 372 Gefügeausbildung, 235 Gefügeumwandlungen, 93 Gegenlauf, 309 Gegenlauffräsen, 17 Gegenlaufschleifen, 285 gemittelte Rautiefe, 298, 367 Genetischer Algorithmus, 356 Geräuschentwicklung, 321

Sachverzeichnis Geschwindigkeitsverhältnis, 285 Gestaltenergieänderungshypothese, 71 Gewichtungsfaktor, 349 Gewindebohren, 15 Gitterstörungen, 294 Gleichlauf, 309 Gleichlauffräsen, 17 Gleichlaufschleifen, 285 Gleitspanen, 263 Gliederung, 3 Graphitisierung, 271 Grenzgeschwindigkeit, 201 Grindo-Sonic, 277 Grundgleichung der Leistungsbestimmung, 56 Gummibindung, 274 Gütefaktor, 297 G-Verhältnis, 297 H Hartbearbeitung, 213 Hartbohren, 213, 221 Hartdrehen, 213 Härte, 167, 235 Härteänderungen, 373 Härteeigenspannungen, 238 Härtemechanismus, 225 Härteveränderungen, 93 Hartfeinbearbeitung, 319 Hartfräsen, 213, 222 Hartglattwalzen, 245 Hartmetalle, 175 Harträumen, 213 Hartreiben, 213 Hartschaben, 213 Hauptgruppe, 1 Hauptgruppe der Fertigungsverfahren, 1 Hauptschneide, 11, 74 Haupttechnologie, 9 Hauptwert, 56 Hauptzeit, 313 Heißbruch, 157 Herstellkosten, 3 Herstellkostenstruktur, 3 Heuristische Lösungsmethode, 356 Hochgeschwindigkeitsspanen, 201 Hochlaufzeiten, 206 Hochleistungsbohren, 209 Hochleistungsspanen, 201 Hochleistungszerspanung, 208 Hohlkugelkorund, 269 Hohlschaftkegel, 207 Honen, 263 HSC, 201

421 Hubschleifen, 263 Hucks, 67 hydrostatischer Druck, 74, 225 I Infrarotthermographie, 99 Innenkühlschmierung, 9 Integration, 344 ISO€3002, 7 ISO-Qualitäten, 235 J Johnson/Cook, 71 K Kaltverfestigung, 379 Kaltverschweißungen, 146 Kammrisse, 147 Kantenfestigkeit, 161 Kantenradius, 6 Katalysator, 271 Kegelmantelschliff, 13 Keilmessebene, 6, 21 Keilwinkel, 6 keramische Bindungen, 272 Kerbverschleiß, 135 Kernbohren, 14 Kinematik, 66 Kinetik, 66 Klangprobe, 281 Klassifizierung, 272 Kohlenstoff, 43, 156 Kolkmittenabstand, 138 Kolktiefe, 138, 149 Kolkverhältnis, 138, 149 Kolkverschleiß, 138 Kompensation, 237 Komplettbearbeitung, 218 Komplexitätskosten, 218 Konditionieren, 303, 326 hochharter Schleifscheiben, 310 Konservierungsmittel, 398 Kontaktfläche, 228 Kontaktlänge, 331 geometrische, 284 kinematische, 285 Kontaktzonentemperatur, 293 Konzentration, 288 Koordinatensystem, Werkzeug-, 111 Kordinatensystem, Werkzeug-, 111 Korneindringtiefe, 292

Sachverzeichnis

422 Kornform, 272 Korngröße, 272 Kornverschleiß, 296 Kornverteilung, 288 Korund, 267 Kräfte, 51 Kräfte beim Fräsen, 79 Kreuzanschliff, 14 Kristallstruktur, 271 Kriterien des Prozesses, 9 Kühlen, 389 Kühlschmierstoff, 389 Kühlschmierstoffdüsen, 401 Kühlschmierstoffe, einphasige, 391 emulgierbare, 394 Hauptfunktionen, 389 nichtwassermischbare, 391 wasserlösliche, 396 wassermischbare, 391 Zusatzfunktionen, 390 zweiphasige, 391 Kunstharzbindungen, 272 L Lagrange’schen Formulierung, 126 Lamellenspanbildung, 21 Läppen, 263 Leckageneigung, 245 Leistung, 207 Leistungen, 51 Leistungen beim Fräsen, 79 Leistungsverluste, 208 Linienverfahren, 379 M Magnetpulververfahren, 377 Mangansulfide, 157 Martensit, 161 Maschenanzahl, 272 Maschinenkosten, 313 maximale Rautiefe, 367 mechanische Beanspruchung, 138 Mengenleistung, 1, 9 mesh, 272 Messen, 358 metallische Bindungen, 272 Mikrokinematographie, 25 mikrokristallinem Aufbau, 268 Mikrotopographie, 282 Mindestspanungsdicke, 218, 239 Mineralöle, 393 Minimalmengenschmierung, 399

Mischbindung, 335 Mittenrauwert, 298 Mittenspandicke, 16 mittleren Spanungsdicke, 79 Modell, Constructive Solid Geometry, 118 Dexel, 115 Grenzflächen-, 112 heuristisch, 346 Höhenlinien-, 119 informationstechnisches Daten-, 346, 347 physikalisch/empirisch, 346 Polyeder-, 116 Prozess-, 345 Verknüpfungs-, 112 volumetrisch, 112 Voxel, 114 Werkstück, 112 Werkzeug-, 120 Modelle, analytische, 51 empirische, 51 Mohr´scher Spannungskreis, 226 Molecular Dynamics, 110 Molekulardynamische Modellierung, 130 N Nachbehandlungsverfahren, 245 Nachhaltigkeit, 1 Neigungswinkel, 6 Neuhärtungszonen, 299 Nitrieren, 225 Normalglühen, 46 Normalverteilung, logarithmische, 155 O Oberfläche, 365, 366 Oberflächen, technische, 366 Oberflächenausbildung, 9 Oberflächenenergie, 88 Oberflächengüten, 208 Oberflächenkräfte, 63 Oberflächenrauheit, 238 Oberflächentopographie, 235 Optimierungskriterien, 152 Oxidation, 146 Oxley, 73 P Passivkraft, 52, 62, 253 PEK-Modell, 341, 351

Sachverzeichnis Perlit, 156, 161 Phosphor, 44, 158 physikalischen Eigenschaften, 239 Pittingbildung, 242 Polfigur, 377 Porenanteile, 269 Präzisionsdrehmaschinen, 220, 235 Pressschweißungen, 146 Prioritätsfaktor, 349 Probelauf, 281 Produktivität, 1 Profilabrichten, 305 Profilfräsen, 15 Profilieren, 304 Profilrollen, 306 Profilschleifen, 320, 324 Profilschleifscheibe, 326 Profilschleifverfahren, 322 Profilschnitt, 369 Prozess, auslegung, 348 führung, mehrstufig, 351 kosten, 357 überwachung, 358 Prozessgröße, 8 Prozessgrößen, 281 Prozesskette, 341 Prozessketten, auslegung, 341, 343 gestaltung, 343, 353 simulation, 343 Prozesssicherheit, 153 PVD-Beschichtungen, 400 Q Qualität, 1 Qualitative Positionierung, 354 Qualitätsregelung, 359 in-Prozess, 360 prozessnah, 360 übergeordnet, 360 Quantitative Auslegung, 355 Querschneide, 11, 74 Querschneiden, 75 Querschnittsfläche, äquivalente, 125 Quick-Stopp, 26 R Radialwellendichtring, 244 Radiusverschleiß, 297 Randeinflüsse, 54 Randschichthärten, 225

423 Randzone, 365, 371 Randzonenbeeinflussung, 25, 93, 239, 293 Randzoneneigenschaften, 372 Rauheit, 235 Messverfahren, 369 Rauheitskenngrößen, 367 Räumen, 251 Außen-, 251 Innen-, 251 Räummaschine, Innen-, 256 Zug-Druck-, 256 Raumwinkel, 106 Rautiefe, 298 Realzeit, 109 Recycling, 219 Regelkreis, 361 Reibanteil, 88 Reiben, 15 Reibleistung, kontaktflächenbezogene, 230 Reibung, 58, 87 Reibwert, 228 Reinheitsgrad, 268 Reinigen, 304 Reißspanbildung, 21 Rissbildung, 138, 147 Risse, 377 Röntgenverfahren, 374 Rotbruch, 157 Ruck, 209 Rückwärtssimulation, 73 S Sauerstoff, 157 Schädigung, 320 Schärfblock, 311 Schärfen, 304 Schärfstrahl, 312 Schauminhibitoren, 398 Scheibenkosten, 313 Scherbändern, 204 Scherebene, 66 Scherebenenmodell, 29 Scherleistung, 87 Scherlokalisierungen, 204 Scherspanbildung, 21 Scherung, 31, 87 Scherverformung, 33 Scherwinkel, 34 Scherwinkelbeziehung, 67 Scherwinkels, 204 Schleifbrand, 326

424 Schleifen, Werkzeug-, 124 Schleifkosten, 313 Schleifschnecke, 328 Schleifstoffe, 266 Schleifverhältnis, 297 Schleppschneiden, 222 Schmelzenführung, 156 Schmieren, 389 Schmierwirkung, 157 Schneideckenradius, 238 Schneidengeometrie, 161 Schneidengestalt, 161 Schneidenpräparation, 162 Schneidenraumtopographie, 308 Schneidenverhältniss, 78 Schneidkeil, 4 Schneidkeramik, 185 Schneidstoffe, 167, 231 Anforderungen, 167 Schnellarbeitsstähle, 171 Schnellhubschleifen, 286 Schnittbewegung, 4 Schnitteingriff, 283 Schnittenergie, spezifische, 254 Schnittgeschwindigkeit, 5, 46, 57, 150, 334 Schnittgrößen, 54 Schnittkraft, 52, 253 Schnittnormalkraft, 253 Schnittstelle, technologische, 342 Schnitttiefe, 46 Schnittunterbrechung, 25 Schrägverzahnungen, 324 Schraubfräsen, 15 Schubspannungshypothese, 70 Schutzwirkung, 157 Schwefel, 44, 157 Schwingfestigkeit, 242 Sedimentation, 272 Seebeck-Effekt, 95 Segmentierung, 204 Seitenstaffelung, 254 Selbstschärfung, 268, 303 Senken, 14 Sicherheitsanforderungen, 281 Sicherheitseinrichtungen, 206 Sichtprüfung, 281 Silikateinschlüsse, 157 Silizium, 157 Siliziumkarbid, 266, 270 Siliziumnitrid, 188 Siliziumoxid, 158

Sachverzeichnis Simulation, 109 kinematische, 109 Zerspankräfte, 123 Simulationszeit, 109 Sol-Gel-Prozess, 268 Sonderanschliff, 13 Spanbildungszone, 8 Spandickenstauchung, 31 Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden, 4 Spanentstehung, 24 Spanflächentemperatur, 105 Spanform, 9, 37 Spanformklassen, 38 Spanformung, 38 Spanleitstufe, 40 Spanleitung, 39 Spanntechnik, 206 Spannungen, 51 Spannuten, 11 Spanraumfaktor, 254 Spanraumzahl, 37 Spanstauchung, 31 Spanungsbreite, 54, 254 Spanungsdick, 264 Spanungsdicke, 54, 254, 292 äquivalente, 287 mittlere, 287 Spanungsgröße, 7 Spanungsgrößen, 54 Spanungsquerschnitt, 6, 53 Spanwinkel, 6, 47, 57, 216 Spanwurzel, 25 spezifische Schnittkraft, 53 Spindelhochlaufzeit, 209 Spiralbohrer, 10, 74 Spiralspanstücke, 38 Spitzenwinkel, 11 Sprengdrehzahl, 280 Sprengsicherheit, 278 Standzeit, 148 Standzeitkriterien, 148 Standzeitschwankungen, 154 Standzeitstreuung, 153 Standzeitzuverlässigkeit, 150 Stauchung, 31 Stellgröße, 8 Stellgrößen, 8, 281 Stellite, 174 Stirnfräsen, 15 Stoffgesetz, 70 Stoffgesetze, 71 Stoffkreislauf, 219

Sachverzeichnis Stofftrennung, 87, 88 Stoffumlenkung, 87, 88 Stoffumwandlung, 97 Strahlspanen, 263 Streckenenergie, 300 Streckungsgrad, 269 Streuband, 150 Substitution, 344 Sulfide, 157 Systemgröße, 8 Systemgrößen, 281 T Taylor- Geraden, 150 Temperaturen, 51, 207 Temperaturfeld, 102 Temperaturleitfähigkeit, 144 Temperaturmessverfahren, 93 Temperaturverteilung, 100 Textur, 376 theoretische Rautiefe, 370 thermische Beanspruchung, 141 thermischen Stabilität, 271 Thermistoren, 94 Thermoelemente, 95 Thermospannung, 97 Tiefenstaffelung, 254 Tiefschleifen, 285 Titancarbonitrid, 253 Titannitrid, 253 Traganteilkennwert, 298 Trennkriterium, 127 Tribochemischer Verschleiß, 146 Trockenbearbeitung, 237 Überdeckungsgrad, 307, 327 Übergabegröße, 342 U Ultraschallverfahren, 377 Umfangsfräsen, 15 Umfangs-Stirnfräsen, 15 Umformung, 87, 156 Ungleichförmigkeit, 80 V Verfahrensgrenzen, 208 Verformung, 24 plastische, 379 Verformungswinkel, 33 Vergleichsformänderung, 35 Vergüten, 46, 225 Verrunden, 162 Verschiebungen, 51

425 Verschleiß, 9, 135 Verschleißarten, 135 Verschleißformen, 135 Verschleißmarkenbreite, 135 Verschleißursachen, 135 Versetzungsenergien, 294 Verzahnungshonen, 333 Verzahnungsschleifen, 320 Verzugsgefahr, 224 Vollhartmetallbohrer, 221 Volumenkonstanz, 30 Volumenmodell, 112 Volumenrate, 6, 16 Vorschub, 46 Vorschub je Schneide, 10 Vorschubbewegung, 4 Vorschubgeschwindigkeit, 5 Vorschubkraft, 52, 61, 78 Vorschubrichtungswinkel, 5 Voxel, 114 W Wälzfestigkeit, 242 Wälzfräsen, 15 Wälzkontakt, 242 Wälzschleifen, 328 Wälzschleifverfahren, 322 Wandreibung, 222 Wärmebehandlung, 44, 156, 161 Wärmeeindringkoeffizienten, 105 Wärmeeinwirkzeit, 300 Wärmekapazität, 144 Wärmeleitfähigkeit, 91, 144 Wärmeleitung, 93 Wärmequelle, 91 Wärmespannungen, 147 Wärmestrahlung, 93 Wärmestrom, 295 Wärmestromaufteilung, 91 Wärmestromdichte, 105 Warmhärte, 167 Wasserstrahlen, 245, 247 Wechselbiegung, 243 Weichglühen, 46 Weichhaut, 299 weiße Schicht, 242 Wendelspanstücke, 38 Werkstoffe, kurzspanende, 43 langspanende, 43 Werkstoffzusammensetzung, 156 Werkstückerwärmung, 237 Werkstückschädigung, 301

426 Werkzeugstähle, 171 Werkzeugteilung, 254 Werkzeugverschleiß, 240 Widerstandsmessung, 93 Wien’sches Gesetz, 98 Wirbelstromverfahren, 378 Wirkgeschwindigkeit, 5 Wirkgröße, 8 Wirkpartner, 4 Wirkrautiefe, 308 Wirkrichtung, 5 Wirkrichtungswinkel, 5 wirksamer Radius, 77 Wirrspäne, 38 Z Zähigkeit, 168 Zahnrad, 319 Zeitspanfläche, 16

Sachverzeichnis Zeitspanvolumen, 6, 16, 206, 282, 325, 330 äußeres, 286 bezogenes, 286 inneres, 286 Zementit, 156, 161 Zentrierbohren, 14 Zerpankraft, Komponenten, 253 Zerspanbarkeit, 156 Zerspankraft, 9, 52, 253 Zerspankraftkomponenten, 207 Zielbaumverfahren, 349 Zielfunktion, 349 Zielgröße, 348 Zirkonoxid, 186 Zirkularfräsen, 208 Zugfestigkeit, 203 Zusetzungen, 282 Zweimeißel-Verfahren, 97