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Einflüsse von Werkzeugdurchmesser und Schneidkantenverrundung beim Bohren mit

Wendelbohrern in Stahl

Von der Fakultät für Maschinenwesen der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen

zur Erlangung des akademischen Grades einesDoktors der Ingenieurwissenschaften

genehmigte Dissertation

vorgelegt von

Diplom-Ingenieur Kai Risse

aus

Bonn – Bad Godesberg

Berichter: Univ.-Prof. Dr.-Ing. F. Klocke Univ.-Prof. Dr.-Ing. E. Uhlmann

Tag der mündlichen Prüfung: 24. Mai 2006

Diese Dissertation ist auf den Internetseiten der Hochschulbibliothek onlineverfügbar.

Band 15/2006Shaker Verlag

Herausgeber:Prof. em. Dr.-Ing. Dr. h. c. mult. Dipl.-Wirt. Ing. W. Eversheim

Prof. Dr.-Ing. F. KlockeProf. em. Dr.-Ing. Dr. h. c. mult. Prof. h. c. T. Pfeifer

Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirt. Ing. G. SchuhProf. em. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E. h. Dr.-Ing. E. h. M. Weck

Prof. Dr.-Ing. C. BrecherProf. Dr.-Ing. R. Schmitt

Berichte aus der Produktionstechnik

Kai Risse

Einflüsse von Werkzeugdurchmesserund Schneidkantenverrundung

beim Bohren mit Wendelbohrern in Stahl

Bibliografische Information der Deutschen BibliothekDie Deutsche Bibliothek verzeichnet diese Publikation in der DeutschenNationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet überhttp://dnb.ddb.de abrufbar.

Zugl.: Aachen, Techn. Hochsch., Diss., 2006

Copyright Shaker Verlag 2006Alle Rechte, auch das des auszugsweisen Nachdruckes, der auszugsweisenoder vollständigen Wiedergabe, der Speicherung in Datenverarbeitungs-anlagen und der Übersetzung, vorbehalten.

Printed in Germany.

ISBN-10: 3-8322-5252-5ISBN-13: 978-3-8322-5252-6ISSN 0943-1756

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Für meine Familie

Vorwort

Vorwort Preamble

Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher An-gestellter am Laboratorium für Werkzeugmaschinen und Betriebslehre (WZL) der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen.

Herrn Prof. Dr.-Ing. F. Klocke, dem Inhaber des Lehrstuhls für Technologie der Ferti-gungsverfahren, danke ich für die Diskussionsbereitschaft und die wohlwollende För-derung der Arbeit.

Ebenso bedanke ich mich bei Herrn Prof. Dr.-Ing. E. Uhlmann, dem Leiter des Insti-tuts für Werkzeugmaschinen und Fabrikbetrieb (IWF, Berlin), für die Übernahme des Korreferates.

Mein Dank gilt ebenfalls Herrn Prof. Dr.-Ing. D. Abel, dem Leiter des Instituts für Re-gelungstechnik (IRT, Aachen), für die Übernahme des Vorsitzes bei der mündlichen Prüfung.

Für zahlreiche anregende Diskussionen und Ratschläge bedanke ich mich bei Herrn Dipl.-Ing. Rainer Fritsch, Herrn Dr.-Ing. Klaus Gerschwiler und meinem Projektpart-ner Herrn Dipl.-Ing. Marcus Korthäuer. Für die fortwährende freundschaftliche und kritische Diskussionsbereitschaft sowie für die eingehende Durchsicht des Manu-skriptes danke ich Herrn Dr.-Ing. Stefan Hoppe, Herrn Dr.-Ing. Ingo Essel und Herrn Dipl.-Ing. Peter Frank. Mein besonderer Dank gilt Herrn Sascha Kamps für die tat-kräftige Unterstützung meiner Versuche und die Betreuung des Versuchsfeldes so-wie Frau Brigitte Niederbach für ihr großes Engagement bei der Durchführung der metallografischen Untersuchungen.

Für ihren Anteil an der Entstehung der Arbeit bedanke ich mich bei den ehemaligen und jetzigen studentischen Mitarbeitern, ganz besonders bei Herrn Dipl.-Ing. Chris-toph Essig, Herrn Kolja Gruß, Herrn Sepp Hofbauer und Herrn Martin Arft. Weiterhin gilt mein Dank allen Kolleginnen und Kollegen des Lehrstuhls, die zum Gelingen die-ser Arbeit beigetragen haben.

Ganz besonders danken möchte ich meinen Eltern, die meinen beruflichen Werde-gang ermöglicht und unterstützt haben.

Der wichtigste und herzlichste Dank gilt meiner Frau Alison. Sie hat mir Kraft und Freiraum gegeben, mich in jeder Hinsicht unterstützt und sich dabei immer liebevollst um unsere vier Kinder Keyleigh, Joline, Connor und Bruce gekümmert.

Aachen, im Mai 2006 Kai Risse

Inhalt I

InhaltTable of Contents

Formelzeichen und Abkürzungen III

1 Einleitung 1

2 Stand der Erkenntnisse 5

2.1 Schneidstoffe für Bohrwerkzeuge 5

2.2 Bohrergeometrie und Besonderheiten des Bohrprozesses 5

2.3 Zerspankräfte und Schnittmomente 8

2.4 Spanbildung 11

2.5 Energieumsetzung und Temperaturermittlung beim Bohren 142.5.1 Energieumsetzung beim Bohren 14

2.5.2 Temperaturermittlung beim Bohren 16

2.6 Erzeugung definierter Schneidkantenverrundungen anZerspanwerkzeugen 23

2.7 Simulation des Bohrprozesses 273 Zielsetzung 33

4 Experimentelle Untersuchungen 35

4.1 Werkstoff, Werkzeuge und Prüfstand 354.1.1 Werkstoff 35

4.1.2 Werkzeuge 37

4.1.3 Prüfstand zum Bohren ins Volle 39

4.2 Untersuchungen zum Einfluss der Bohrermakrogeometrie undvon Schnittparametervariationen auf den Zerspanprozess 40

4.2.1 Kräfte, Momente und Rauigkeiten bei Schnittparametervariationen 40

4.2.2 Kräfte, Momente und Leistungen sowie Auswirkungen auf den Randzonenbereich der Bohrungen bei konstanten Schnittparametern 46

4.2.3 Einflüsse einzelner Werkzeugbereiche auf Kräfte und Momentein Abhängigkeit vom Werkzeugdurchmesser 52

4.2.4 Ermittlung und Auswirkungen der Zerspantemperaturen bei unterschiedlichen Werkzeugdurchmessern 57

4.2.5 Zwischenfazit zu den experimentellen Untersuchungen zum Einflussder Bohrermakrogeometrie und von Schnittparametervariationen aufden Zerspanprozess 70

II Inhalt

4.3 Experimentelle Untersuchungen zum Einfluss der Mikrogeometrieder Bohrwerkzeuge auf den Zerspanprozess 71

4.3.1 Erzeugung definierter Kantenverrundungen durch Schleppschleifen 71

4.3.2 Ermittlung des Einflusses einer Kantenverrundung auf Kräfte, Momente und Werkstückrandzonen in Abhängigkeit vom Werkzeugdurchmesser 80

4.3.3 Standweguntersuchungen 83

4.3.4 Zwischenfazit zu den experimentellen Untersuchungen zumEinfluss der Mikrogeometrie der Bohrer auf den Zerspanprozess 99

5 Numerische Untersuchungen 101

5.1 Modellbildung 101

5.2 Simulationen - Ergebnisse und Verifikation 1055.2.1 Simulationen mit Werkzeugdurchmesser d = 1 mm mit

verschiedenen Elementzahlen und -größen des Werkstücks 106

5.2.2 Simulation mit Werkzeugdurchmesser d = 10 mm 110

5.2.3 Weiterführende numerische Untersuchungen mitWerkzeugdurchmesser d = 1 mm 112

5.2.4 Zwischenfazit zu den numerischen Untersuchungen 118

6 Zusammenfassung 119

7 Literatur 125

Lebenslauf 137

Formelzeichen und Abkürzungen III

Formelzeichen und Abkürzungen Symbols and Abbreviations

Lateinische Formelzeichen

ap mm Schnitttiefe

ae mm Eingriffsweite

b mm Spanungsbreite, Fasenbreite

cp kJ/kgK spezifische Wärmekapazität

d mm Werkzeugdurchmesser

dM mm Werkzeugdurchmesser in der Mitte der Hauptschneiden

dK mm Werkzeugkerndurchmesser

dQ mm Querschneidendurchmesser (Bohrwerkzeug)

dWS mm Werkstückdurchmesser

f mm Vorschub

fz mm Vorschub je Zahn

h mm Spanungsdicke

hch mm Spandicke

hm mm Mittel aus Spanungsdicke und Spandicke

hmin mm minimale Spanungsdicke

kc N/mm² spezifische Schnittkraft

kc1.1 N/mm² Hauptwert der spezifischen Schnittkraft

kf MPa Fließspannung

kf N/mm2 spezifische Vorschubkraft

kf1.1 N/mm2 Hauptwert der spezifischen Vorschubkraft

l mm Bohrtiefe

lc m Schnittweg

m’W Kg/s Massenstrom Wasser

n min-1 Drehzahl

nHA min-1 Drehzahl Hauptarm (Schleppschleifen)

nW min-1 Drehzahl Werkzeug (Schleppschleifen)

p W/mm3 spezifische Leistung

r mm Eckenradius

IV Formelzeichen und Abkürzungen

r mm Radius

rn μm Radius Schneidkante

rnQ μm Radius Querschneide

rW m Radius Werkzeug (Schleppschleifen)

s μm Schichtdicke

t s Zeit

v m/min Anströmgeschwindigkeit

vc m/min, sfm Schnittgeschwindigkeit

vch m/min Spangeschwindigkeit

vcm m/min Mittel aus Schnitt- und Spangeschwindigkeit

vcM m/min Schnittgeschwindigkeit in der Mitte der Hauptschneiden

vf mm/min Vorschubgeschwindigkeit

resv m/min resultierende Geschwindigkeit

xv m/min Geschwindigkeitskomponente in x-Richtung

yv m/min Geschwindigkeitskomponente in y-Richtung

z - Zähnezahl

A % Biegebruchfestigkeit

Bi - Biot-Zahl

DK μm Korndurchmesser

DV mm Vorbohrdurchmesser

DZ mm Zylinderdurchmesser

E MPa Elastizitätsmodul

E´ W Ausgestrahlte Energie eines Strahlers

F mm Vorschub

F N Zerspankraft

Fc N Schnittkraft

Ff N Vorschubkraft

Fp N Passivkraft

H mm Abstand der res. Schnittkraft von der Bohrerachse

Formelzeichen und Abkürzungen V

K - Zerspanungshauptgruppe

L mm Probenlänge

Mz Nmm Drehmoment

Mz, bez Nmm/mm2 bezogenes Drehmoment

P W Leistung

Pc W Schnittleistung

Q J Wärme

Q’ab, Q’auf W abgegebene, aufgenommene Wärmemenge

Ra μm arith. Mittenrauhwert

Rm N/mm² Zugfestigkeit

Rp0,2 N/mm2 0,2%-Dehngrenze

Rz μm gemittelte Rautiefe

RHA m Radius Hauptarm (Schleppschleifen)

T °C, K Temperatur

TF °C Temperatur an den Führungsfasen

TU °C Umgebungstemperatur

T °C, K Temperaturdifferenz

V mm3 zerspantes Volumen

VBmax μm maximale Verschleißmarkenbreite

VBEmax μm maximale Verschleißmarkenbreite der Schneidecken

W J Arbeit

We J Gesamtarbeit

WWZ J vom Werkzeug aufgenommene thermische Energie

WWS J vom Werkstück aufgenommene thermische Energie

WSP J vom Span aufgenommene thermische Energie

WKSS J vom Kühlschmierstoff aufg. thermische Energie

Z % Brucheinschnürung

Zi - Zylinder-Nr.

VI Formelzeichen und Abkürzungen

Griechische Formelzeichen

° Freiwinkel

m2/s Temperaturleitfähigkeit

W/m2K Wärmeübergangskoeffizient

f ° Seitenfreiwinkel

k W/mm²K konvektiver Wärmeübergang

L K-1 Koeffizient der linearen thermischen Ausdehnung

o ° Hauptfreiwinkel (Bohrwerkzeug)

th W/m²K Wärmeübergangskoeffizient

xe ° Wirkfreiwinkel

o ° Keilwinkel

° Spanwinkel

f ° Seitenfreiwinkel

xe ° Wirkspanwinkel

° Drallwinkel

m Wandstärke

- Emissionsfaktor

- Umformgrad

d dt s-1 Umformgeschwindigkeit

° Wirkrichtungswinkel

- Taylor-Quinney-Koeffizient

° Einstellwinkel

W/mK Wärmeleitfähigkeit

nm Wellenlänge

- Reibwert

- Poissonzahl

g/cm³ Dichte

° Spitzenwinkel

MPa Spannungsrelaxation

Formelzeichen und Abkürzungen VII

MPa Viskose Dämpfung

MPa Thermische Fließspannung

C45E+N MPa Dynamische Reckalterung

min-1 Kreisfrequenz

HA min-1 Kreisfrequenz Hauptarm (Schleppschleifen)

W min-1 Kreisfrequenz Werkzeug (Schleppschleifen)

(T) - Thermisch bedingte Erweichung

Abkürzungen

FEM Finite Elemente Methode

HC beschichtetes Hartmetall

HRC Härte nach Rockwell

HS Schnellarbeitsstahl

HV Härte nach Vickers

HW Hartmetall auf WC-Co-Basis

KSS Kühlschmierstoff

MMKS Minimalmengenkühlschmierung

PVD Physical Vapour Deposition

REM Rasterelektronenmikroskop

VIII Formelzeichen und Abkürzungen

Einleitung 1

1 Einleitung Introduction

Schon in der Steinzeit wurden Äxte aus Stein mit einer Bohrung versehen, um sie

damit auf einem Stiel zu befestigen. Die Bohrwerkzeuge bestanden aus Holz- oder

Knochenstäben, die durch ständiges Drehen in den Stein hineingearbeitet wurden. In

der Eisenzeit wurden als erste Formen eiserner Werkzeuge Spitzbohrer, Löffelbohrer

und Zentrumsbohrer gefertigt [Hoer28]. Die Grundformen der in der Antike verwende-

ten Werkzeuge aus Metall wurden bis zum 16. Jahrhundert beibehalten. Schnecken-

bohrer aus dieser Zeit gelten als Vorläufer des Wendelbohrers, der um 1770 von

Cook entwickelt wurde [Bern39, Hahn38, Spri41]. Durch die rasche industrielle Ent-

wicklung seit Beginn des 19. Jahrhunderts wurden ständig steigende Anforderungen

an Bohrprozesse und somit auch an die Bohrwerkzeuge gestellt hinsichtlich Bohrbar-

keit neuentwickelter Werkstoffe, verbesserter Fertigungsgenauigkeit der Bohrungen

und Leistungs- und Zeitersparnis der Fertigungsprozesse. In dieser Zeit gewann die

kostengünstige Werkzeugherstellung immer mehr an Bedeutung. Morse ließ 1863

einen Bohrer patentieren, bei dem die Nuten erstmals gefräst statt gefeilt wurden

[Mors63]. Nachdem ein derartiger Bohrer erstmals in Europa auf der Weltausstellung

in Paris 1867 präsentiert worden war, führte Stock ihre Herstellung in Deutschland

ein. Vorteile dieser Werkzeuge gegenüber den Werkzeugen aus der Zeit vor dem 19.

Jahrhundert lagen einerseits in Stegen, die eine bessere Führung innerhalb der Boh-

rung gewährleisteten, und andererseits in den Spannuten, die eine günstige Spanab-

fuhr zuließen. Mit einem Anteil von 25 bis 30% an der gesamten Zerspanzeit wird die

Bedeutung des Bohrprozesses in der Fertigung zu Anfang des 21. Jahrhunderts

deutlich, wobei der zweischneidige Wendelbohrer als das wichtigste Werkzeug zum

Herstellen zylindrischer Bohrungen aus dem Vollen gilt [Emri01, Koen02].

Werkzeugdurchmesser von 0,03 mm bis zu 50 mm, Schnittgeschwindigkeiten von

1 m/min bis zu 800 m/min und Vorschübe von 0,001 mm bis zu 1,25 mm – jeweils

abhängig vom Durchmesser und zu bearbeitendem Werkstoff – lassen die Einsatz-

vielfalt des Bohrprozesses erkennen. Die heute von unterschiedlichen Quellen für die

gleiche Bearbeitungsaufgabe empfohlenen Schnittwerte variieren z.T. sehr stark, da

Schnittwertvorgaben noch nicht hinreichend wissenschaftlich begründet sind und

ständige Weiterentwicklungen auf dem Schneidstoff-, Werkstoff-, Werkzeug- und Be-

schichtungssektor diese Datenlücke zusätzlich vergrößern. Wird das Bearbeitungs-

feld von einem einzelnen Durchmesser auf einen Durchmesserbereich erweitert, ver-

2 Einleitung

stärkt sich die Unsicherheit hinsichtlich der einsetzbaren Schnittparameter, da eine

lineare Skalierung der Schnittparameter mit dem Werkzeugdurchmesser fatale Fol-

gen auf das Bearbeitungsergebnis hervorrufen kann. Hierbei tritt u.a. die Problematik

auf, dass Mikrogeometrieoptimierungen wie beispielsweise Schneidkantenverrun-

dungen bei Werkzeugdurchmessern von 10 mm zurzeit aus fertigungstechnischen

Gründen nicht linear und reproduzierbar auf Bohrerdurchmesser von 1 mm zu über-

tragen sind. In der Vergangenheit beschränkte man sich bei Untersuchungen zum

Bohren i.d.R. auf einzelne Bohrerdurchmesser. Ein Vergleich von konventionellen

Bohrern mit Kleinstwerkzeugen und eine entsprechende Skalierung der Parameter

des Bohrprozesses wurde bisher noch nicht durchgeführt. Auch das in jüngerer Zeit

eingesetzte Hilfsmittel der FEM-Berechnung zur Prozessauslegung und -optimierung

steht hinsichtlich der dreidimensionalen Zerspansimulation des Bohrprozesses erst

am Anfang seiner Entwicklung. Eine klar definierte Empfehlung für Schnittwerte bzw.

Vorhersage des Bearbeitungsergebnisses aus Erkenntnissen der Simulation ist da-

her nicht möglich. Hieraus leitet sich ein Bedarf ab an Informationen hinsichtlich der

Auswirkung von Variationen verschiedener Faktoren über den Bohrdurchmesserbe-

reich auf Prozessgrößen wie Vorschubkräfte, Drehmomente oder Temperaturen. Als

Beispiele für diese Faktoren seien hier die Schnittgeschwindigkeit, der Vorschub und

die Mikrogeometrie der Werkzeughauptschneiden genannt.

Vor diesem Hintergrund werden in der vorliegenden Arbeit Zusammenhänge zwi-

schen den Werkzeugeigenschaften und dem Prozessverhalten der Werkzeuge beim

Bohren mit verschiedenen Durchmessern in Stahl untersucht, so dass eine Möglich-

keit zur Optimierung der Schneidkantenmikrogeometrie bei kleinen Bohrwerkzeugen

ermöglicht wird. Mit Hilfe der Ergebnisse wird das Prozessverständnis beim Bohren

mit verschiedenen Durchmessern erhöht. Zur Analyse des Bohrprozesses werden

dreidimensionale FEM-Simulationsmodelle aufgebaut und hinsichtlich der Abbil-

dungsgenauigkeit realer Bohrprozesse in Bezug auf die Vorschubkräfte, Drehmo-

mente und Temperaturen analysiert und optimiert. Die Untersuchungen führen zu

einem dreidimensionalen Bohrmodell, das anhand von experimentell ermittelten Da-

ten hinsichtlich Vorschubkräften, Drehmomenten, Temperaturen und Spanform veri-

fiziert ist.

Introduction 3

Introduction

As early as Stone Age man provided Stone axes with a drilling hole which allowed

fastening a handle to the axe. Drilling tools in those days consisted of wood or bone

staffs which plunged into the stone through constant twisting. In Iron Age the first iron

tools to be made were in fact pointed drills, spoon drills and centre drills. The basic

forms of the iron tools used in the antiquity were maintained until the 16th century.

Snail drills of this period are considered to have been the model for the twist drill

which Cook invented around 1770. Rapid industrial development since the beginning

of the 19th century has placed constantly rising demands on drilling processes thus

asking for drilling tools capable of drilling newly developed materials, furthering pro-

duction accuracy of boreholes and saving time in the production process. It was also

a time in which economical tool production became more and more significant. Morse

developed a drill in which for the very first time the slots were milled instead of filed;

he got a patent in 1863. After the initial presentation of such a drill in Europe on the

World Exhibition in Paris 1867, Stock set up the production of milled drills in Ger-

many. The advantage of these tools compared with those from before the 19th cen-

tury were on the one hand bars, which ensured an improved guidance within the drill-

ing and on the other hand in the chip flutes, which allowed a favourable chip removal.

Now, at the beginning of the 21st century, the drilling process has become one of the

most significant manufacturing processes, its total share consisting of 25% to 30% of

the entire cutting time – the two edged twist drill being the most significant tool for

producing cylindrical boreholes from the solid. Tool diameters from 0.03 mm to 50

mm, cutting velocities of 1 m/min up to 800 m/min and feed motions from 0.001 mm

to 1.25 mm – dependent on the diameter and on the material – display the diversity

of the drilling process. Today, different scientific and non-scientific sources recom-

mending cutting parameters for the same task may vary to a large extent, as cutting

parameters defaults are not yet sufficiently scientifically justified and constant devel-

opments concerning cutting material, workpiece material, tools and layering enhance

this data gap additionally. Extension from one diameter to a diameter range in-

creases uncertainty regarding the applicable cutting parameters, since a linear scal-

ing of the cutting parameters and tool diameter may have a dramatic impact on the

machining result. Due to technical reasons the optimisation of the micro geometry,

such as the fact that cutting edge roundings of 10 mm cannot be transferred linear

and reproducibly to drill diameters of 1 mm. In the past investigation into drilling of

4 Introduction

singular diameters has been enforced, neglecting the continuous investigation into

scaling drilling processes with conventional drill diameters down to small diameters

and its influence on tool and workpiece. FEM calculation, which has recently been

used to interpret and optimise processes, has only just taken its first steps into three

dimensional cutting simulation of the drilling process. Therefore, a clearly defined

recommendation for cutting parameters or prediction of production results is not pos-

sible. This calls for information regarding the effect of variation of the different factors

of the entire diameter range on process measurands such as feed forces, torques

and temperatures. Examples for these factors are cutting velocity, feed motion and

micro geometry of the major cutting edge.

Against this background, this paper investigates connections between tool character-

istics and the process behaviour of the tools when drilling with different diameters in

steel, thus enabling optimisation of the cutting edge micro geometry of small drilling

tools. The resulting data shall serve to increase understanding processes when drill-

ing with different diameters. For the analysis of the drilling process three-dimensional

FEM simulation models are developed and evaluated with regard to exact depiction

of real drilling processes as far as feed forces, torques and temperatures are con-

cerned. Research in this field leads to a three-dimensional drilling model, which is

verified with regard to feed forces, torques, temperatures and chip form.

Stand der Erkenntnisse 5

2 Stand der Erkenntnisse State of the Art

2.1 Schneidstoffe für Bohrwerkzeuge Cutting Materials for Drilling Tools

Im 18. und 19. Jahrhundert kam als Schneidstoff für Bohrwerkzeuge hauptsächlich

Kohlenstoffstahl zum industriellen Einsatz. Die Forderung nach schnellerer Zerspa-

nung seit Ende des 19. Jahrhunderts und die damit einhergehende Temperaturerhö-

hung in der Zerspanstelle führte zu erhöhtem Ausfall der Werkzeuge durch Überhit-

zung. Als Lösung wurde der Stahl zunehmend mit Karbidbildnern legiert, was 1864

zur Entstehung des Schnellarbeitsstahls (HS) führte. Anfang der 20er Jahre des 20.

Jahrhunderts entwickelte die Berliner Osram Studiengesellschaft das Hartmetall, bei

dem Karbide mit Bindematerial wie Kobalt zusammen gesintert wurden. Das Verfah-

ren wurde 1923 zum Patent angemeldet, das die Fried. Krupp AG 1925 übernahm

[Fili05]. Das Hartmetall zeichnete sich im Verhältnis zu den bisher bekannten

Schneidstoffen durch hohe Härte und Verschleißfestigkeit aus. Die genannten Ei-

genschaften gekoppelt mit einer hinreichenden Zähigkeit führten seitdem in der

Werkzeugindustrie zu einem zunehmenden Einsatz von Hartmetall als Schneidstoff

für Zerspanwerkzeuge: Während 1989 das Umsatzverhältnis von HS- zu Hartmetall-

werkzeugen noch ausgeglichen war [Kola96], betrug der Anteil an HS-Werkzeugen

1999 nur noch ca. 35% gegenüber Hartmetall mit ca. 65% [Emri01].

2.2 Bohrergeometrie und Besonderheiten des Bohrprozesses Geometry of Drilling Tools and Characteristics of the Drilling Process

Die Grundform von Bohrern hat sich seit dem 19. Jahrhundert kaum verändert, wobei

über 150 handelsübliche Anschliffarten auf dem Markt erhältlich sind [Tika93]. Bohrer

aus Schnellarbeitsstahl sind seit 1970 in einer großen Anzahl von Normen definiert.

Die Unterteilung findet in der Regel nach der Werkzeuglänge, dem Werkzeugdurch-

messer und der Schaftform statt, wobei in diesen Normen keine präzise Charakteri-

sierung des Schneidenbereiches erfolgt [DIN78a - e]. Als Beispiel sei hier die Boh-

rerspitze genannt. Bei Werkzeugen mit Durchmesser 1 mm ist sie auf einen Zwei-

oder Vierflächenschliff beschränkt, während Bohrer mit größeren Durchmessern

durch ein weites Feld von Spezialanschliffen den jeweiligen Anforderungen ange-

passt werden können [Tika93]. Auch DIN 1412 beschreibt lediglich fünf unterschied-

liche Spitzen-Sonderanschliffe für HS-Bohrer [DIN01], wobei u.a. die Ausspitzung der

Querschneide berücksichtigt ist. In der heutigen Fertigung werden Bohrwerkzeuge

6 Stand der Erkenntnisse

sowohl aus HS als auch aus Hartmetall mit Durchmessern größer 2 mm häufig aus-

gespitzt. Erst seit 1989 werden auch Normen für Bohrwerkzeuge aus Hartmetall er-

arbeitet, wobei die Normung für einen Werkzeugdurchmesser von d 1,9 mm gilt

[DIN91, DIN93a - b]. In den zur Zeit verfügbaren Normen wird auf eine präzise Fest-

legung der Schneidengestaltung verzichtet, wodurch auch die Ausbildung der

Schneidkantenmikrogeometrie den Gestaltungswünschen und Fertigungsmöglichkei-

ten der Werkzeughersteller überlassen bleibt. Innovative Schneidkantenformen wie

definierte Schneidkantenverrundungen werden wie die handelsüblichen Anschliffe

den gleichen DIN-Normen zugeordnet, obwohl nach dem Verständnis der Einteilung

der DIN-Normen die zuletzt genannten Sonderanschliffe darstellen. Zur Zeit sind

Bohrwerkzeuge hinsichtlich der Mikrogeometrieausbildung in Form einer definierten

Schneidkantenausbildung erst ab Durchmessern größer 3 mm reproduzierbar zu

präparieren. Auf die Erzeugung von Schneidkantenverrundungen an Zerspanwerk-

zeugen und deren Auswirkungen auf den Zerspanprozess wird in Kapitel 4.3 näher

eingegangen. Die Schneidengeometrie eines Wendelbohrers nach DIN 5419, die die

Benennungen, Definitionen und Formen von Wendelbohrern enthält, zeigt Bild 2.1

[DIN98].

Fase

Querschneide

Neben-freifläche(Rücken)

Kerndicke k

Spannut

Rücke

n-

durch

messe

rHaupt-freifläche

Schneidenecke

Fasenbreite b

Nebenschneide

SpanflächeHauptschneide

Spitzen-winkel

Bild 2.1 Schneidengeometrie eines Wendelbohrers [DIN98] Cutting Edge Geometry of a Twist Drill

Der Prozess des Bohrens ist ein Spanen mit kreisförmiger Schnittbewegung, bei dem

die Drehachse des Werkzeugs und die Achse der zu erzeugenden Innenfläche

identisch sind und die Vorschubbewegung in Richtung dieser Achse verläuft. Die

Drehachse der Schnittbewegung behält ihre Lage zum Werkstück unabhängig von

der Vorschubbewegung bei (Drehachse ist werkstückgebunden) [DIN03].


Die Bohrbearbeitung ist durch verfahrensspezifische Besonderheiten gekennzeich-

net. Hierzu gehören [Koen02]:

Die über der Hauptschneide zum Zentrum bis auf Null abfallende Schnittge-

schwindigkeit.

Der kontinuierliche Schnitt.

Der schwierige Abtransport der Späne durch die Spannuten.

Das Reiben der Führungsfasen an der Bohrungswand.

Je nach Anschliffform und Verjüngung des verwendeten Werkzeugs zum Schaft hin

nehmen bei einem Wendelbohrer am Trennvorgang außer den Hauptschneiden und

der zwischen ihnen liegenden Querschneide auch Teile der Führungsfasen als Ne-

benschneiden teil. Durch den beim Bohren entstehenden „geschlossenen Schnitt"

kann die während des Zerspanprozesses generierte Wärme schlechter von der Be-

arbeitungsstelle abgeführt werden als bei anderen Zerspanprozessen mit definierter

Schneide [Droe87]. Eine weitere Besonderheit bei Bohrwerkzeugen ist der sich über

den Durchmesser entlang der Hauptschneide verändernde Span- und Freiwinkel.

Der Spanwinkel an der Schneidenecke wird durch Form und Steigung der Drallnuten

bestimmt. Bei der Mehrzahl der Bohrwerkzeuge aus Schnellarbeitsstahl und Hartme-

tall hat der Spanwinkel seinen größten Wert an der Schneidenecke. Er nimmt zur

Bohrermitte hin ab und kann beim Übergang zur Querschneide negativ werden

[Adam96, Koen02, Witt80]. Durch das Zusammenwirken von Hauptschnittbewegung

(Rotation) und Vorschubbewegung ergibt sich eine von der Schnittrichtung abwei-

chende Wirkrichtung, wodurch sich Span- und Freiwinkel beim Schnittvorgang um

den Betrag des Wirkrichtungswinkels ändern [Scha51]. Um dieses Maß wird der

Wirkfreiwinkel xe in der Schnittebene verkleinert und der Wirkspanwinkel xe vergrö-

ßert. Zur Veranschaulichung ist in Bild 2.2 der Bewegungsablauf der Hauptschneiden

eines zweischneidigen Bohrwerkzeugs schematisch dargestellt. Die Schnittfläche

des Bohrers besteht aus zwei Schraubenflächen, die in gleichbleibender Distanz des

halben Vorschubs zueinander laufen.


f

xe

f/2f

Schnittrichtung

Wirkrichtung Vorschubrichtung

Schneide 1

Schneide 2

xe

Bild 2.2 Bewegungsablauf der Hauptschneiden eines zweischneidigen Bohrwerkzeugs Motion of the Major Cutting Edges of a Two Edged Drilling Tool

2.3 Zerspankräfte und Schnittmomente Cutting Forces and Torques

Wie auch bei anderen Verfahren mit geometrisch bestimmter Schneide hängen die

Prozesskräfte von den Prozessparametern, der Schneidengeometrie und dem zu

bearbeitenden Werkstoff ab. Die mechanische Belastung des Bohrers erfolgt aus der

Einleitung von Kräften auf die Frei- und Spanflächen der Haupt- und Nebenschnei-

den. Die Zerspankräfte sind näherungsweise berechenbar [Pauk96, Spur79], wobei

sich die Grundgleichung nach Kienzle als das zweckmäßigste Berechnungsverfahren

herausgestellt hat, um mit einfachen Gleichungen unter Zuhilfenahme von Richtwer-

ten eine schnelle Lösung zu erhalten [Milb95]. Die von König, Essel und Witte in um-

fangreichen Versuchen zum Drehen tabellierten spezifischen Schnittkräfte können

als Grundlage für derartige Berechnungen dienen, wobei die Grundgleichung durch

Erweiterung mit Korrekturfaktoren dahingehend angepasst werden kann, dass Ein-

flüsse von Kühlschmierstoff, Verschleiß oder Fertigungsverfahren näherungsweise

berücksichtigt werden [Koen82]. Nach Pauksch nimmt die Berechnungsgenauigkeit

mit steigender Anzahl von Korrekturfaktoren ab [Pauk96].

Beim Bohren setzt sich die Zerspankraft F aus Schnittkraft Fc (tangential), Vorschub-

kraft Ff (axial) und Passivkraft Fp (radial) zusammen, wobei jede der drei letztgenann-

ten jeweils aus einem Querschneidenanteil, einem Hauptschneidenanteil und einem


Anteil von Fasen- und Spanreibung besteht (Bild 2.3 links) [Spur60]. Da die Schnitt-

kraft nicht direkt gemessen werden kann und nicht konstant über dem Bohrerradius

verläuft (Bild 2.3 rechts), wird sie mit der Annahme, dass sie in einem Abstand H von

der Bohrerachse angreift, über das Drehmoment Mz berechnet.

Ff1Ff2

Fp2 Fp1

d

Fp1

Fc1

Fp2

Fc2

2*H

Fc: SchnittkraftFf: VorschubkraftFp: Passivkraft

d: WerkzeugdurchmesserH: Abstand Kraftangriffspunkt

von Bohrerachse

H

rd/2

0

Querschneide

Haupt-schneide

Fasen- undSpanreibung

resultierende SchnittkraftFc / N

Ff1Ff2

Fp2 Fp1

d

Fp1

Fc1

Fp2

Fc2

2*H

Fc: SchnittkraftFf: VorschubkraftFp: Passivkraft

d: WerkzeugdurchmesserH: Abstand Kraftangriffspunkt

von Bohrerachse

H

rd/2

0

Querschneide

Haupt-schneide

Fasen- undSpanreibung


H

rd/2

0

Querschneide

Haupt-schneideHaupt-schneide

Fasen- undSpanreibungFasen- undSpanreibung



Bild 2.3 Zerspankraftkomponenten am Wendelbohrer und Kraftverlauf über dem Bohrerradius [Pauk96, Spur60]Components of the Cutting Forces of a Twist Drill and Force Progression Along the Tool Radius

Untersuchungen von Spur und Pauksch zeigen Werte für H zwischen H = 0,3*d/2

und H = 0,64*d/2 [Pauk96, Spur60]. Für überschlägige Rechnungen kann ein Wert

von H = 0,5*d/2 angenommen werden [Pauk96]. Auf Grund des möglichen hohen

Streubereiches bei Berechnungen stellt die experimentelle Ermittlung der Kräfte we-

gen ihrer höheren Genauigkeit häufig die Grundlage für Forschungen dar. Da die

beiden Passivkräfte Fp eines zweischneidigen Werkzeugs gegeneinander gerichtet

sind, heben sie sich bei einem ideal symmetrischen Bohrer vollständig auf [Spur79,

Witt80]. Die Vorschubkraft Ff und das Drehmoment Mz sind mit Hilfe von Schnittkraft-

dynamometern direkt messbar.

Um die Schnittkräfte bei der Trockenbearbeitung mit einem Werkzeugdurchmesser

von 8,5 mm zu erfassen, bohrte Eisenblätter einzelne Ringe mit verschiedenen

Durchmessern ab und rechnete mit Hilfe der aufgenommenen Drehmomente auf die

bei dem jeweiligen Bereich der Werkzeughauptschneide auftretende Schnittkraft zu-

rück [Eise00]. In Arbeiten zur Flächenbelastung der Werkzeugschneiden von Bach et


al. und Opalla wurden mit einem Bohrerdurchmesser von 14 mm verschiedene Ring-

durchmesser abgebohrt und die dabei entstehenden Kräfte aufgenommen [Bach04,

Opal03]. Hierbei konnte der Übergang von Quer- zu Hauptschneide als überwiegend

belasteter Bereich identifiziert werden (Bild 2.4).

Zerspanungs-querschnitte

Bohrerachse

Drehachse Werkstück Werkzeug: WendelbohrerSchneidstoff: HC-K30 TiNDurchmesser: d = 14 mmWerkstoff: Ck45Vorschub: f = 0,25 mmSchnittgeschw.: vc = 300 m/min

Fzp (x-y-Ebene)

Ff

Bild 2.4 Versuchsaufbau und mechanische Belastung über der Werkzeug-schneide [Bach04, Opal03] Experimental Setup and Mechanical Load Along the Cutting Edge

Im Kraft- und Drehmomentverlauf lassen sich auch die von Hoff beschriebenen vier

Phasen einer Durchgangsbohrungsoperation wieder finden [Hoff86] (Bild 2.5). Die

Anbohrphase (Phase 1) wird mit dem ersten Kontakt zwischen Werkzeug und Werk-

stückoberfläche eingeleitet und endet mit dem Zeitpunkt, ab dem alle Schnei-

denecken des Bohrers ständig im Eingriff sind. Phase 2 wird als VoIlbohren bezeich-

net, wobei alle Schneidenecken des Werkzeugs ständig im Eingriff sind. Die Phase 3

des Bohrens beginnt, wenn ein Punkt der Bohrerspitze die Austrittsebene durchstößt

und endet, wenn die letzte Schneidenecke des Bohrers aus dem Werkstück tritt. Zum

Abschluss des Bohrvorganges schließt sich eine vierte Phase an, in der das Werk-

zeug durch die bereits gefertigte Bohrung zurückgezogen wird. Bei Grundlochboh-

rungen entfällt die dritte Phase.


Prozessphasen einer Durchgangs- und einer Grundlochbohrung

Kraft- und Momentverlauf eines Grundloch-Bohrprozesses

Grundlochbohrung

Anbohren

Vollbohren

Ausbohren

Durchgangsbohrung

Vor

schu

bkra

ft F f

Zeit t / s

Dre

hmom

ent M

z

Anbohren

Vollbohren

Rückzug

Vor

schu

bkra

ft F f

Zeit t / s

Dre

hmom

ent M

z

Anbohren

Vollbohren

Rückzug

Bild 2.5 Prozessphasen von Bohroperationen und Kraft- und Momentverlauf eines Grundloch- Bohrprozesses [Hoff86] Phases of Drilling Processes and Force and Torque Progression of a Pocket Hole Drilling Process

Vorschubkräfte und Drehmomente haben eine hohe Aussagefähigkeit bezüglich der

im Bohrprozess auftretenden Belastungen, wodurch eine Auslegung des Prozesses

anhand dieser Ergebnisgrößen sinnvoll erscheint. Hierbei ergibt sich besonders im

industriellen Umfeld häufig das Problem, dass sich eine Ermittlung der Schnittpara-

meter als zeit- und kostenintensiv herausstellt, da Einsatzparameter für Bohrwerk-

zeuge für jeden Bohrerdurchmesser einzeln ermittelt werden müssen. Da häufig kei-

ne personellen oder terminlichen Kapazitäten zur empirischen Ermittlung von Vor-

schubkraft-, Drehmoment- oder Leistungsdaten zur Verfügung stehen, wird vielfach

auf empirisch ermittelte Modelle zurückgegriffen. Hierbei hat sich die Grundgleichung

nach Kienzle als das zweckmäßigste Berechnungsverfahren herausgestellt, um mit

einfachen Gleichungen unter Zuhilfenahme von Richtwerten eine schnelle Lösung zu

erhalten [Degn93]. Aufgrund oben genannter technischer und kapazitiver Engpässe

insbesondere bei kleinen und mittelständischen Unternehmen (KMU) orientieren sich

diese an den von den Werkzeugherstellern angegebenen Schnittwertempfehlungen,

die allenfalls als Richtwerte anzusehen sind. Allgemein wird empfohlen, mit abneh-

mendem Bohrerdurchmesser sowohl den Vorschub als auch die Schnittgeschwindig-

keit zu senken [Frie95, Muel92].

2.4 Spanbildung Chip Formation

Bei der Zerspanung mit definierter Schneide beginnt der Spanbildungsvorgang mit

dem Eindringen des Schneidkeils in den Werkstückstoff, wodurch dieser elastisch


und plastisch verformt wird. Wenn die maximal zulässige, werkstoffabhängige

Schubspannung überschritten ist, setzt ein Fließen des Werkstoffes ein. Bedingt

durch eine vorgegebene Schneidkeilgeometrie bildet sich der verformte Werkstoff zu

einem Span aus, der über die Spanfläche des Schneidkeils abläuft [Koen02]. Die

Entstehung von unterschiedlichen Spanarten ist abhängig von den Werkstoffeigen-

schaften wie Umformvermögen oder Zugfestigkeit, von der Geometrie des Zerspan-

werkzeugs sowie von den Prozessparametern. Die Spanbildung beim Bohrprozess

zeichnet sich durch folgende Gegebenheiten aus:

Eine über den Werkzeugradius nicht konstante Schnittgeschwindigkeit.

Umformen bzw. Quetschen des Werkstoffs im Bereich der Querschneide.

Veränderliche Keil- bzw. Spanwinkel über dem Werkzeugradius.

Gehemmter Spanabtransport durch die Spannuten.

Mit der über dem Werkzeugradius linear steigenden Schnittgeschwindigkeit steigt

auch das Zeitspanvolumen linear an, was bei ungestörtem Spanfluss zu einem kege-

ligen Span führen würde [Adam96]. Nakayama beschreibt sechs verschiedene

Spanarten, die beim Bohren mit Wendelbohrern entstehen können (Bild 2.6)

[Naka78].

Kegelförmiger Spiralspan(Form A)

Spiralspan mit großer Steigung(Form B)

Trichterförmiger Bruchspan(Form C)

Nadelspan(Form F)

Gefalteter Span(Form E)

Übergangsspan(Form D)

Kegelförmiger Spiralspan(Form A)

Spiralspan mit großer Steigung(Form B)

Trichterförmiger Bruchspan(Form C)

Nadelspan(Form F)

Gefalteter Span(Form E)

Übergangsspan(Form D)

Bild 2.6 Spanformen beim Bohren [Naka78] Chip Forms in Drilling Processes

Während beim Bohren von duktilen Werkstoffen mit geringen Spanungsdicken ein

kegelförmiger Spiralspan entsteht (Form A), erfolgt bei größeren Spanungsdicken die

Bildung eines Spiralspans mit großer Steigung (Form B). Kurze, trichterförmige


Bruchspäne treten auf, wenn das Umformvermögen des Werkstoffes auf der gesam-

ten Spanungsbreite überschritten wird (Form C). Wenn beim Bohren von Werkstoffen

mittlerer Duktilität ein Span der Form A in einen Span der Form B übergeht und nach

kurzer Zeit bricht, entsteht der sogenannte Übergangsspan (Form D). Der gefaltete

Span (Form E) gilt ebenso als Spansonderform wie der nadelförmige Span (Form F).

Die Faltung wird auf die Unfähigkeit des Spans zurückgeführt, die Reibung an der

Bohrungswand zu überwinden, während die Nadelbildung in Zusammenhang mit

Aufbauschneidenbildung gebracht wird.

Weinert untersuchte die Spanbildung beim Bohren mit hohen Schnittgeschwindigkei-

ten und einem Werkzeugdurchmesser von 14 mm. Die Entwicklung einer Vorrich-

tung, mit der das Werkstück während des Bohrprozesses mit hoher Beschleunigung

aus dem Schnitt genommen werden kann, ermöglichte die Analyse der Spanwurzeln

in unterschiedlichen Bereichen des Werkzeugeingriffs (Bild 2.7) [Bach03, Wein02,

Wein05a].

Bild 2.7 Spanwurzel Querschneide, Ck45N, f = 0,25 mm [Wein05a] Chip Root Chisel Edge, Ck45N, f = 0.25 mm

Die Untersuchungen zum Hochgeschwindigkeitsbohren zeigen Wechselbeziehungen

zwischen dem mechanischen Belastungsprofil über der Werkzeugschneide, der Kon-

taktfläche sowie der Spanwurzel- und Randzonenausbildung. Beim HPC-Bohren

(High Performance Cutting) unterliegt das Werkzeug anderen Anforderungen im Ver-

gleich zu konventionellen Schnittparametern. Die spezifischen Problematiken des

Bohrens wie z.B. der Spantransport aus der Tiefe der Bohrung sowie sich über den

Radius des Werkzeugs ändernde Winkelverhältnisse und unterschiedliche Schnitt-


geschwindigkeiten entlang der Schneide verstärken sich bei erhöhten Parametern

[Wein05a].

2.5 Energieumsetzung und Temperaturermittlung beim Bohren Energy Conversion and Determination of Temperature in Drilling Processes

2.5.1 Energieumsetzung beim Bohren Energy Conversion

Die Temperatur bei der Zerspanung ist abhängig von der zur Zerspanung notwendi-

gen Arbeit W, wobei bei Vernachlässigung der kinetischen Energie der Späne und

eventuell im Werkstoff induzierte Eigenspannungen die aufgewendete mechanische

Gesamtarbeit bei jedem schwingungsfreien Zerspanungsvorgang vollständig in ther-

mische Energie umgesetzt wird [Gras88, Koch96]. Diese erzeugte Wärme muss von

Werkzeug, Werkstück, Spänen und Kühlschmierstoff aufgenommen werden. Der von

der Umgebung durch Konvektion, Wärmestrahlung und -leitung aufgenommene

Anteil ist im Allgemeinen vernachlässigbar gering. Erfolgt der Zerspanprozess im

Trockenschnitt, entfällt der entsprechende Energieanteil:

We = WWZ + WWS + WSP + WKSS Gl. 2.1

mit

We = mechanische Gesamtarbeit thermische Energie

WWZ = thermische Energie, die vom Werkzeug aufgenommen wird

WWS = thermische Energie, die vom Werkstück aufgenommen wird

WSP = thermische Energie, die mit den Spänen abgeführt wird

WKSS = thermische Energie, die mit dem Kühlschmierstoff abgeführt wird

Untersuchungen von Kronenberg zum Drehen ergaben die im linken Teil von

(Bild 2.8) dargestellte Energie- bzw. Wärmeverteilung in Werkzeug, Werkstück und

Span bei der Stahlzerspanung [Kron66]. Der Hauptanteil der mechanischen Energie

wird in der Scherzone umgesetzt. Die an den einzelnen Entstehungsstellen Scher-

ebene, Trennzone, Freifläche und Spanfläche anfallenden Wärmemengen werden

durch Wärmeleitung, Strahlung und Konvektion an die Umgebung abgeführt. Als

Folge bilden sich in Werkzeug und Werkstück die im rechten Bildteil von Bild 2.8 dar-

gestellten Temperaturfelder nach Vieregge aus [Vier70].


Werkstück

Werkzeug

Span

Scherebene(80%)

75 %

20 %

5 % Freifläche(2%)

Spanfläche(18%)

WerkzeugSpan

700°C

650°C

600°C

300°C

310°C

450°C

380°C

130°C80°C

Werkstück 500°C30°C

500°C

500°C650°C

600°C

600°

C

400°C

Bild 2.8 Energie- bzw. Wärmeverteilung in Werkzeug, Werkstück und Span bei der Stahlzerspanung [Kron66, Vier70] Energy Respectively Heat Spread in Tool, Workpiece and Chip During the Cutting Process

Sie verändern sich so lange, bis ein Gleichgewicht der zu- und abgeführten Wärme-

mengen erreicht ist. Der größte Teil der Wärme wird nach Kronenberg über die Spä-

ne abgeführt, ihr Anteil beträgt ca. 75%. Über das Werkzeug werden 18 - 20% der

Wärme abgeleitet, so dass 5 - 7% in das Bauteil fließen.

Schmidt untersuchte die Verteilung der Wärme in Werkzeug (T), Werkstück (W) und

Span (C) im Schnittgeschwindigkeitsbereich von vc = 10 - 250 sfm (vc = 3 - 76 m/min)

und für Vorschübe von f = 0,0022 - 0,0091 inch (f = 0,06 - 0,23 mm) (Bild 2.9)

[Schm49]. Steigert man Schnittgeschwindigkeit und Vorschub, so wächst der prozen-

tuale Anteil der Wärme, die über die Späne abgeführt wird, kontinuierlich an. Dieser

Anteil beträgt bei einer Schnittgeschwindigkeit von nur vc = 10 sfm je nach Vorschub

zwischen ca. 40% (f = 0,0022 inch) und 52% (f = 0,0091 inch). Bei höheren Schnitt-

geschwindigkeiten von vc = 100 sfm und darüber verläuft die Steigung deutlich gerin-

ger, bis sich bei vc = 250 sfm ein Anteil von 60% (f = 0,0022 inch) - 80%

(f = 0,0091 inch) ergibt. Die prozentualen Unterschiede zwischen den Vorschüben

bleiben über dem gesamten untersuchten Schnittgeschwindigkeitsbereich erhalten.


Werkstoff:Werkzeug:Durchmesser:Schnittgeschw.:Vorschub:Bohrungstiefe:Art der Bohrung:

Ck45KBohrerd = 7/16 inchs. Diagramms. Diagramml = 30 mmOrthogonalschnitt

0

1

2

3

4

5

6

7

9(2) (5) (9)

0

1

2

3

4

5

7

0

1

2

3

4

6

0102030405060708090

110

500 1000 20001500 3000

50 100 150 200 3000

0

Prozentualer Anteil der Gesamtwärme

Drehzahl

max. vc

T im Kalorimeter

oF oF oF(2) WTC (5)WTC (9)WTC

(9)TC

(5)TC(2)TC

(9)C(5)C

(2)C

min-1

f/min

%

(2) f = 0,0022 inch(5) f = 0,0057 inch(9) f = 0,0091 inch

WTC:

TC:C:

Werkstück,Werkzeug, SpanWerkzeug, SpanSpan

Anteil der Wärme in

Bild 2.9 Verteilung der Wärme in Werkzeug, Werkstück und Span beim Bohren in Abhängigkeit von Schnittgeschwindigkeit und Vorschub [Schm49]Heat Spread in Tool, Workpiece and Chip During Drilling Processes Dependent on Cutting Speed and Feed

2.5.2 Temperaturermittlung beim Bohren Determination of Temperature in Drilling Processes

Zur Messung der beim Zerspanen auftretenden Temperaturen stehen je nach Anfor-

derungen verschiedene Verfahren zur Verfügung (Bild 2.10) [Eise00, Lowa67,

Kass82].

Farbanstrich auf einer freien Flächedes Werkzeuges

Kalorimetrische Wärmemessung

Messung mitThermocolorfarbe

ThermoelektrischeMessung

Strahlungs-messung Wärmeleitung

Einwurf -Kalorimetrie

Durchfluss -Kalorimetrie

Farbanstrich auf derInnenfläche des ge-teilten Werkzeuges

Einmeißel-methode

Zweimeißel-methode

Einbau eines isolierten Drahtes als Thermopartner

Strahlungs-pyrometrie

Infrarot-Foto-Thermographie

Messung derInfrarot-Strahlungmit PDS-Zelle

Gefügeänderung

Einbau eines voll-ständigen Thermo-elementes

Farbanstrich auf einer freien Flächedes Werkzeuges

Kalorimetrische Wärmemessung

Messung mitThermocolorfarbe

ThermoelektrischeMessung

Strahlungs-messung Wärmeleitung

Einwurf -Kalorimetrie

Durchfluss -Kalorimetrie

Farbanstrich auf derInnenfläche des ge-teilten Werkzeuges

Einmeißel-methode

Zweimeißel-methode

Einbau eines isolierten Drahtes als Thermopartner

Strahlungs-pyrometrie

Infrarot-Foto-Thermographie

Messung derInfrarot-Strahlungmit PDS-Zelle

Gefügeänderung

Einbau eines voll-ständigen Thermo-elementes

Bild 2.10 Temperaturmessverfahren in der Zerspantechnik [Eise00, Lowa67, Kass82]Methods of Measuring Temperature in Cutting Technology


Nachfolgend werden Methoden der kalorimetrischen, der thermoelektrischen und der

Strahlungsmessung erläutert, da diese Verfahren überwiegend zur Temperaturermitt-

lung bei der Zerspanung eingesetzt werden.

a) Kalorimetrische Messung

Kalorimeter dienen zur Bestimmung von Wärmemengen, indem das Messobjekt die

zu messende Wärmemenge Q‘ möglichst verlustfrei an das Kalorimeter abgibt oder

von ihm aufnimmt, wobei eine Temperaturänderung T auftritt.

Bei Flüssigkeits- und Metallkalorimetern wird die zu messende Wärmemenge an ein

Flüssigkeitsbad bzw. für höhere Temperaturbereiche an einen Metallblock abgege-

ben. Die Wärme, die beim Zerspanprozess durch physikalische Vorgänge ausge-

tauscht wird, kann durch die Einwurfkalorimetrie bestimmt werden [Kass82]. Hierbei

werden die Späne, die während der Zerspanung entstehen, in einem Behälter mit

Flüssigkeit aufgefangen. Nach dem Energieerhaltungsgesetz unter Berücksichtigung

des stationären Zustandes gilt, dass die abgegebene Wärmemenge Q’ab der Späne

gleich der aufgenommenen Wärmemenge Q’auf des Kalorimeters sein muss. Wird

durch geeignete Maßnahmen gewährleistet, dass ein Wärmeaustausch mit der Um-

gebung verhindert wird, gilt für ein Flüssigkeitskalorimeter mit Wasser als Medium:

Tcm'Q'Q' WWaufab Gl. 2.2

mit

m’W = Massenstrom des Wassers

cW = spez. Wärmekapazität von Wasser

T = Temperaturdifferenz

Vorteil dieser Kalorimeter ist das einfache Messprinzip, das geringen technischen

Ansprüchen genügt.

Adiabatische Kalorimeter unterscheiden sich von den Flüssigkeits- und Metallkalori-

metern durch eine adiabate Versuchsführung. Der Wärmeaustausch zwischen dem

Messobjekt und dem temperaturregelbaren Kalorimetergefäß wird durch Tempera-

turangleichung des Messgefäßes an die zu messende Temperatur unterdrückt. Hier-

durch kann bei der Untersuchung von Prozessen, bei denen sich die Temperatur

langsam verändert, eine erhöhte Messgenauigkeit erzielt werden.


Bewertung

Mit kalorimetrischen Messungen können keine Absoluttemperaturen, sondern nur

Angaben über die anteilige Verteilung der auftretenden Wärmeströme bzw. –mengen

gewonnen werden. Der Rückschluss auf die Temperaturhöhe oder eine bestimmte

Schneidentemperatur ist zumindest generell nicht möglich, da die Verhältnisse be-

züglich der Wärmeableitung und der zu erwärmenden Massen viel zu komplex sind

[Lang49]. Ferner eignet sich dieses Verfahren aufgrund der bei der Zerspanung

schnell entstehenden großen Wärmemenge nur bedingt zur Ermittlung der im Pro-

zess erzeugten Wärme [Beit01, Hemm79]. Um die Wärmemenge zu bestimmen,

muss die Wärmekapazität ci der Messanordnung bekannt sein. Da sich die Kompo-

nenten der Messeinrichtung während des Versuchs unterschiedlich stark erwärmen,

kann die Wärmekapazität je nach Versuchsaufbau unterschiedliche Werte anneh-

men. Weiterhin wird im Allgemeinen nicht die gesamte Wärmemenge Q gemessen,

weil ein Teil der Wärme an die Umgebung abgegeben wird und so nicht zur Tempe-

raturänderung des Kalorimeters beitragen kann. Aus diesen Gründen ist eine Kalib-

rierung der Apparatur unbedingt erforderlich. Dies kann z.B. durch Zuführen einer

bekannten Wärmemenge an das Kalorimeter und Messen der hieraus resultierenden

Temperaturänderung erfolgen [Boot63]. Ein Vorteil dieser Methode ist, dass die

Wärmemenge von Objekten bestimmt werden kann, welche bei Raumtemperatur

schnell abkühlen. So kann die Energie von Spänen, die in einem Behälter mit einer

definierten Menge Öl aufgefangen werden, durch Bestimmung der Temperaturände-

rung der Flüssigkeit ermittelt werden [Opal03].

b) Thermoelektrische Messung

Die Funktionsweise von Thermoelementen beruht auf dem Prinzip, dass zwei an ih-

ren jeweiligen Enden zusammengelötete bzw. -geschweißte Drähte, die aus unter-

schiedlichen Metallen oder Legierungen bestehen, eine Thermospannung induzie-

ren, sobald die Lötstellen unterschiedlichen Temperaturen ausgesetzt werden. Dabei

fließt zwischen den beiden Lötstellen ein kleiner Strom, dessen treibende Spannung

mit einem Voltmeter gemessen werden kann [Lien76]. Sofern die Temperatur der

einen Lötstelle bekannt ist, ist die Thermospannung ein direktes Maß für die Diffe-

renz zwischen Messstellentemperatur und Vergleichsstellentemperatur. Die Auswahl

der Thermopaare ist in erster Linie abhängig von dem zu messenden Temperaturbe-

reich. Für Messungen bis 800°C haben sich Eisen-Konstantan Thermopaare be-


währt. Bei höheren Temperaturen verwendet man Kombinationen aus Nickelchrom-

Nickel (bis 1200°C) oder Platinrhodium-Platin (bis 1600°C). Thermoelemente können

unmittelbar mit dem zu messenden Stoff in Kontakt gebracht werden. Zum Schutz

gegen Korrosion und mechanische Beanspruchung werden sie jedoch meist in

Schutzrohre eingebaut. Eine weiterentwickelte Art gekapselter Thermoelemente stel-

len die sogenannten Mantelthermoelemente dar. Das Thermopaar ist in hochtempe-

raturfestes, keramisches Pulver eingebettet. Hier ist die Lötstelle entweder isoliert

oder mit dem Mantelmaterial verbunden. Ihr Durchmesser liegt zwischen 0,2 und

6 mm. Ein gewöhnliches NiCr/Ni-Thermopaar mit einem Durchmesser von 0,25 mm

benötigt eine Ansprechzeit von etwa 0,01 s [Muel02, Renz01].

Bewertung

Für die Messung der Werkzeugtemperaturen beim Zerspanen lassen sich Mantel-

thermoelemente vollständig in das Werkzeug integrieren. Beim Bohren kann man

das Thermopaar hinter die Hauptschneide führen [Agap88, Agap94], wobei Eisen-

blätter das Thermopaar in funkenerosiv gefertigten Bohrungen unterhalb der Freiflä-

che des Werkzeugs befestigte [Eise00] (Bild 2.11). Um die Schneidkante nicht unzu-

lässig zu schwächen, wurde nicht unmittelbar an der Hauptschneide gemessen.

Trockenschnitt

Werkstoff: Ck45K, 9SMn28Werkzeug: Bohrer HC-PDurchmesser: d = 11,8 mmSchneidenzahl: 2Beschichtung: TiNSchnittgeschw.: s. DiagrammVorschub: f = 0,2 mmBohrungstiefe: l = 25 mmArt der Bohrung: SacklochBohrungsanzahl: 3 je Messpunkt

max

. Wer

kzeu

gtem

pera

tur T

WZ,

max

Ck45K

9SMn28

Schnittgeschwindigkeit vc

100m/min6040

420°C

380360340320300280260

0

382400 409

273 280 284

Streubreite der Messung

funkenerosiv gefertigteBohrung

Thermoelement nah an der Hauptschneide positioniert

Kühlkanal

Trockenschnitt

Werkstoff: Ck45K, 9SMn28Werkstoff: Ck45K, 9SMn28Werkzeug: Bohrer HC-PWerkzeug: Bohrer HC-PDurchmesser: d = 11,8 mmDurchmesser: d = 11,8 mmSchneidenzahl: 2Schneidenzahl: 2Beschichtung: TiNBeschichtung: TiNSchnittgeschw.: s. DiagrammSchnittgeschw.: s. DiagrammVorschub: f = 0,2 mmVorschub: f = 0,2 mmBohrungstiefe: l = 25 mmBohrungstiefe: l = 25 mmArt der Bohrung: SacklochArt der Bohrung: SacklochBohrungsanzahl: 3 je MesspunktBohrungsanzahl: 3 je Messpunkt

max

. Wer

kzeu

gtem

pera

tur T

WZ,

max

Ck45K

9SMn28

Schnittgeschwindigkeit vc

100m/min6040

420°C

380360340320300280260

0

382400 409

273 280 284

Streubreite der MessungStreubreite der Messung

funkenerosiv gefertigteBohrung

Thermoelement nah an der Hauptschneide positioniertThermoelement nah an der Hauptschneide positioniert

Kühlkanal

Bild 2.11: Temperaturmessung im Bohrwerkzeug - Werkzeugpräparation und Bei-spielergebnisse [Eise00] Temperature Measurement in a Drilling Tool – Tool Preparation and Exemplary Results

Zur werkstückseitigen Temperaturbestimmung beim Bohren ins Volle platzierten

Tönshoff und Spintig mehrere Thermoelemente im Abstand von 0,2 - 0,5 mm zur

Bohrungswand entlang der Bohrung im Werkstück (Bild 2.12 links). Die Messungen

ergaben, dass die Temperaturen mit zunehmender Bohrtiefe ansteigen [Toen92].

Das gleiche Verfahren nutzte Eisenblätter um festzustellen, wie sich die Temperatu-

ren des Werkstücks beim Trockenbohren in Stahlwerkstoffen mit HM-Werkzeugen


bei verschiedenen Parametern verhalten. Exemplarisch zeigt Bild 2.12 so gewonne-

ne Ergebnisse [Eise00].

1

2

3

Tem

pera

tur T

/ °C

140

120

100

80

60

00

20

40

2 64 8 1210Zeit t / s

Thermoelement 2

Thermoelement 3

Thermo-element 1

Ck45KWerkstoff:Bohrer HC-KWerkzeug:d = 8,5 mmDurchmesser:2Schneidenzahl:(Ti,Al)NBeschichtung:vc = 30 m/minSchnittgeschw.:f = 0,1 mmVorschub:l = 30 mmBohrungstiefe:DurchgangArt der Bohrung:

Bild 2.12: Platzierung von Thermoelementen zur werkstückseitigen Temperatur-messung [Eise00, Toen92] Positioning of Thermocouples for Measurement of Workpiece Temperature

Nachteilig bei thermoelektrischen Messverfahren ist, dass die Sensoren das zu mes-

sende Objekt berühren müssen, wodurch das Messergebnis durch die Kontaktbedin-

gungen von Messobjekt und Thermoelement beeinflusst wird. Zusätzlich liefern

Thermoelemente aufgrund des trägen Ansprechverhaltens nicht die maximalen, son-

dern nur mittlere Prozesstemperaturen und sind somit für die Messung schnell wech-

selnder, hoher Temperaturgradienten nur bedingt tauglich [Muel02, Renz01, Vier70].

c) Strahlungsmessung

Bei der Strahlungsmessung wird der Effekt genutzt, dass jede Oberfläche mit einer

Temperatur oberhalb des absoluten Nullpunkts (T = 0 K) eine elektromagnetische

Strahlung emittiert. Ein Teil dieser Strahlung ist temperaturabhängig; sie heißt Tem-

peraturstrahlung. Ihr Wellenlängenbereich liegt zwischen dem mittlerer Infrarotstrah-

lung ( = 0,75 - 300 μm) und dem sichtbarer Strahlung ( = 380 - 750 nm). Die von

der Oberfläche ausgesandte Temperaturstrahlung wird bei den zwei Strahlungs-

messverfahren Thermographie und Pyrometrie mittels Optik auf Fotodetektoren ge-

lenkt. Diese wandeln die Strahlung proportional zur ihrer Intensität in ein elektrisches

Signal um, aus dem die entsprechende Temperatur berechnet wird. Der Zusammen-

hang zwischen abgegebener Strahlung und absoluter Temperatur wird vom Stefan-

Boltzmann-Gesetz beschrieben [Lien76]:

4TE´ Gl. 2.3

mit:


E´ = ausgestrahlte Energie

T = absolute Temperatur

= const. = 5,6703 10-8 W/(m2K4)

Hierbei ist zu beachten, dass der emittierende Körper einen als schwarzer Strahler

bezeichneten idealen Strahler darstellt. Da reale Strahler bzw. Körper (sog. graue

Strahler) weniger emittieren als schwarze Strahler, muss der Emissionsgrad in die

Berechnung einbezogen werden. Er gibt hier die relative Strahlungsleistung eines

realen Körpers im Vergleich zum schwarzen Strahler gleicher Temperatur an, wobei

gilt:

Schwarzer Strahler: = 1

Grauer Strahler: 0 < 1

Für einen grauen Strahler wird der Emissionsgrad in das Stefan-Boltzmann-Gesetz

einbezogen:

4TE´ Gl. 2.4

Der Emissionsgrad ist abhängig von dem emittierenden Material, der Oberflächenbe-

schaffenheit, der Temperatur und dem Wellenlängenbereich.

Thermographie

Thermographie ist ein abbildendes Verfahren, das die für das menschliche Auge un-

sichtbare Wärmestrahlung (Infrarotlicht) eines Objektes sichtbar macht. Bei dem be-

rührungslosen Messverfahren wird die Temperaturverteilung des Messobjektes

durch eine Vielzahl von Messpunkten bildlich dargestellt; verschiedenen Temperatu-

ren sind dabei unterschiedliche Farben zugeordnet.

Bewertung

Die hohe zeitliche Auflösung moderner Kameras erlaubt es, Echtzeit-Daten zu erhal-

ten. So können die Temperaturdaten mit parallel zu ihnen aufgezeichneten Daten

(z.B. Kraftmessung) in Beziehung gesetzt werden [Mill03]. Ein weiterer Vorteil der

Thermographie ist die hohe thermische Auflösung (20 mK) sowie die Möglichkeit,

niedrige Temperaturen zu messen.

Als ein Nachteil des Verfahrens stellt sich der vergleichsweise hohe Kalibrieraufwand

dar. Thermographiekameras besitzen einen breitbandigen Aufnahmebereich (Band-


breite ca. 2 μm), durch den es nicht möglich ist, den exakten Emissionsfaktor zu

bestimmen, den die Oberfläche während der Messung hat. Eine Abweichung des

Emissionswertes vom dem tatsächlichen Wert der Oberfläche führt bei Emissions-

werten, die im Bereich eines schwarzen Strahlers liegen, nur zu relativ geringen Ab-

weichungen zwischen gemessener und tatsächlicher Temperatur. Bei niedrigen

Emissionswerten hingegen führt schon eine geringe Differenz zwischen tatsächli-

chem und zur Messung verwendetem Wert zu wesentlich größeren Messfehlern. Mit

steigender Temperatur werden diese Abweichungen absolut größer, prozentual ge-

sehen bleiben sie aber gleich. Somit stellt die Kenntnis des Emissionswertes eine

wesentliche Voraussetzung für eine realistische Temperaturbestimmung dar

[Boot63].

Da die Messstelle an einer für die Kamera sichtbaren Oberfläche liegen muss, be-

schränkt sich das Einsatzgebiet der Thermographie zur Temperaturmessung beim

Bohren auf den Eintrittsbereich des Bohrers in das Werkstück sowie auf Durch-

gangsbohrungen, wobei die Temperatur des Werkzeugs bei Austritt aus der Bohrung

erfasst wird. Bis in den Zerspanungsbereich reichende achsparallele Nuten in den

Werkstücken können dazu dienen, die Temperatur des Bohrermantelbereiches ab-

zuschätzen.

Pyrometrie

Bei diesem Verfahren wird die Temperatur eines einzelnen Punktes gemessen, so

dass die Wärmestrahlung durch eine Lichtleitfaser in das Strahlungspyrometer gelei-

tet werden kann. Die Durchmesser solcher Quarzfasern betragen 0,135 bis 0,66 mm.

Doch auch bei der Pyrometrie ergibt sich das Problem, dass zur Bestimmung der

wahren Oberflächentemperatur der Emissionsgrad bekannt sein muss. Da hier nur

ein schmalbandiger Wellenlängenbereich (ca. 0,05 – 0,2 μm) untersucht wird, kann

der Emissionsgrad jedoch annähernd als konstant angenommen werden [Muel02].

Beim Zwei-Farben-Pyrometer bzw. Verhältnisstrahlpyrometer wird die Intensität

zweier diskreter Wellenlängenbänder gemessen, wonach ihre Messsignale anschlie-

ßend ins Verhältnis gesetzt werden. Deswegen muss der Emissionsgrad des zu

messenden Objektes zur Temperaturmessung nicht bekannt sein. Die Geräte arbei-

ten mit einem zeitlichen Auflösungsvermögen von bis zu 2 μs bei einer Ansprechzeit

von 0,7 μs.


Bewertung

Der wesentliche Vorteil des Zwei-Farben-Pyrometers besteht darin, dass die gemes-

sene Temperatur unabhängig von Veränderungen des Emissionsgrads ist. Dies be-

deutet, dass das Pyrometer an einem schwarzen Strahler kalibriert werden kann und

diese Kalibrierung für jede graue Oberfläche gültig ist. Ferner ist die gemessene

Temperatur unabhängig von nicht durch die Temperatur hervorgerufenen Intensitäts-

schwankungen, wie z. B. Verschmutzungen der Optik. Nachteilig bei dem Verfahren

ist, dass durch die zeitlich hoch auflösenden Verstärker des Gerätes eine von der

Oberflächenbeschaffenheit des zu untersuchenden Objektes abhängige Mindest-

temperatur von ca. 160°C vorhanden sein muss, um auswertbare Daten zu erhalten.

Hoppe setzte bei Orthogonaldrehprozessen zur Hochgeschwindigkeitszerspanung

die Zwei-Farben-Pyrometrie zur Ermittlung sowohl der Span- als auch der Werk-

stückoberflächentemperaturen ein [Hopp03]. Die erfassten Daten nutzte er zur Verifi-

kation von Simulationsergebnissen.

2.6 Erzeugung definierter Schneidkantenverrundungen an Zerspan- werkzeugen Generation of Defined Roundings on Cutting Edges of Cutting Tools

Neben der in der DIN 6582 beschriebenen Definition einer Schneidenverrundung als

„eine etwa kreisförmige Verbindung von Spanfläche und Freifläche“ mit dem Kurz-

zeichen rn wurden zur genaueren Beschreibung der Geometrieausbildung außerhalb

der Norm die Größen S , S , r und eingeführt [Beck04, Reich05] (Bild 2.13). Sie

beschreiben neben dem Radius auch eine Verschiebung des Radienscheitelpunktes

zur Span- oder zur Freifläche [Garc05].


SS r

>1

SSr

=1

1

SSr

=S

SSSr

=1

Spanfläche Freifläche

Bild 2.13: Klassifizierung der Hauptgeometriesorten [Beck04] Classification of Major Geometries

In Abhängigkeit vom gewünschten Kantenradius werden von Rech drei gängige Ver-

fahren zur Schneidkantenpräparation angegeben [Rech04, Rech05]:

Schleifen der Spanflächen für scharfe Schneidkanten (rn < 5 μm).

Mikrostrahlen der Span- und Freiflächen für mittlere Schneidkantenradien

(5 μm rn 20 μm).

Bürsten der Schneidkanten für große Schneidkantenradien (rn > 20 μm).

Sowohl das Mikrostrahlen als auch das Bürsten werden industriell häufig für eine

Schneidkantenpräparation an Wendeschneidplatten eingesetzt, da es sich hierbei

um einen kostengünstigen und einfach zu handhabenden Prozess handelt [Bouz02,

Brad00, Endr02, Kloc99, Sand94, Toen97]. Unter Laborbedingungen wurden Unter-

suchungen zur Kantenpräparation durch den Einsatz eines magneto-mechanisch

gekoppelten Systems und durch Laserbehandlung durchgeführt, wobei Schneidkan-

tenverrundungen zwischen 30 und 50 μm an Bohrwerkzeugen erzielt wurden

[Garc05, Thie03].

Die in der Industrie gängigen Verfahren werden überwiegend zur Schneidkantenprä-

parationen an Wendeschneidplatten und weniger zur Kantenverrundung an rotieren-

den Werkzeugen eingesetzt. Dies ist hauptsächlich auf die häufig geringen

Schnitttiefen und den damit geforderten geringen Kantenradien von rotierenden

Werkzeugen wie Bohrern zurückzuführen. Zudem stellen die zuletzt genannten

Werkzeuge aufgrund ihrer komplexen Geometrie hohe Anforderungen an die

Prozessführung,


wodurch ein weiterer Unsicherheitsfaktor hinsichtlich der Reproduzierbarkeit der er-

zeugten Verrundungen auftritt. Untersuchungen von Denkena et al. zur Kantenpräpa-

ration von Wendeschneidplatten durch Bürsten und Strahlen zeigen, dass das Ziel

einer definierten Verrundung mit diesen Methoden schwierig zu erreichen ist und

keine Kantenradien von rn 10 μm reproduzierbar erzielt werden können [Denk03].

Zurückgeführt wird dies auf die Komplexität der Randbedingungen beim Strahlpro-

zess (Strahldruck, Strahlmedium, Strahlvorschubgeschwindigkeit) wie auch beim

Bürsten (Bürstdauer, Bürstzustellung, Schnittgeschwindigkeit, Bürstwinkel). So kön-

nen bei nominell gleichen Werkzeugen große Standwegunterschiede entstehen, die

zu Unsicherheiten im Zerspanprozess führen [Daum01, Denk03, Endr04, Lame92,

Patz99, Sand94, Thie99].

Erste Veröffentlichungen zum Einfluss der Schneidkantenform von Zerspanwerkzeu-

gen auf das Bearbeitungsergebnis erschienen bereits in der Mitte des 20. Jahrhun-

derts [Beck52, Thom53]. Albrecht beschreibt den Einfluss der Schneidkantenform

beim Orthogonaldrehen in der Theorie des „Ploughing-Effect“: Bei Unterschreiten

einer Mindestspanungsdicke wird das Werkstückmaterial vor der Schneidkante des

Werkzeugs gequetscht [Albr60]. Nakayama führt die Steigerung der spezifischen

Energie zur Spanformung bei Reduzierung der Spanungsdicke beim Orthogonaldre-

hen auf die Schneidkantenverrundung zurück [Naka68]. Thiele untersuchte den Ein-

fluss von Schneidkantenverrundungen beim Hartdrehen von 100Cr6 [Thie99]. Die mit

steigendem Kantenradius erhöhten Oberflächenrauhigkeiten und steigenden Vor-

schubkräfte werden von ihm auf den oben genannten Ploughing-Effekt zurückge-

führt. Forschungen von M´Saoubi und Chandrasekaran zu Auswirkungen des

Schneidkantenradius auf die Werkzeugtemperaturen beim Orthogonaldrehen von

Vergütungsstahl zeigen, dass auf eine Erhöhung der Schneidkantenverrundung von

scharf (rn 2 μm) auf 20 μm eine Erhöhung der Maximaltemperatur auf der Spanflä-

che von ca. 15°C folgt [Msao04]. Bouzakis untersuchte das Ermüdungs- und Ver-

schleißverhalten von verrundeten Wendeschneidplatten mit einer TiAlN-

Beschichtung beim Messerkopfstirnfräsen des Vergütungsstahls 42CrMo4 [Bouz02].

Hierbei lagen die Schwerpunkte in der Analyse des Schichtverhaltens in Abhängig-

keit der Größe des Schneidkantenradius und der Verrundungsprozesse Bürsten und

Mikrostrahlen. Die effektiven Schneidkantenradien sind mit 8 bis 35 μm angegeben.

Durch Bürsten hergestellte Radien von 35 μm führten zu Standwegverlängerungen

von Faktor 5 gegenüber Versuchen mit Verrundungen von 8 μm, was auf eine Redu-


zierung der mechanischen Spannungen zurückgeführt wird. Durch den Mikrostrahl-

prozess werden Karbide aus dem bestrahlten Bereich ausgewaschen, was beim Frä-

sen zu erhöhtem Verschleiß führt.

Die bei den oben genannten Versuchen eingesetzten Spanungsdicken h wurden von

den Autoren dahingehend gewählt, dass das Verhältnis von Spanungsdicke zu

Schneidkantenradius (h/rn) i.d.R. deutlich größer als zwei war. Die Angaben in der

Literatur hinsichtlich der Mindestspanungsdicke hmin weichen voneinander ab. König

nennt als Richtwert für hmin einen Faktor von zwei bis drei des Schneidkantenradius

bzw. der Fasenbreite. Sokolowski gibt beim Drehen von Stahl eine Abhängigkeit der

Mindestspanungsdicke sowohl vom Vorschub als auch von der Schnittgeschwindig-

keit an (Bild 2.14) [Koen02, Soko55]. Von ihm eingesetzte Schnittgeschwindigkeiten

zwischen 8 m/min und 290 m/min führten zu Werten für (hmin/rn) zwischen 1,125 und

0,25. Die Versuchswerkzeuge aus Hartmetall wiesen eine Kantenverrundung von

rn = 8 μm auf. Wird die Mindestspanungsdicke unterschritten, folgt ein abwechseln-

des Zerspanen und Reiben auf der Oberfläche. Untersuchungen zum Hartdrehen im

Ultrapräzisionsbereich führten zu Mindestspanungsdicken, die ca. 1/10 des Kanten-

radius betragen [Knue04].

86420

h min /

μm

f / (mm/U)

10

0,08 0,12 0,16 0,200,040

86420

10

h min

/ μm

vc / (m/min)80 120 160 20040 240 280 3200

86420

1086420

10

h min

/ μm

vc / (m/min)80 120 160 20040 240 280 3200 80 120 160 20040 240 280 3200

Bild 2.14 Mindestspanungsdicke in Abhängigkeit vom Vorschub und der Schnittgeschwindigkeit beim Drehen [Soko55] Undeformed Chip Thickness Dependent on Feed and Cutting Speed in Turning

Aus den genannten Angaben zur Mindestspanungsdicke ergibt sich, dass in Prozes-

sen mit geringen Vorschüben und den sich daraus ergebenden geringen Spanungs-

dicken Werkzeuge mit entsprechend geringen Kantenradien eingesetzt werden müs-

sen.

Häufig werden Zerspanwerkzeuge vor dem Einsatz einem Beschichtungsprozess

unterzogen, um die Standwege der Werkzeuge zu erhöhen. An scharfen bzw. unbe-

handelten Schneidkanten können mangelnde Möglichkeiten der Schichtverklamme-

rung im Substrat und die in einem PVD-Beschichtungsprozess auftretenden Druckei-


genspannungen in der Beschichtung zu Schichtdelaminationen an der Schneidkante

führen, die die möglichen Standwege der Werkzeuge reduzieren. Eine vor dem Be-

schichtungsprozess durchgeführte Schneidkantenverrundung stellt ein geeignetes

Mittel dar, die Standwege von beschichteten Zerspanwerkzeugen zu steigern. Bei

Werkzeugen mit Durchmessern kleiner 3 mm wird aus den oben genannten Gründen

der geringen Reproduzierbarkeit im Allgemeinen keine Kantenpräparation vorge-

nommen.

2.7 Simulation des Bohrprozesses Simulation of the Drilling Process

Vielfach lassen sich Prozessergebnisse wie Zerspankräfte, Spanform, Oberflächen-

qualität des Werkstückes oder Werkzeugverschleiß für bestimmte Prozessparameter

nicht ohne Weiteres auf geänderte Prozessparameter übertragen. Um den Einfluss

eines geänderten Prozessparameters zu ermitteln, sind zeit- und kostenintensive

Experimente mit den entsprechenden Kombinationen durchzuführen. Daraus leitet

sich der Bedarf ab, den Zerspanprozess mittels empirischer, analytischer oder nume-

rischer Modelle abzubilden. Van Luttervelt [Lutt98] stellte empirische und analytische

Modelle des Zerspanprozesses einander gegenüber und bewertete sie hinsichtlich

ihrer Abbildungsgenauigkeit. Demnach kann mit empirischen Modellen nicht der Ein-

fluss von Werkstoff- oder Werkzeugmaterial auf die Ergebnisgrößen berechnet wer-

den. Mit analytischen Modellen hingegen können weder die auftretende Spanform

noch das Verhalten während der Spanbildung exakt ermittelt werden.

Netzbasierte numerische Modelle auf Basis der Methode der finiten Elemente (FEM)

bieten heute die genaueste Möglichkeit, Prozessgrößen zu berechnen [Koba89].

FEM-Berechnungen liefern neben den in Experimenten erfassbaren Größen Ergeb-

nisse, die nur schwer oder gar nicht messtechnisch zu ermitteln sind. So beschreibt

die FEM-Simulation z.B. Spannungsverteilungen und Temperaturgradienten auf der

Werkzeugschneide oder gibt Auskunft über die Relativbewegungen zwischen Span

und Werkzeug sowohl in makroskopischen als auch in mikroskopischen Teilgebieten

der Schneide. Ergebnisgrößen wie Zerspankräfte, Werkzeugverschleiß, Spanbildung

und Oberflächenzustand werden bestimmt in Abhängigkeit der berechneten Span-

nungen, Umformgrade, Umformgeschwindigkeiten, Temperaturen und Geometrien

[Hopp03]. Die Diskretisierung der Objekte im FEM-Modell erfolgt mit Hilfe von finiten

Elementen. Im zweidimensionalen Bereich können diese Elemente aus Dreiecken


oder Vierecken bestehen, während im dreidimensionalen Bereich Tetraeder oder

Hexaeder verwendet werden. Die Elemente werden durch Knoten zu einem Netz

verbunden, mit dem nahezu jede geometrische Form abzubilden ist. Dabei gilt, dass

die Genauigkeit der Simulation mit einer Verfeinerung der örtlichen Diskretisierung

und einer Erhöhung der Elementanzahl, die eine Oberfläche oder ein Volumen be-

schreiben, zunimmt. Der benötigte Rechenaufwand für eine Simulation steigt mit

heutiger Computertechnik etwa mit der zweiten bzw. dritten Potenz der Modellgröße

bei zwei- bzw. dreidimensionalen Modellen [Baek04, Kloc02, Zien84]. Die Qualität

der Eingangsdaten beeinflusst wesentlich die Qualität der Berechnungsergebnisse

[Kopp94]. Je detaillierter die Eingangsdaten sind, desto weniger weicht die Simulati-

on von der Realität ab. Zu den Eingangsdaten zählen u.a. die Werkzeug- und Werk-

stückgeometrie, die Prozessparameter und die Werkstoffkennwerte (Bild 2.15).

Eingangsdaten

• Werkstoffkennwerte

• Simulationsparameter

• Bauteilgeometrie

• Werkzeuggeometrie

• …

Ausgangsdaten

• Prozesskräfte

• Umformgrade

• Temperaturen

• Spannungen

• …

Simulationssystem

• Modellbildung der physikalischen Gesetzmäßigkeiten

• Lösungsverfahren

Bild 2.15 Eingangs- und Ausgangsgrößen von FEM-Simulationen [Kloc02] Input and Output Measurands of FEM Simulation

Beispielsweise sind die Wärmeübergänge zwischen Werkstück, Werkzeug und Um-

gebung bei der Zerspanung aufgrund der schwellenden Belastung der Spanbildung

durch wechselnde Kontaktbedingungen gekennzeichnet. Diese können derzeit stark

vereinfacht in FEM-Modellen berücksichtigt werden, da keine ausreichenden experi-

mentellen Grundlagen zur Ermittlung des Wärmeübergangs zwischen Span und

Werkzeug zur Verfügung stehen. Komplexere, dynamische Wärmeübergänge, wie

sie durch den Einfluss von Kühlmedien (Kühlschmiermittel, Minimalmengenschmie-

rung, Luftstrom) entstehen, können daher zur Zeit lediglich über veränderte thermi-

sche Randbedingungen dargestellt werden.

Typische Zerspanungsanwendungen rufen extrem hohe Umformgeschwindigkeiten

von 105 – 106 s-1 sowie hohe Temperaturgradienten sowohl in den Scherzonen des

Spans als auch in der Werkstückrandzone hervor [Hopp03, Maru96]. Die Bestim-

mung der spezifischen Materialkenngrößen für Werkstoffe, Schneidstoffe und Be-

schichtungen stellt unabhängig vom Modellierungsansatz im Hinblick auf die extre-


men Zerspanbedingungen eine große Herausforderung dar. Um die Fließkurven zu

bestimmen, werden für den quasistatischen Bereich der Zylinderdruckversuch und

für den hochdynamischen Bereich der Split-Hopkinson-Bar-Test eingesetzt. Die ex-

perimentelle Ermittlung der Fließkurven muss dabei in Abhängigkeit von der Tempe-

ratur durchgeführt werden und ist mit großem messtechnischen Aufwand und Kosten

verbunden [Kalh00]. Die anschließende Überführung der Messdaten in ein FEM-

kompatibles Materialmodell birgt eine nicht unerhebliche Fehlerquelle, da zur ma-

thematischen Beschreibung des Fließverhaltens diverse Vereinfachungen getroffen

werden müssen. So muss gegebenenfalls je nach Programm beispielsweise die auf-

genommene Fließkurve als Polynom abgebildet und dessen Koeffizienten ermittelt

werden.

Für die Simulation der Spanbildung gibt es zwei prinzipielle Möglichkeiten von Finite-

Elemente-Ansätzen: die Eulersche und die Lagrangesche Formulierung. Bei einem

Eulerschen Modell wird ein Metallfließvorgang modelliert, bei dem das Werkstückma-

terial durch ein vernetztes Spanwurzelgebiet fließt. Ausgehend von einer Startver-

netzung erfolgt im Berechnungsprozess die iterative Anpassung der freien Spanrän-

der und Spanoberflächen [Leop01]. Bei einem Modell nach Lagrange wird das FEM-

Netz mit dem Material verbunden, wobei in einem Zeitschrittverfahren das Eindringen

des Werkzeugs in das Werkstück und die Entstehung des Spans realisiert wird. Da

Materialverformungen auf das Netz übertragen werden und es deformieren, erfordert

eine Simulation nach Lagrange ein häufiges Neuvernetzen (Remeshing). Die Netz-

dichte wirkt sich dabei auf die Genauigkeit, aber auch die Berechnungsgeschwindig-

keit der Simulation aus [Kloc04]. Bis zum heutigen Zeitpunkt wurden mehrere FEM-

Programme für Zerspansimulationen eingesetzt. Der überwiegende Teil der For-

schungsaktivitäten bezieht sich auf den Einsatz der kommerziell erhältlichen Pro-

gramme DEFORM2D, AdvantEdge, ABAQUS/Standard, ABAQUS/Explicit und Auto-

forge, die für die speziellen Anforderungen der Zerspansimulation – z.B. der

Scherspanbildung – mit weiteren Berechnungsalgorithmen angepasst werden

[Cere99]. Söhner führte einen Leistungsvergleich der oben genannten Programme

durch, indem er im zweidimensionalen Bereich Simulationen eines Orthogonalschnit-

tes mit identischen Zerspanbedingungen einander gegenüberstellte. Er verglich die

Ergebnisgrößen Schnittkraft, Temperatur und Spangeometrie sowohl der einzelnen

Simulationen miteinander als auch die Resultate der Simulationen mit experimentel-

len Ergebnissen. Die meisten Zerspansimulationen zeigen eine Übereinstimmung mit


Abweichungen im Bereich <10% gegenüber den experimentellen Ergebnissen, womit

der Nachweis für eine zuverlässige Bestimmung der Prozessgrößen unter Annahme

spezifischer Randbedingungen gegeben ist [Soeh03].

Der überwiegende Teil der Untersuchungen erfolgt bis heute im Bereich der zweidi-

mensionalen Zerspansimulation. Da beim orthogonalen Drehprozess bei ausrei-

chend großer Schnitttiefe ein ebener Verformungszustand angenommen werden

kann, lässt sich dieser Prozess zweidimensional abbilden. Hierbei liegt der Schwer-

punkt in Untersuchungen zur Spanbildung und zu Zerspankräften [Alau96, Baek02,

Cere96, Cere01, Diri02, Hopp03, Ng99, Shat99 Xie98, Zien84]. Weitere Arbeiten be-

fassen sich mit der Simulation von Werkzeugverschleiß, Beschichtungen, Eigen-

spannungen, dem Einfluss der Reibung auf das Simulationsergebnis oder Gratbil-

dung [Dorn01, Li02, Moli02, Mona99, Shi02, Yang02]. Für den Bohrprozess kann

aufgrund der Werkzeuggeometrie und der Verfahrenskinematik kein ebener Verfor-

mungszustand angenommen werden, weshalb die zweidimensionale Simulation auf

ihn nicht anwendbar ist.

Mit steigender Rechenleistung und der Weiterentwicklung der Simulationsprogram-

me im dreidimensionalen Bereich werden zunehmend Untersuchungen zur 3D-

Zerspansimulation durchgeführt. Dabei werden überwiegend Prozesse mit Wende-

schneidplatten wie Dreh- oder Stirnplanfräsoperationen im Modell betrachtet, da zur

Modellierung dieser Prozesse im Gegensatz zum Bohren oder Schaftfräsen ein rela-

tiv kleiner Ausschnitt des Werkstücks und der Wendeschneidplatte abgebildet wer-

den muss. Der Fokus der Untersuchungen liegt in der Simulation von Schnittkräften

und Temperaturen sowie deren Abgleich mit experimentellen Ergebnissen [Cere00,

Leop01, Soeh03].

Leopold nutzte vereinfachte Darstellungen des Bohrprozesses in Form des Bohrens

von Ringquerschnitten als Grundlage für 3D-Simulationen in der FEM-Software FE-

PAS. Hierbei steht das Werkzeug und die Probe rotiert, wobei die Ringe einen grö-

ßeren Durchmesser aufweisen als der Bohrer. Mit der dadurch realisierten geringen

Schnittgeschwindigkeitsdifferenz über der Hauptschneide, dem nicht-gebundenen

Schnitt und auftretenden Schnittgeschwindigkeiten von vc > 0 m/min an allen Kon-

taktbereichen des Werkzeugs entspricht dieser Bohrvorgang einem Drehvorgang

[Leop99, Leop01]. In Untersuchungen zur Bauteilbeeinflussung beim Bohren dünn-

wandiger Aluminiumprofile prägt Weinert experimentell ermittelte Vorschubkräfte,


Drehmomente und Temperaturen als Konstanten einer idealisiert dargestellten Kon-

tur einer Bohrerspitze auf, um Bauteilverformungen, -dehnungen und -spannungen

zu ermitteln. Nachdem die Werkzeugkontur das Werkstück einmal überstrichen hat,

werden die überstrichenen Elemente gelöscht und so der Vorschub realisiert

[Wein04, Wein05b]. Modelle zur Gratbildung beim Bohrprozess von Ein- und Mehrla-

genwerkstoffen wurden von Dornfeld, Min, Hsu und Choi entwickelt, wobei die auftre-

tenden Kräfte, Momente und Temperaturen nicht experimentell verifiziert werden

[Choi, Dorn02, Dorn05, Hsu02, Min01]. Wesentliche Eigenschaften des realen Voll-

bohrprozesses bleiben bei allen Modellen unberücksichtigt: die Quetsch- und Reib-

vorgänge im Bereich der Querschneide mit dem Übergang zur Spanbildung und

-trennung im Bereich der Hauptschneiden und die damit verbundene charakteristi-

sche Spanbildung beim Bohren. Realitätsnahe Simulationen hinsichtlich der auftre-

tenden Vorschubkräfte, Drehmomente und Temperaturen sind mit den erwähnten

Modellen nicht möglich. Schmitz konnte durch Aufbringen virtueller Belastungen auf

ein HS-Wendelbohrer-Modell in dem Programm DEFORM3D die Spannungsvertei-

lung innerhalb des Werkzeugs ermitteln und auf hoch belastete Werkzeugzonen

schließen [Kloc03a]. Bei extremen Schnittparametern für Schnittgeschwindigkeit und

Vorschub stellte er gute Übereinstimmungen bzgl. des simulierten und des experi-

mentell ermittelten Drehmomentes fest [Kloc03b].

Zielsetzung 33

3 Zielsetzung Objectives of the Work

Ein Vergleich von Werkzeugen, Prozessauslegungen und Prozessergebnissen be-

legt, dass eine Ergebnisübertragung von Bohrprozessen mit konventionellen Werk-

zeugdurchmessern (d > 2 mm) zum Bohren mit Kleinstbohrern (d 2 mm) oder um-

gekehrt bislang nicht möglich ist. Geeignete Schnittwerte müssen für den jeweiligen

Durchmesser unter hohem Versuchsaufwand ermittelt werden, da die Schnittwert-

empfehlungen der Werkzeughersteller allenfalls als Richtwerte anzusehen sind. Ein

Grund hierfür ist die aus fertigungstechnischer Sicht beschränkte Übertragbarkeit der

Mikrogeometrie von z.B. einem 10 mm Bohrer auf einen 1 mm Bohrer. Als Beispiel

sei hier eine Schneidkantenverrundung der Werkzeuge genannt, bei der mit den bis

jetzt eingesetzten Prozessen keine reproduzierbare Erzeugung von Radien mit

rn 10 μm möglich ist. Eine weitere Möglichkeit für nicht übertragbares Werkzeug-

und Prozessverhalten im Durchmesserbereich von 1 d 10 mm kann an den

Zerspantemperaturen liegen, die unmittelbar an den Schneidkanten auftreten. Hierzu

liegen bis heute keine quantifizierten Ergebnisse vor.

Die Methode der finiten Elemente (FEM) bietet die Möglichkeit, Ergebnisgrößen wie

z.B. Temperaturen und Kräfte zu berechnen. Zur Reduzierung der Entwicklungs- und

Prozessauslegungskosten sowie zur Erweiterung des Prozessverständnisses hat sie

Einzug in viele Bereiche der Prozessentwicklung gehalten [Raed02], wobei der

Bohrprozess aufgrund seiner Komplexität eine Ausnahme bildet.

Ziel der vorliegenden Arbeit ist es, einen Beitrag zur Steigerung des Prozessver-

ständnisses beim Bohren in einem Durchmesserbereich von 1 bis 10 mm zu leisten

und eine Optimierung von Bohrwerkzeugen hinsichtlich einer reproduzierbaren

Schneidkantenverrundung, die dem Werkzeugdurchmesser angepasst werden kann,

zu ermöglichen. Des Weiteren sollen realitätsnahe dreidimensionale Bohrmodelle

aufgebaut und Bohrprozesse simuliert werden. Zur Verifikation sind die Ergebnisse

der Simulationen mit denen der Experimente zu vergleichen, zu bewerten und zu

optimieren.

34 Zielsetzung

Experimentelle Untersuchungen 35

4 Experimentelle Untersuchungen Experimental Research

Nach einer Beschreibung des eingesetzten Werkstoffs, der Werkzeuge und des

Prüfstandes folgen Untersuchungen zum Einfluss der Makrogeometrie der Bohrer. In

diesem Kapitel steht der Einfluss vom Werkzeugdurchmesser, von der Schnittge-

schwindigkeit und vom Vorschub auf die Zerspankräfte, die Drehmomente und die

Oberflächenqualität der bearbeiteten Werkstücke im Vordergrund. Anschließende

Untersuchungen mit konstanten Schnittparametern bei unterschiedlichen Durchmes-

sern beinhalten Analysen hinsichtlich der experimentell und analytisch ermittelten

Kräfte und Momente beim Bohrprozess, der bearbeiteten Werkstückrandzonen, der

Ermittlung vom Einfluss einzelner Bohrerbereiche (Querschneide, Hauptschneiden

und Führungsfasen) auf Vorschubkräfte und Drehmomente und der Zerspantempera-

turen. In dem darauf folgenden Teil schließt sich die Untersuchung zum Einfluss der

Mikrogeometrie der Werkzeughauptschneiden (Schneidkantenverrundung) auf den

Zerspanprozess an. Zunächst wird das Verfahren „Schleppschleifen“ vorgestellt, das

die reproduzierbare Erzeugung kleiner Schneidkantenradien von rn 4 μm zulässt.

Darauf erfolgen Untersuchungen zum Einfluss definierter Schneidkantenverrundun-

gen in Abhängigkeit vom Werkzeugdurchmesser auf Zerspankräfte, Drehmomente

und Werkstückrandzonen. Die Bewertung des Einsatzverhaltens sowohl von unbe-

schichteten als auch von TiAlN-beschichteten Bohrwerkzeugen mit 1 mm Durchmes-

ser im unverrundeten Zustand bzw. mit einer definierten Schneidkantenverrundung

schließt den experimentellen Teil ab.

4.1 Werkstoff, Werkzeuge und Prüfstand Workpiece Material, Tools and Experimental Setup

4.1.1 Werkstoff Workpiece Material

Bei den Untersuchungen wurde der Vergütungsstahl C45E+N (1.1191) verwendet.

Hierbei handelt es sich um einen Vergütungsstahl mit niedrigem Phosphor- und

Schwefelgehalt, der vorrangig zur Herstellung von Bauteilen mittlerer Beanspruchung

im Kraftwagen-, Motoren-, Maschinen- und Apparatebau Verwendung findet. Die

chemische Zusammensetzung und das Gefüge des Werkstoffes sind in Tabelle 4.1

dargestellt; das Gefüge zeigt die typische ferritisch-perlitische (weiß-schwarz) Struk-

tur eines Stahls mit mittlerem Kohlenstoffgehalt.

36 Experimentelle Untersuchungen

C / % Si / % Mn / % P / % S / %

C45E+N 0,45 0,22 0,63 0,016 0,026200 μm

Tabelle 4.1 Chemische Zusammensetzung und Gefüge des Versuchswerk-stoffes C45E+N Chemical Composition and Microstructure of the Workpiece Material C45E+N

Die mechanischen Eigenschaften des Werkstoffs sind in Tabelle 4.2 aufgelistet.

Wärme-be-

handlung

Streck-grenze

Rp0,2 / MPa

Zug-festigkeitRm / MPa

Bruchein-schnürdeh-nung Z / %

Biegebruch-festigkeit

A / %

Härte(Vickers)

C45E+N normali-siert 334 627 23,5 17 HV30

169,5

Tabelle 4.2 Mechanische Kennwerte des Versuchswerkstoffes C45E+N Mechanical Properties of the Workpiece Material C45E+N

Um das Fließverhalten zu bestimmen, entwickelte Treppmann ein Werkstoffgesetz

für C45E+N, das sowohl geringe, mittlere und hohe Umformgeschwindigkeiten als

auch Kriechbeiträge, viskose Dämpfung und die dynamische Reckalterung des ge-

nannten Werkstoffes im Temperaturbereich von 20°C bis 1400°C berücksichtigt

[Trep01]:

NE45CNE45C Gl. 4.1

Hierbei erfolgt die Beschreibung der Kriechbeiträge durch Ansatz der Spannungs-

relaxation

/1***

0

0

T/Texp/1Gl. 4.2

mit

MPa1* .

Die viskose Dämpfung

T1.0

K mn

0 Gl. 4.3

mit der thermisch bedingten Erweichung


2

*

1 TTexpA

TTexpT Gl. 4.4

und der dynamischen Reckalterung

26

NE45C T01.00.95.16T023.0lnexp

130700Texp140 Gl. 4.5

führen zu einer umfassenden Beschreibung des Werkstoffverhaltens in einem weiten

Umformgrad-, Umformgeschwindigkeits- und Temperaturbereich. In Bild 4.1 sind ex-

emplarisch Fließkurven für einen Temperaturbereich von 20°C bis 700°C bei einer

Umformgeschwindigkeit von 30.000 s-1 abgebildet [Trep01].

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Flie

ßspa

nnun

g k f

/ MP

a

0

1600

1400

1200

1000

800

600

400

200

T = 200 °C

T = 500 °C

T = 20 °C

Umformgrad

T = 100 °C

T = 300 °C

T = 700 °C

Umformgeschw. = 30.000 s-1.

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Flie

ßspa

nnun

g k f

/ MP

a

0

1600

1400

1200

1000

800

600

400

200

0

1600

1400

1200

1000

800

600

400

200

T = 200 °C

T = 500 °C

T = 20 °C

Umformgrad

T = 100 °C

T = 300 °C

T = 700 °C

Umformgeschw. = 30.000 s-1.Umformgeschw. = 30.000 s-1.

Bild 4.1 Fließkurven des Werkstoffs C45E+N [Trep01] Flow Curves of the Workpiece Material C45E+N

4.1.2 Werkzeuge Tools

Die für die Arbeiten gewählten Werkzeuge weisen über dem Durchmesserbereich

gleiche geometrische Voraussetzungen hinsichtlich des Spitzenwinkels und

-anschliffs sowie des Drallwinkels auf. Alle Werkzeuge sind an der Querschneide

nicht ausgespitzt und bestehen aus dem gleichen Hartmetallsubstrat der Spezifizie-

rung HW-K20. In den Untersuchungen kommen nicht verrundete und verrundete

Bohrer zum Einsatz, wobei die nicht verrundeten Werkzeuge in dieser Arbeit auch als

scharf bezeichnet werden. Auf die Erzeugung der Kantenverrundung wird in Kapitel

4.3.1 näher eingegangen. Bild 4.2 zeigt exemplarisch ein in den Untersuchungen


eingesetztes scharfes Bohrwerkzeug in einer Ansicht auf die Werkzeugspitze (links)

sowie in einer Ansicht auf eine Führungsfase (rechts).

QuerschneideFreifläche

Hauptschneide

Querschneiden-durchmesserdQ

Kern-durchmesser dK


Hauptschneide


Kern-durchmesser dK


Hauptschneide


Kern-durchmesser dK

Merkmale der untersuchten WerkzeugeBaumaße nach DIN 6539, Typ NDurchmesser d: 1, 2, 3, 4, 5, 6, 8, 10 mmSpitzenwinkel : 118°

Hauptfreiwinkel : 10°Drallwinkel : 35°Schneidstoff: HW-K20Korngröße DK: 0,5 - 0,7 μm

Merkmale der untersuchten WerkzeugeBaumaße nach DIN 6539, Typ NDurchmesser d: 1, 2, 3, 4, 5, 6, 8, 10 mmSpitzenwinkel : 118°

Hauptfreiwinkel : 10°Drallwinkel : 35°Schneidstoff: HW-K20Korngröße DK: 0,5 - 0,7 μm

Bild 4.2 Merkmale der Bohrwerkzeuge (exemplarisch: d = 1 mm) Features of the Drilling Tools (exempli gratia: d = 1 mm)

Die Vermessung der Werkzeugkerne ergab, dass das Verhältnis von Kern dK zu Boh-

rerdurchmesser d über dem betrachteten Durchmesserbereich nicht konstant bleibt.

Es fällt nicht linear mit steigendem Werkzeugdurchmesser ab (Bild 4.3 links), was auf

die produktspezifischen Vorgaben des Werkzeugherstellers zurückzuführen ist. Die

bei nicht ausgespitzten Werkzeugen vorhandene Abhängigkeit von Kerndurchmesser

und Querschneidendurchmesser dQ führt zu einem ähnlichen Verlauf des Verhältnis-

ses von Querschneidendurchmesser zu Bohrerdurchmesser (Bild 4.3 rechts).

0 2 4 6 8 10

Ver

hältn

is d

K/d

/ %

Durchmesser d / mm

15

17,5

22,5

20

25

20

25

0 2 4 6 8 1015

30

Durchmesser d / mm

Ver

hältn

is d

Q/d

/ %

Bild 4.3 Vergleich des Werkzeugkerndurchmessers dk (links) und des Quer-schneidendurchmessers dQ (rechts) zum Bohrerdurchmesser d Comparison of the Tool Cores dk (Left) and of the Chisel Edge Length dQ (Right) to the Tool Diameter d


4.1.3 Prüfstand zum Bohren ins Volle Experimental Setup for Center Drilling

Für die Experimente kommt ein 5-Achs-Bearbeitungszentrum FZ 15 S der Firma Chi-

ron mit vertikaler Spindelanordnung zum Einsatz, in dem zur Aufnahme der Kräfte

und Drehmomente ein Dynamometer installiert wurde. Damit alle Bohrungen aus-

schließlich im Zentrum des Dynamometers eingebracht werden und keine zusätzli-

chen Drehmomente durch außermittige Aufspannungen auftreten können, wurde ein

Versuchsaufbau konstruiert, der sowohl eine steife Aufnahme der Probe als auch

eine Möglichkeit zum Verfahren der Probe über dem Dynamometerzentrum bietet.

Die Zustellung des Werkstücks erfolgt durch eine Positioniereinrichtung mit einer Zu-

stellgenauigkeit von 0,01 mm; die Spindel ist zentrisch zum Dynamometer ausgerich-

tet. Diese Anordnung gewährleistet, dass immer im Zentrum des Dynamometers ge-

bohrt wird und so die Schnittmomente verzerrungsfrei und unter gleichen Bedingun-

gen aufgezeichnet werden. Um neben der Trockenbearbeitung und der Minimalmen-

genschmierung eine Nassbearbeitung zu ermöglichen, ist der Probenhalter in einer

Wanne fixiert, die bei Bedarf zur Aufnahme einer Kühlschmieremulsion dient

(Bild 4.4). Experimente zum Bohren ins Volle werden in dieser Arbeit auch als Basis-

versuche bezeichnet.

WerkstückSpindel

KSS-Wanne

Dynamo-meter

Positionier-einrichtung

Bild 4.4 Prüfstand zum Bohren ins Volle Experimental Setup for Center Drilling


4.2 Untersuchungen zum Einfluss der Bohrermakrogeometrie und von Schnittparametervariationen auf den Zerspanprozess Experimental Research into Influences of the Macro Geometry of Tools and of Variation of Cutting Pa-rameters on the Cutting Process

Die Untersuchungen dienen zum einen zu einer ersten Abschätzung hinsichtlich der

Zusammenhänge der Parameter Werkzeugdurchmesser, Schnittgeschwindigkeit und

Vorschub auf Axialkräfte, Drehmomente und Oberflächenqualitäten der bearbeiteten

Werkstücke. Zum anderen erfolgt aus den ermittelten Daten eine Parameterauswahl

in Abhängigkeit vom Werkzeugdurchmesser, mit der die Vorhersagegenauigkeit des

empirischen Modells nach Kienzle, die Einflüsse einzelner Werkzeugbereiche auf

Kräfte und Momente und die Zerspantemperaturen an Hauptschneiden und Füh-

rungsfasen in einem Werkzeugdurchmesserbereich von 1 d 10 mm untersucht

werden.

4.2.1 Kräfte, Momente und Rauigkeiten bei Schnittparametervariationen Forces, Torques and Surface Roughness with Varied Cutting Parameters

Als Basis für die Versuchsplanung wurde der Werkzeugdurchmesserbereich

1 d 10 mm in drei Bereiche eingeteilt, die die gleichen Schnittgeschwindigkeiten

aber verschiedene, den Werkzeugdurchmessern durch Herstellerangaben angepass-

te Vorschubwertbereiche aufwiesen (Tabelle 4.3). Die Bohrungstiefe betrug bei allen

Versuchen l = 2*d, was einem Aspektverhältnis von 2 entspricht. Gebohrt wurde im

Nassschnitt mit äußerer Zuführung einer 7%igen Emulsion als Kühlschmierstoff. Um

den Einfluss von Werkzeugverschleiß auf Kräfte, Momente und Rauigkeiten zu redu-

zieren, wurden mit jedem Werkzeug nur fünf Löcher gebohrt, wobei jede Parameter-

kombination zur statistischen Absicherung dreimal zum Einsatz kam.

Werkzeugdurch-messer d / mm 1 2 3 4 5 6 8 10

Vorschub f / mm 0,006 / 0,012 / 0,024 0,03 / 0,06 / 0,12 0,06 / 0,12 / 0,24

Schnittgeschwin-digkeit vc / (m/min) 30 / 50 / 70

Tabelle 4.3 Parameterkombinationen zum Bohren ins Volle Parameter Combinations for Center Drilling


Die Auswertung der Ergebnisse erfolgte getrennt nach den Messgrößen Vorschub-

kraft Ff, dem Drehmoment Mz und dem arithmetischen Mittenrauhwert Ra der bear-

beiteten Werkstücke.

4.2.1.1 Definition spezifischer Größen Definition of Specific Measurands

Die gemessenen Kräfte und Momente sind für verschiedene Durchmesser nicht ver-

gleichbar, da sich Vorschubkräfte und Drehmomente in Abhängigkeit von Vorschub

und Durchmesser ändern. Um die ermittelten absoluten Kräfte und Momente bei

konstanter Schnittgeschwindigkeit werkzeug- und parameterunabhängig vergleichen

zu können, werden von Durchmesser und Vorschub unabhängige Größen benötigt.

Für die Vorschubkraft bietet sich hierfür die Verwendung der spezifischen Vorschub-

kraft kf an, für die beim Bohren mit zweischneidigen Bohrwerkzeugen gilt:

hb2Fk f

f Gl. 4.6

mit

)sin(2d

)sin(a

b p (Bild 4.5) und Gl. 4.7

)sin(2fh Gl. 4.8

folgt für kf für ein zweischneidiges Bohrwerkzeug:

fdF2k f

f . Gl. 4.9

Für die Transformation des Drehmomentes in eine von d und f unabhängige Größe

sind zwei Möglichkeiten in Betracht zu ziehen. Einerseits ist dies die Ermittlung der

spezifischen Schnittkraft kc und andererseits die Beziehung des Momentes Mz auf

den Spanungsquerschnitt b*h mit oben genannten Beziehungen für b und h. Für die

Berechnung von kc wird die Schnittkraft Fc benötigt, die über einen Hebelarm aus

dem Drehmoment zu bestimmen ist.


b

ap d/2

h

fz = f/2

f

Werkstück

Werkzeug

Bild 4.5 Eingriffsverhältnisse beim Bohren ins Volle Contacts in Center Drilling

Da die Länge des Hebelarms eine unsichere Größe darstellt (siehe Kapitel 2.3) und

das Verhältnis

drchmesserWerkzeugdudsserdendurchmeQuerschnei Q

in dem untersuchten Durchmesserbereich keine Konstante bildet (siehe Kapitel

4.1.2), birgt der Vergleich der spezifischen Schnittkräfte bei verschiedenen Werk-

zeugdurchmessern ein hohes Unsicherheitspotenzial hinsichtlich der Vergleichbar-

keit. Aus diesem Grund wird auf die zweite genannte Möglichkeit des auf den Spa-

nungsquerschnitt bezogenen Drehmomentes Mz, bez zurückgegriffen. Es berechnet

sich zu:

hb2MM z

bez,z Gl. 4.10

Mit Gleichung 4.7 und 4.8 folgt:

fdM2M z

bez,z Gl. 4.11


4.2.1.2 Versuchsergebnisse Test Results

Die spezifischen Vorschubkräfte für die Schnittgeschwindigkeit von vc = 30 m/min

sind in Bild 4.6 abgebildet. Sie zeigen ein nicht lineares Verhalten. Es besteht zum

einen die Tendenz einer nicht linearen Kraftabnahme mit steigendem Vorschub bei

konstantem Bohrerdurchmesser. Zum anderen zeigen die Kräfte ein nahezu gleich-

bleibendes Niveau über den Werkzeugdurchmesserbereich für d 3 mm nach einem

Anstieg bis zu d = 2 mm bei gleich bleibendem Vorschub.

d = 3 mmd = 3 mm

Bild 4.6 Spezifische Vorschubkraft kf über d und f bei vc = 30 m/min Specific Feed Force kf Along d and f at vc = 30 m/min

Die bezogenen Drehmomente zeigen bei konstantem Durchmesser über dem Vor-

schubbereich nicht linear fallende Verläufe, während mit steigendem Durchmesser

ein Anstieg der berechneten Werte zu identifizieren ist. In Bild 4.7 sind die bezoge-

nen Drehmomente für die Schnittgeschwindigkeit von vc = 30 m/min exemplarisch

dargestellt. Bei Steigerung der Schnittgeschwindigkeit auf 50 m/min bzw. 70 m/min

fallen die Niveaus der spezifischen Vorschubkräfte kf und der bezogenen Drehmo-

mente Mz, bez. Dies ist durch eine höhere Wärmegenerierung und einer damit verbun-

denen stärkeren Entfestigung des Materials im Prozess zu erklären.


Bild 4.7 Bezogenes Drehmoment Mz, bez über d und f bei vc = 30 m/min Related Torque Mz, bez Along d and f at vc = 30 m/min

Eine Temperaturerhöhung bewirkt eine Erweichung des Werkstoffes, wodurch die

notwendige Arbeit zur Umformung und Trennung des Materials reduziert wird.

Bild 4.8 zeigt die spezifischen Vorschubkräfte kf und Drehmomente Mz, bez für die

Schnittgeschwindigkeiten von 30 m/min, 50 m/min und 70 m/min bei jeweils drei aus-

gewählten Durchmesser-/ Vorschubkombinationen.

spez

. Vor

schu

bkra

ft k f

/ (N

/mm

²)

1 5 10

70

50

30

Durchmesser d / mm

v c(m

/min

)

0

2000

4000

6000

8000

1 10

4000

5

bez.

Mom

ent M

z, b

ez /

(Nm

m/m

m²)

Durchmesser d / mm

v c(m

/min

)

0

2000

6000

8000

3050

70

Bild 4.8 Spezifische Vorschubkräfte kf und bezogene Drehmomente Mz, bezbei drei ausgewählten Durchmesser-/ Vorschubkombinationen Specific Feed Force kf and Related Torque Mz, bez for Three Selected Combinations of Diameter and Feed

Die Auswertung der gemessenen Oberflächenrauhigkeiten zeigt sowohl mit dem

Werkzeugdurchmesser als auch mit dem Vorschub nahezu linear steigende arithme-

tische Mittenrauhwerte Ra (Bild 4.9; aus Gründen der Übersichtlichkeit wurde die Ori-


entierung der Vorschubachse umgedreht). Bei konstant gehaltenem Vorschub müs-

sen Bohrer größeren Durchmessers auf Grund des konstanten Aspektverhältnisses

von l/d = 2 mehr Umdrehungen ausführen als kleinere Werkzeuge, woraus sich ein

vermehrtes Reiben der Führungsfasen und der ablaufenden Späne an der Boh-

rungswand ergibt.

Bild 4.9 Mittenrauhwerte Ra über d und f bei vc = 30 m/min Average Peak-to-Valley Heights Ra Along d and f at vc = 30 m/min

Die steigende Rauheit bei konstantem Durchmesser und zunehmendem Vorschub ist

kinematisch zu begründen, da mit einem höheren Vorschub eine höhere kinemati-

sche Rauheit einhergeht.

Um das beschriebene Verhalten der spezifischen Kräfte, bezogenen Momente und

Oberflächenrauheiten interpretieren zu können, wurden für die folgenden grundle-

genden Untersuchungen Einsatzparameter festgelegt, die eine hohe Vergleichbarkeit

der Ergebnisse über dem gesamten Durchmesserbereich gewährleisten. Hierzu kam

einerseits eine konstante Schnittgeschwindigkeit von vc = 35 m/min im Trocken-

schnitt zum Einsatz, während andererseits ein Vorschub in Abhängigkeit des Bohrer-

durchmessers festgelegt wurde:

f(d) = 0,012*d Gl. 4.12

Durch die konstante Schnittgeschwindigkeit und der damit einhergehenden Dreh-

zahlabhängigkeit n vom Bohrerdurchmesser folgt mit dem Zusammenhang

vf = n*f(d) Gl. 4.13


eine konstante Vorschubgeschwindigkeit von vf = 133,7 mm/min über dem unter-

suchten Durchmesserbereich.

4.2.2 Kräfte, Momente und Leistungen sowie Auswirkungen auf den Randzo-nenbereich der Bohrungen bei konstanten Schnittparametern Cutting Forces, Torques and Power as well as Effects on the Rim Zone of Boreholes with Constant Cut-ting Parameters

Die in diesem Kapitel ermittelten Daten dienen zum einen dazu, die Vorschubkräfte,

Drehmomente und umgesetzten Leistungen der Werkzeuge bei konstanten Schnitt-

parametern über dem Durchmesserbereich zu vergleichen sowie mögliche Auswir-

kungen auf den Randzonenbereich der bearbeiteten Werkstücke zu ermitteln. Zum

anderen werden Kräfte und Momente nach dem empirischen Modell von Kienzle be-

rechnet, den experimentell ermittelten Daten gegenübergestellt und Abweichungen

aufgezeigt.

4.2.2.1 Experimentelle Ermittlung von Kräften und Drehmomenten sowie Berech-nung von Leistungen Experimental Determination of Cutting Forces and Torques as well as Calculation of Power

In Bild 4.10 sind die Vorschubkräfte und die Drehmomente über dem Durchmesser-

bereich aufgetragen.

Vorschubkraft Ff Drehmoment Mz spez. Vorschubkraft kf bez. Drehm. Mz, bez

1200

1500

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

Dre

hmom

ent M

z / N

mm

0

300

600

900

0 2 4 6 8 10Durchmesser d / mm

0

1000

2000

3000

4000

5000

Durchmesser d / mm0 2 4 6 8 10

spez

. Vor

schu

bkra

ftk f

/ (N

/mm

2 )

bez.

Dre

hmom

ent

Mz,

bez

/ (N

mm

/mm

2 )

0

1000

2000

3000

4000

5000

0

2000

4000

6000

8000

10000

SchnittbedingungenWerkstoff: C45E+NSchneidstoff: HW-K20Werkzeugdurchmesser d: 1 - 10 mm

Schnittgeschwindigkeit vc: 35 m/minVorschubgeschwindigkeit vf: 133,7 mm/mintrocken

Bild 4.10 Absolute Vorschubkräfte und Drehmomente (links) sowie spezifi-sche Vorschubkräfte und bezogene Drehmomente (rechts) Absolute Feed Forces and Torques (Left) as well as Specific Feed Forces and related Torques (Right)


Analog zu der Beschreibung in Kapitel 4.2.1 werden die absoluten Kräfte und Mo-

mente zur Vergleichbarkeit der Werkzeuge über dem Durchmesserbereich nach den

Gleichungen 4.6 bis 4.11 auf den Spanungsquerschnitt b*h bezogen (Bild 4.10

rechts).

Die Abnahme der spezifischen Vorschubkraft über dem Durchmesserbereich ist auf

das in Kapitel 4.1.2 beschriebene rückläufige Verhältnis von Querschneidendurch-

messer zu Werkzeugdurchmesser von d = 1 mm nach d = 10 mm zurückzuführen.

Nähere Untersuchungen zum Einfluss der Querschneide auf die Vorschubkräfte und

Drehmomente folgen in Kapitel 4.2.3. Als Bewertungsgröße für die Gesamtbelastung

der Werkzeuge bietet sich die im Zerspanprozess aufgewendete Gesamtleistung P

an. Sie berechnet sich für den Bohrprozess wie folgt [Agap97, Opal03]:

zff Mn2Fvdt

dWP Gl. 4.14

Um die Leistungen von Werkzeugen mit unterschiedlichen Durchmessern miteinan-

der vergleichen zu können, müssen sie zu einer vom Durchmesser unabhängigen

Größe normiert werden. Durch Division der Leistung P durch das zerspante Volumen

V ergibt sich die spezifische Leistung p. Diese Größe ist definiert als die Leistung, die

zur Zerspanung eines Volumenelementes notwendig ist und ergibt sich zu:

l)2/d(Mn2Fv

VPp 2

zff . Gl. 4.15

Bild 4.11 zeigt die mit Hilfe der experimentell ermittelten Kräfte und Momente be-

rechneten Ergebnisse sowohl für die Leistung P (links) als auch für die spezifische

Leistung p (rechts). Die Auswertung macht deutlich, dass ein kleines Bohrwerkzeug

bei vergleichbaren Schnittparametern gegenüber einem großen Werkzeug einem

Vielfachen an spezifischer Leistung standhalten muss.

Die Abnahme der spezifischen Leistung mit steigendem Durchmesser wird zurückge-

führt auf die mit steigendem Durchmesser zunehmende Spanungsdicke h und die

damit einhergehende aufzuwendende Zerspanarbeit W. Die im Zähler von Gleichung

4.14 stehende zur Zerspanung aufgewendete Arbeit steigt nach Untersuchungen von

Vieregge degressiv mit der Spanungsdicke (Bild 4.12) [Vier70].


Durchmesser d / mm

Leis

tung

P /

W

0

150

300

450

600

0 2 4 6 8 100

2

4

6

8

0 2 4 6 8 10

spez

. Lei

stun

g p

/ (W

/mm

3 )

Durchmesser d / mmSchnittbedingungenWerkstoff: C45E+NSchneidstoff: HW-K20Werkzeugdurchmesser d: 1 - 10 mm


Bild 4.11 Absolute und spezifische Leistungen über dem Durchmesser-bereichAbsolute and Specific Power Throughout the Field of Diameters

Da das zu zerspanende Volumen nach Gleichung 4.15 mit dem Bohrerdurchmesser

und der Bohrtiefe in der dritten Potenz wächst und dieser Anteil bei der Berechnung

der spezifischen Leistung im Nenner der Gleichung steht, verringert sich mit zuneh-

mendem Durchmesser und Bohrtiefe die spezifische Leistung.

Zers

pana

rbei

t W /

J

2000

4000

6000

Spanungsdicke h / mm

Bild 4.12 Aufteilung der Zerspanarbeit [Vier70] Proportion of the Cutting Energy

Um zu ermitteln, ob die Querschneiden, Hauptschneiden und Führungsfasen der

Bohrwerkzeuge unterschiedliche vom Durchmesser abhängige Auswirkungen auf die

Vorschubkräfte und Drehmomente ergeben, wurden in Kapitel 4.2.3 Untersuchungen

zu den genannten Bereichen der Bohrer im Durchmesserbereich 1 mm d 10 mm

durchgeführt.


4.2.2.2 Auswirkungen auf den Randzonenbereich der eingebrachten Bohrungen Effects on the Rim Zone of the Boreholes

Aufgrund der stark unterschiedlichen eingebrachten Leistungen in Abhängigkeit vom

Werkzeugdurchmesser wurden die Bohrungswände nach Gefügebeeinflussungen

untersucht. Längsschliffe der bearbeiteten Werkstücke zeigen über dem Durchmes-

serbereich im Randzonenbereich der Bohrungen Verformungen, die auf die mecha-

nische Belastung des Werkstoffs während des Zerspanprozesses zurückzuführen

sind (Bild 4.13). Thermisch bedingte Einflüsse sind nicht zu identifizieren.

d = 1 mm d = 3 mm d = 5 mm d = 8 mm d = 10 mm

100 μm



Bild 4.13 Gefügeschliffe von Bohrungswänden Microstuctures of Borehole Borders

4.2.2.3 Ermittlung der Vorschubkräfte und Drehmomente mit dem Modell von Kienz-le und Vergleich mit experimentell ermittelten Daten Determination of the Feed Forces and Torques with the Model of Kienzle and Comparison with Experimentally Determined Data

In dem folgendem Abschnitt werden die in Kapitel 4.2.2.1 ermittelten Daten zur Ana-

lyse der Vorhersagegenauigkeit des empirischen Modells nach Kienzle für Vorschub-

kräfte und Drehmomente genutzt. Hierzu wird das Schnittkraftmodell nach Kienzle

kurz vorgestellt, die für das Bohren ins Volle berechneten Ergebnisse den

experimentellen Daten gegenübergestellt und Abweichungen aufgezeigt.

Die Grundgleichung des 1952 von Otto Kienzle vorgestellten Berechnungsverfahrens

lautet:


)m1(1.1ii

ihbkF Gl. 4.16

Richtwerte für ki1.1 und (1-mi) sind beispielsweise in [Degn93, Koen75, Koen82] zu

erhalten.

Mit den in Kapitel 4.2.1.1 vorgestellten Beziehungen

)sin(db und )sin(

2fh

folgt für die Vorschubkräfte beim Bohren:

)m1(1.1ff

f))sin(2f(

)sin(dkF . Gl. 4.17

Für die Berechnung der Drehmomente gilt:

cz FHM Gl. 4.18

Mit dem Hinweis der in Kapitel 2.3 beschriebenen Problematik der nicht exakt zu de-

finierenden Hebelarme wird die von Pauksch empfohlene Länge der Hebelarme

H=0,5*d eingesetzt [Pauk96]. Die spezifische Schnittkraft Fc berechnet sich analog

zur spezifischen Vorschubkraft Ff zu:

)m1(1.1cc

c))sin(2f(

)sin(dkF Gl. 4.19

Zur Berechnung der Vorschubkräfte, Drehmomente und Leistungen kommen folgen-

de Konstanten für kf1.1, (1-mf), kc1.1 und (1-mc) [Koen75] sowie und vf zum Einsatz:

21.1f mmN1250k ,

80,0m1 f ,

21.1c mmN2000k ,

85,0m1 c ,

592

und


minmm7,133.konstvf .

Bild 4.14 zeigt neben den nach Kienzle berechneten auch die gemittelten experimen-

tellen Werte für die Durchmesser 1, 3, 5, 8 und 10 mm. Die Differenzen zwischen

den einzelnen Werten der beiden Ermittlungsverfahren sind in der Abbildung prozen-

tual dargestellt. Bei dem Vergleich fällt auf, dass in beiden Fällen im Durchmesserbe-

reich 3 d 10 mm die Differenz weniger als 10 % beträgt. Während bei einem

Durchmesser von d = 8 mm nahezu keine Abweichung vorhanden ist, nimmt sie bei

Unterschreiten des Durchmessers von d = 3 mm stark zu und steigt bei Verringerung

des Durchmessers auf d = 1 mm bei der Vorschubkraft auf mehr als 25 % an.

Vorschubkraft Ff (emp.)Vorschubkraft Ff (exp.) Differenz Ff

Vorschubkraft Ff (emp.)Vorschubkraft Ff (emp.)Vorschubkraft Ff (exp.)Vorschubkraft Ff (exp.) Differenz FfDifferenz Ff

Drehm. Mz (emp.)Drehm. Mz (exp.) Differenz Mz

Drehm. Mz (emp.)Drehm. Mz (emp.)Drehm. Mz (exp.)Drehm. Mz (exp.) Differenz MzDifferenz Mz

Durchmesser d / mm

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

Diff

eren

z F f

/ %

0

400

800

1200

1600

0 2 4 6 8 10-50

-25

0

25

50

Durchmesser d / mm

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

Diff

eren

z F f

/ %

0

400

800

1200

1600

0 2 4 6 8 10-50

-25

0

25

50

Dre

hmom

ent M

z/ N

mm

Durchmesser d / mm

Diff

eren

z M

z/ %

0

1250

2500

3750

5000

0 2 4 6 8 10-50

-25

0

25

50

Dre

hmom

ent M

z/ N

mm

Durchmesser d / mm

Diff

eren

z M

z/ %

0

1250

2500

3750

5000

0 2 4 6 8 10-50

-25

0

25

50

Bild 4.14 Experimentell ermittelte (exp.) und nach dem Modell von Kienzle berechnete (emp.) Vorschubkräfte, Drehmomente und prozentuale DifferenzenExperimentally Determined (exp.) and According to the Model of Kienzle Calculated (emp.) Feed Forces, Torques and Proportional Differences

Die Ergebnisse zeigen, dass mit dem Modell von Kienzle die Tendenzen von Kräften

und Momenten für Bohrprozesse in einem Durchmesserbereich von 1 bis 10 mm ab-

gebildet werden können, wobei mit kleinerem Werkzeugdurchmesser die Abwei-

chung zu experimentell ermittelten Werten zunimmt. Zur Auslegung eines Bohrpro-

zesses mit kleinen Bohrdurchmessern weisen die mit dem Modell von Kienzle be-

rechneten Daten keine ausreichende Genauigkeit auf, was die Entwicklung anderer

Modelle bedingt.


4.2.3 Einflüsse einzelner Werkzeugbereiche auf Kräfte und Momente in Ab-hängigkeit vom Werkzeugdurchmesser Influence of Separate Tool Areas to Cutting Forces and Torques Dependent on Tool Diameter

Zur Ermittlung des Einflusses von Querschneide, Hauptschneiden und Führungsfa-

sen auf die Vorschubkraft Ff und das Drehmoment Mz wurden Stufenbohrversuche

durchgeführt. Im Gegensatz zur Bohrbearbeitung von Ringen ermöglichen sie den

zeitlich versetzten Eingriff verschiedener Werkzeugbereiche von der Spitze des

Werkzeugs bis zu den Führungsfasen.

4.2.3.1 Prüfstand und Probengeometrie Experimental Setup and Specimen Geometry

Auf einer Bohrmessnabe ist ein Präzisionsspannzangenfutter zentral fixiert, das

werkzeugdurchmesserabhängige Proben aufnehmen kann. Das Präzisionsspann-

zangenfutter erlaubt eine hohe Wiederholgenauigkeit der Zentrierung bei Proben-

wechseln, so dass eine reproduzierbare Bohrbearbeitung im Probenzentrum gewähr-

leistet wird.

Die Proben weisen jeweils zwei zylindrische Elemente auf, wobei der Zylinder Z1 zur

Aufnahme der Probe im Präzisionsspannzangenfutter dient (Bild 4.15). Der Durch-

messer DZ2 des zweiten Zylinders Z2 entspricht dem zu untersuchenden Werkzeug-

durchmesser d und weist eine Länge von l = 4xd auf. Der Zylinder Z2 wird bis auf

eine Tiefe von l = 2xd mit dem Durchmesser DV vorgebohrt, der dem Querschnei-

dendurchmesser dQ des untersuchten Bohrers entspricht. Die Vorbohroperationen

der Werkstücke sowie der Stufenbohrversuch werden in einer Aufspannung durchge-

führt, um ein erneutes Spannen des Werkstückes zu vermeiden und die Zentrizität

des Bohrers zur Vorbohrung sicherzustellen.

Beim Bohren in diese Proben können somit drei Bereiche unterschieden werden:

Bereich A – B: Bohren eines zylindrischen Rohres mit DZ2 und DV. In diesem Be-

reich kommen nur die Hauptschneiden der Bohrwerkzeuge zum Ein-

satz.

Bereich B – C: Bohren eines Zylinders mit DZ2. In diesem Bereich sind Haupt- und

Querschneiden gemeinsam im Eingriff.

Bereich C – D: Erzeugen einer Bohrung mit D = d. Beim Bohren ins Volle greifen

neben den Haupt- und Querschneiden auch die Führungsfasen ein.


A

B

C

D

DZ2 = d

DV = dQ

Z1

Z2 Z2

Z1 Z1

Bereich A - B Bereich B - C Bereich C - D

d: WerkzeugdurchmesserdQ: QuerschneidendurchmesserDV: Vorbohrdurchmesser

DZ: ZylinderdurchmesserZi: Zylinder-Nr. i

A

B

C

D

DZ2 = d

DV = dQ

Z1

Z2 Z2

Z1 Z1

Bereich A - B Bereich B - C Bereich C - D

d: WerkzeugdurchmesserdQ: QuerschneidendurchmesserDV: Vorbohrdurchmesser

DZ: ZylinderdurchmesserZi: Zylinder-Nr. i

Bild 4.15 Schematische Darstellung eines Stufenbohrversuchs Schematic Illustration of a Step Test

In einer Aufspannung können auf diese Weise die Vorschubkräfte und die Drehmo-

mente nacheinander nur für die Hauptschneiden, für Haupt- und Querschneiden so-

wie für Hauptschneiden, Querschneiden und Führungsfasen ermittelt werden. Um

den Versuchsaufbau zu verifizieren, sind mehrere Vorschubkraft- und Drehmoment-

verläufe der Stufenversuche entsprechenden Verläufen aus Versuchen zum Bohren

ins Volle gegenübergestellt (Bild 4.16). Die prozesstechnisch gleichen Bereiche sind

in Bild 4.16 als graue Bereiche gekennzeichnet:

Stufenbohrversuch: 4 mm l 6 mm

Bohren ins Volle: 0 mm l 2 mm

Beim Vergleich der Kraft- und Drehmomentverläufe für die zwei unterschiedlichen

Versuchsmethoden zeigt sich, dass die Übertragbarkeit der Ergebnisse aus den Stu-

fenbohrversuchen auf Basisversuche gegeben ist.


Stufenbohrversuch Basisversuch V

orsc

hubk

raft

F f /

N

0

10

20

40

0 2 4 6

30

Dre

hmom

ent M

z / N

mm

0

5

10

15

Werkzeug Probe

B C DA

0 2 4Bohrtiefe l / mm

6

0

10

20

40

30

Dre

hmom

ent M

z / N

mm

0

5

10

15

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

0 2

0 2Bohrtiefe l / mm

Werkzeug Probe

SchnittbedingungenWerkstoff: C45E+NSchneidstoff: HW-K20Werkzeugdurchmesser d: 1 mm


Bild 4.16 Kraft- und Momentvergleich von Stufenbohr- und Basisversuchen Comparison of Forces and Torques of Step Tests and Center Drilling

4.2.3.2 Auswertung der Stufenbohrversuche Analysis of the Step Tests

Für die Ermittlung der einzelnen Anteile werden die Kräfte und Momente der Berei-

che (A – B), (B – C) und (C – D) zu den auftretenden mittleren Kräften des Bereiches

(C – D) ins Verhältnis gesetzt. Während die Kraft bzw. das Moment der Haupt-

schneiden unmittelbar aus den Messdaten abzulesen ist, wird zur Ermittlung der

Querschneidenkräfte und -momente die Differenz aus absoluter Kraft bzw. Moment

des Bereiches (B – C) und Hauptschneidenkraft bzw. Moment des Bereiches (A – B)

gebildet. Analog erfolgt die Berechnung der Führungsfasenkräfte und -momente.


Die Auswertung der Versuche zeigt über dem untersuchten Durchmesserbereich ei-

nen hohen Einfluss des Querschneidendurchmessers auf die Vorschubkraft

(Bild 4.17 links). Die Querschneide verursacht 65 - 75% der gesamten Vorschubkraft,

während die Hauptschneiden mit 17 - 25% und die Führungsfasen mit nur 7 - 8% zur

Vorschubkraft beitragen. Weiterhin ist ein nahezu identischer Verlauf des Quer-

schneidenanteils an der Vorschubkraft und des in Kapitel 4.1.2 beschriebenen Ver-

hältnisses von Querschneidendurchmesser zu Werkzeugdurchmesser dQ/d zu ver-

zeichnen (Bild 4.17 rechts), was auf eine hohe Abhängigkeit der Vorschubkraft vom

Querschneidendurchmesser schließen lässt.

Ant

eile

an

Vor

schu

bkra

ft F f

/ %

Durchmesser d / mm

0

20

40

60

80

100


Ver

hältn

is (d

Q/d

) / %

Führungsfasen Verhältnis dQ/dQuerschneide Hauptschneide

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8 10



Bild 4.17 Anteile einzelner Bohrerbereiche an Vorschubkraft und Verhältnis dQ/dProportion of Separate Tool Areas in Feed Force and Ratio dQ/d

Die Ursache für den hohen Anteil der Querschneide an den Vorschubkräften ist darin

zu sehen, dass im Bereich der Bohrermitte die Schnittgeschwindigkeit gegen Null

geht und die Querschneide geometriebedingt das Werkstückmaterial nicht schneidet,

sondern zur Seite quetscht.

Bei der Auswertung der Drehmomente ergeben sich andere Einflussverhältnisse.

Hier verursacht die Querschneide nur noch 10 - 14%, während die Eingriffe der

Hauptschneiden mit 65 - 75% und die Eingriffe der Führungsfasen mit 15 - 20% zum

jeweiligen Gesamtmoment beitragen (Bild 4.18 links). Der verhältnismäßig hohe An-

teil der Führungsfasen ist zum einen auf die Hebelarmlänge des Werkzeugradius

zurückzuführen, wodurch schon geringe Umfangskräfte verhältnismäßig hohe Dreh-

momente bedingen können. Zum anderen führt der Abtransport der Späne mit einem


damit verbundenen Reiben der Späne an der Bohrungswand zur Erhöhung der

Drehmomente. Eine Abhängigkeit der Momentenverläufe vom Querschneiden-

/Durchmesserverhältnis ist nicht festzustellen (Bild 4.18). Die Begründung hierfür ist

darin zu sehen, dass der Hebelarm der Querschneide im Verhältnis zum Durchmes-

ser des Werkzeugs gering ist und einen dementsprechend kleinen Anteil am Ge-

samtmoment aufweist.

Ant

eile

an

Dre

hmom

ent

Mz /

%

Durchmesser d / mm

0

20

40

60

80

100


Ver

hältn

is (d

Q/d

) / %

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8 10

Führungsfasen Verhältnis dQ/dQuerschneide Hauptschneide



Bild 4.18 Anteile einzelner Bohrerbereiche am Drehmoment und Verhältnis dQ/dProportion of Separate Tool Areas in Torque and Ratio dQ/d

Die getrennte Ermittlung der auf das Werkzeug einwirkenden Vorschubkräfte und

Schnittmomente verdeutlicht die Signifikanz der Querschneide im Hinblick auf die am

Werkzeug angreifende Gesamtbelastung. In Verbindung der in Kapitel 4.2.2 gewon-

nenen Erkenntnisse hinsichtlich der spezifischen Leistung von Bohrwerkzeugen ist

anzustreben, eine Reduzierung der Querschneide besonders in kleinen Durchmes-

serbereichen vorzunehmen. Eine Reduzierung des Drehmomentes ist hauptsächlich

durch eine Verringerung der Führungsfasen- und Spanreibung an der Bohrungswand

zu erreichen. Hierzu bietet sich zum einen sowohl eine Reduzierung der Führungsfa-

senbreite als auch eine Beschichtung der Werkzeuge an. Zum anderen unterstützen

die Ergebnisse Bestrebungen von Werkzeugherstellern, eine dem Spanablauf ange-

passte Spannutenform zu erzeugen und damit einen störungsfreien Abtransport der

Späne aus der Bohrung zu gewährleisten.


4.2.4 Ermittlung und Auswirkungen der Zerspantemperaturen bei unterschied-lichen Werkzeugdurchmessern Determination and Effects of Cutting Temperature at Various Tool Diameters

Aus den in Kapitel 2.5 beschriebenen Erläuterungen wird deutlich, dass bisher zahl-

reiche Untersuchungen zur Temperaturbestimmung beim Zerspanen durchgeführt

wurden. Gegenstand dieser Untersuchungen war zumeist die experimentelle Ermitt-

lung der Auswirkungen von unterschiedlichen Fertigungsparametern wie Vorschub

und Schnittgeschwindigkeit auf die Prozesstemperatur. Die Auswirkungen von unter-

schiedlichen Werkzeugdurchmessern bei sonst gleichen Parametern sind bisher un-

bekannt. Im Rahmen dieser Arbeit wurden die Temperaturen beim Bohren der

Durchmesser 1, 3, 5, 8 und 10 mm experimentell an Hauptschneiden und Führungs-

fasen der Werkzeuge unter Einsatz der Zwei-Farben-Pyrometrie ermittelt.

4.2.4.1 Ermittlung der ZerspantemperaturenDetermination of Cutting Temperature

Temperaturen an den HauptschneidenDie Bestimmung der Temperatur an Hauptschneide und Führungsfase erfolgte mit

einem Zwei-Farben-Pyrometer, wobei eine Quarzfaser als Strahlungsleiter von dem

zu messenden Bereich zum Pyrometer diente. Um einen möglichst kleinen Messfleck

und damit eine genaue Fokussierung auf den zu untersuchenden Werkzeugbereich

zu ermöglichen, ist der Lichtleiter orthogonal zur Hauptschneide des Bohrers fixiert.

Hierzu wurden in die Werkstücke Kanäle mit einem Durchmesser von 0,5 mm einge-

bracht, die orthogonal zur Hauptschneide des Bohrers ausgerichtet sind. Die Tiefe

der Kanäle wurde dahingehend ausgelegt, dass eine Erfassung der Temperaturen in

einer Bohrtiefe von l/d = 2 erfolgt. Nach Fixierung der Faser in einem Kanal folgt der

Bohrprozess, während dessen sich der Bohrer dem Kanal annähert, bei der genann-

ten Bohrtiefe den Kanal aufbohrt und die Ermittlung der an der Schneidkante entste-

henden Temperaturen ermöglicht (Bild 4.19). Die Temperaturen wurden jeweils an

der Stirnseite in der Mitte der Hauptschneide und in Abhängigkeit vom Werkzeug-

durchmesser an der Schneidenecke sowie am Übergang zur Querschneide gemes-

sen. Bedingt durch den Durchmesser der Quarzfaser von D = 0,42 mm befindet sich

der Fokus der Faser jeweils 0,21 mm von der Schneidenecke bzw. dem Übergang

der Querschneide entfernt.


Werkstück

Faser

Werkstück

Faser

dl =

2xd

n

59°

Faser

innen Mitte außenPosition:

vf Werk-stückWerkzeug

Bild 4.19 Temperaturermittlung an den Hauptschneiden Temperature Determination at the Major Cutting Edges

Es wird vorausgesetzt, dass die Temperatur von Werkstück und Werkzeug in der

Kontaktzone identisch ist, wodurch aus der Temperatur an der Schneidkante auf die

Temperatur der neu erzeugten Werkstückoberfläche zurück geschlossen werden

kann.

Aufgrund nichtlinearer Ausprägung des Querschneidendurchmessers über dem un-

tersuchten Durchmesserbereich (siehe Kapitel 4.1.2) und unter Berücksichtigung des

Faserdurchmessers fallen die Schnittgeschwindigkeiten im Fokus der Faser an der

Stelle „Hauptschneide innen“ mit zunehmenden Bohrerdurchmesser ab, während sie

an der Messstelle „Hauptschneide außen“ mit steigendem Werkzeugdurchmesser

zunehmen. Eine Übersicht über die unterschiedlichen Geschwindigkeiten, die bei

den genannten Positionen auftreten, zeigt Bild 4.20.


Hauptschneideaußen

HauptschneideMitte

Hauptschneideinnen

Durchmesser d / mm

Sch

nittg

esch

win

digk

eit

v c /

(m/m

in)



Bild 4.20 Schnittgeschwindigkeiten an den Messpunkten der HauptschneidenCutting Velocities at the Measuring Points of the Major Cutting Edges

Als Vergleichstemperatur zur Analyse des Temperaturverhaltens über dem Durch-

messerbereich wird die jeweilige Temperatur in der Mitte der Hauptschneide heran-

gezogen. Bei diesen Messungen sind die Schnittgeschwindigkeiten im Zentrum der

Quarzfaser nahezu identisch.

Im Vordergrund der Auswertung der einzelnen Messungen standen die an den

Hauptschneiden gemessenen Maximaltemperaturen. Um den Temperaturverlauf zu

beschreiben, wird eine Bohrerumdrehung in vier Teilumdrehungen zerlegt (Bild 4.21).

Position derFaser

Messstelle Position

1 Hauptschneide

1 - 2 Freifläche

2 - 3 Spannut

3 Hauptschneide

3 - 4 Freifläche

4 - 1 Spannut

3

1

2

4

Messstelle derFaser

Bild 4.21 Messpositionen in Abhängigkeit einer Werkzeugumdrehung Measurement Positions Dependent on One Tool Revolution


Während der ersten Teilumdrehung (1 2) bewegt sich, beginnend mit der Haupt-

schneide, die Bohrerfreifläche in den Fokus der Quarzfaser. In der zweiten Teilum-

drehung (2 3) wird die Spannut betrachtet. Die dritte Teilumdrehung entspricht der

ersten, die vierte Teilumdrehung der zweiten; jeweils um 180° versetzt. Das aufge-

nommene Messsignal zeigt die Temperatur an der Stelle des Werkzeugs an, die sich

zum Zeitpunkt der Messung im Fokus der Quarzfaser befindet. Durch die Abtastrate

von mindestens 100.000 Hz entsteht ein Kurvenverlauf, der die Temperaturen von

Hauptschneide, Freifläche und Spannut hoch aufgelöst wiedergibt. Dies wird anhand

des folgenden Beispiels kurz erläutert:

Bei einem Bohrer mit 1 mm Durchmesser und einer Schnittgeschwindigkeit von

vc = 35 m/min beträgt die Werkzeugdrehzahl

n = 11.140,85 min-1 = 185,68 s-1.

Für eine Umdrehung wird demnach eine Zeit von

s10386,5s68,185

1t 031

benötigt. Bei einer minimalen Abtastrate von 100.000 Hz werden

56,538s000.100s10386,5 103 Temperatursignale

bei einer Werkzeugumdrehung aufgenommen. Bei Werkzeugen mit größeren

Durchmessern und gleicher Schnittgeschwindigkeit werden durch die damit verbun-

denen geringeren Drehzahlen bei gleicher Abtastrate entsprechend mehr Tempera-

tursignale je Werkzeugumdrehung aufgenommen.

Bild 4.22 zeigt exemplarisch einen typischen Temperaturverlauf über eine Werk-

zeugumdrehung bei einer Messung zur Bestimmung der Hauptschneidentemperatur.

Auffällig sind die verschiedenen Temperaturniveaus der Freifläche und der Spannut.

Das höhere Temperaturniveau in der Spannut ist dadurch zu erklären, dass der

Großteil der bei der Zerspanung entstehenden Wärme in den Span abfließt und die

Temperaturen der abgeführten Späne in den Spannuten vom Pyrometer erfasst wer-

den. Die während der Messungen erfassten maximalen Temperaturen beschreiben

den thermischen Zustand an den Hauptschneiden.


1 Werkzeugumdrehung1 (Hauptschneide) 1

3 (Hauptschn.)2 4

Zeit t / s

200

250

300

350

400

Tem

pera

tur T

/ °C

5.805 5.810 5.820 5.825 5.8305.815

Freifläche Spannut Freifläche Spannut



Bild 4.22 Exemplarischer Temperaturverlauf über der Stirnfläche bei einer WerkzeugumdrehungModel Temperature Progression Along the Face Surface at One Tool Revolution

Bei der Auswertung der Messungen zur Hauptschneidentemperatur zeigt sich, dass

die Temperaturen unabhängig von der Messposition an der Hauptschneide mit zu-

nehmendem Werkzeugdurchmesser ansteigen (Bild 4.23 links). Die maximalen

Temperaturen treten in der Mitte der Hauptschneide auf. Zur Querschneide und

Scheidenecke hin fallen die Temperaturen bei allen Bohrerdurchmessern ab, wobei

an der Schneidenecke in allen Fällen eine höhere Temperatur auftritt als an der

Querschneide. Untersuchungen mit Thermoelementen und einem Werkzeugdurch-

messer von 0,9 inch ( 23 mm) anderer Autoren zeigen ebenfalls die Tendenz der

maximal auftretenden Temperatur im mittleren Bereich der Hauptschneide [Nish62].

Dies bestätigte sich auch in Untersuchungen von Saxena und DeVries [Saxe71], die

Messungen zur Verifizierung ihrer numerischen Lösungsansätze zur Bohrtemperatur-

Verteilung durchführten. Begründet wird der Abfall der Temperatur von der Mitte der

Hauptschneide zur Schneidenecke mit einem im Bereich der Schneidenecke erhöh-

ten Wärmeabfluss in das Werkstück im Gegensatz zum Hauptschneidenbereich. Da

sich die Wärme hauptsächlich in radialer Richtung ausbreitet [Cars59] und beim Boh-

ren ins Volle mit d << dWS die Schneidenecken von einem größeren Materialanteil

umgeben sind als die Hauptschneiden, können die Schneidenecken die Wärme bes-

ser abgeben.


Ein anderes Verhalten der Temperaturen entlang der Hauptschneiden ist beim Boh-

ren von einem zylinderförmigen Werkstück zu erwarten, dessen Durchmesser nur

wenig größer ist als der Werkzeugdurchmesser und beim Bohren zu einem dünn-

wandigen Ring führt. Eine charakteristische Größe für die Temperaturverteilung in

einem Festkörper stellt die Biot-Zahl dar, die das Verhältnis vom äußeren Wärme-

übergang (Wärmetransport von der Oberfläche zum umgebenden Medium) zum in-

neren Wärmeübergang (Wärmeleitung durch den Körper) beschreibt. Die Biot-Zahl Bi

ist definiert als [Incr02]:

Bi = Gl. 4.20

mit

: Wärmeübergangskoeffizient / (W/m2K)

: Wandstärke / m

: Wärmeleitfähigkeit des Materials / (W/mK)

Im Fall eines dünnwandigen Rings wird Bi << 1, da im Verhältnis zu groß ist.

Aus dem damit möglichen schnellen diffusiven Wärmeausgleich folgt eine homogene

Temperatur in der Ringwand [Cars59], die durch die begrenzte Wärmeabfuhr nach

außen und die geringere Wärmekapazität der Ringwand höher sein wird als beim

Bohren ins Volle mit d << dWS. Eine höhere Temperatur kann dazu führen, dass es

entlang der Hauptschneide kein Maximum in der Mitte gibt, sondern dass sich das

Maximum zu der Schneidenecke verschiebt und im Extremfall eine konstante hohe

Temperatur entlang der Schneide bildet. Diese Annahme sollte in weiteren Experi-

menten untersucht werden.

Auf Grund der in Bild 4.20 beschriebenen Schnittgeschwindigkeitsdifferenzen über

dem Durchmesserbereich an der Querschneide bzw. Schneidenecke und der sich

daraus ergebenden Vergleichbarkeitsproblematik liegt der Fokus der Diskussion im

Kapitel 4.2.4.2 auf der Temperaturentwicklung in der Mitte der Hauptschneide

(Bild 4.23 rechts).


d = 3 mm

Durchmesser d / mm

Tem

pera

tur T

/ °C

500

400

300

200HS innen HS Mitte HS außen

Messstelle

2 4 6 8 100

d = 1 mm

d = 5 mm

d = 10 mm

d = 8 mm



Bild 4.23 Temperaturverlauf an den Hauptschneiden über Durchmesser-bereich (links) und maximale Temperaturen bei verschiedenen Durchmessern (rechts) Temperature Progression at the Major Cutting Edges Along the Tool Diameter (Left) and Maximum Temperature at Various Tool Diameters (Right)

Temperaturen an den FührungsfasenZur Messung der Führungsfasentemperatur in einer Bohrtiefe von l/d = 2 wird die

Quarzfaser in einem Kanal orthogonal zur Bohrerachse im Werkstück fixiert. Wäh-

rend des Bohrprozesses wird in der genannten Bohrtiefe der Kanal aufgebohrt und

die Ermittlung der Zerspantemperaturen an den Führungsfasen ermöglicht. Den Auf-

bau zur Temperaturbestimmung an der Führungsfase zeigt Bild 4.24.

Analog zu den Messungen an der Hauptschneide standen auch bei der Auswertung

der Messungen an den Führungsfasen die gemessenen Maximaltemperaturen im

Vordergrund. Zur Abgrenzung einzelner Werkzeugbereiche wird eine Bohrerumdre-

hung in vier Teilumdrehungen zerlegt, wobei die erste Teilumdrehung (1 2) mit der

Führungsfase im Faserfokus beginnt (Bild 4.25).


Faser; Position Führungsfase

d

l = 2

xd

vf

n

dn

vf

Werkstück

Faser

Werkstück

Faser

Bild 4.24 Aufbau zur Temperaturbestimmung an den Führungsfasen Experimental Setup for Temperature Determination at the Heels

Während dieser Teilumdrehung bewegt sich die Nebenfreifläche in den Fokus der

Quarzfaser. In der zweiten Teilumdrehung (2 3) wird die Spannut betrachtet. Die

dritte Teilumdrehung entspricht der ersten, die vierte Teilumdrehung der zweiten.

3

2

4

Messstelleder Faser

Position derFaser 1

Messstelle Position

1 Führungsfase

1 - 2 Nebenfreifl.

2 - 3 Spannut

3 Führungsfase

3 - 4 Nebenfreifl.

4 - 1 Spannut

Bild 4.25 Messpositionen in Abhängigkeit einer Werkzeugumdrehung Measurement Positions Dependent on One Tool Revolution

Bild 4.26 links zeigt exemplarisch einen typischen Temperaturverlauf über einer

Werkzeugumdrehung bei einer Messung zur Bestimmung der Führungsfasentempe-

ratur. In Bild 4.26 rechts sind die maximalen Temperaturen an den Führungsfasen

und die maximalen Temperaturen an den Außenbereichen der Hauptschneiden bei

unterschiedlichen Bohrerdurchmessern dargestellt. Die bei jedem Werkzeugdurch-

messer gemessenen höchsten Temperaturen an den Führungsfasen liegen jeweils

unter den Temperaturen an den Hauptschneiden.


4.448 4.454 4.460 4.466 4.472

Zeit t / s

250

275

300

325

350

Tem

pera

tur T

/ °C

1 Umdrehung4

1 2 3

4

200

300

400

500


Tem

pera

tur T

/ °C

Freifläche

Spannut

Freifläche

Spannut

(Führungs-fase)

Führungsfasen

Hauptschneiden außen

4.448 4.454 4.460 4.466 4.472

Zeit t / s

250

275

300

325

350

Tem

pera

tur T

/ °C

1 Umdrehung4

1 2 3

4

200

300

400

500


Tem

pera

tur T

/ °C

Freifläche

Spannut

Freifläche

Spannut

(Führungs-fase)

4.448 4.454 4.460 4.466 4.472

Zeit t / s

250

275

300

325

350

Tem

pera

tur T

/ °C

1 Umdrehung4

1 2 3

4

200

300

400

500


Tem

pera

tur T

/ °C

Freifläche

Spannut

Freifläche

Spannut

(Führungs-fase)

Führungsfasen

Hauptschneiden außen

SchnittbedingungenWerkstoff: C45E+NSchneidstoff: HW-K20Werkzeugdurchmesser d: 5 mm; 1 - 10 mm


Bild 4.26 Temperaturverlauf über der Mantelfläche bei einer Werkzeug-umdrehung (d = 5 mm; links) und Temperaturen der Führungsfasen sowie der Hauptschneiden (außen) bei verschiedenen Bohrer-durchmessern (rechts) Temperature Progression Along the Superficies Surface at One Tool Revolution (d = 5 mm, Left) and Heel Temperature as well as Major Cutting Edge Temperature (Out-side) at Various Tool Diameters (Right)

Das geringere Temperaturniveau an den Führungsfasen gegenüber den Temperatu-

ren an den Außenbereichen der Hauptschneiden ist damit zu erklären, dass die Füh-

rungsfasen keine Zerspanarbeit verrichtet. Die in den vorliegenden Versuchen ent-

stehenden Zerspantemperaturen sind höher als die Temperaturen, die durch die

Reibung der Führungsfasen an den Bohrungswänden hervorgerufen werden.

Obwohl die Schnittgeschwindigkeiten an den Führungsfasen bei allen Bohrerdurch-

messern identisch waren, ist deutlich zu erkennen, dass die Temperatur der Füh-

rungsfase mit zunehmendem Bohrerdurchmesser degressiv ansteigt. Als Ursachen

für den degressiven Temperaturverlauf kommen sowohl die Breite der Führungsfa-

sen und der damit verbundene Anteil an Reibleistung als auch die Werkzeugvolumi-

na in Betracht. Die Untersuchungen in Kapitel 4.2.3 zeigen, dass weder bei den Vor-

schubkräften noch bei den Drehmomenten ein über dem Durchmesserbereich de-

gressiver Verlauf der Führungsfasenanteile zu identifizieren ist. Hierdurch kann die

Möglichkeit des Reibeinflusses der Führungsfasen auf die Temperaturen an den

Führungsfasen als Ursache für den degressiv ansteigenden Verlauf der Führungsfa-

sen-Temperaturen (Bild 4.26) ausgeschlossen werden. Die Werkzeugvolumina stei-

gen über dem untersuchten Durchmesserbereich um einen Faktor von 278 an und

führen damit zu einer entsprechend höheren Wärmekapazität der großen Bohrer ge-

genüber den kleineren Werkzeugen.


4.2.4.2 Auswirkungen der Zerspantemperatur auf das Werkstoffverhalten Effects of the Cutting Temperature on the Workpiece Material

Die Auswirkungen des beschriebenen Temperaturverhaltens auf das Fließverhalten

des Werkstoffs werden anhand von Fließkurven, die das Werkstoffverhalten bei be-

stimmten Temperaturen T, Umformgraden und Umformgeschwindigkeiten d /dt

beschreiben [Trep01], ermittelt. Zur Auswahl der Fließkurven werden die Größen T,

und d /dt bestimmt:

Die Temperaturen sind den Ergebnissen der in diesem Kapitel beschriebenen Ex-

perimente zu entnehmen. Da vorrangig die Hauptschneiden der Werkzeuge die

Zerspanung des Werkstoffes vornehmen, werden die maximal auftretenden Tem-

peraturen an der Hauptschneide herangezogen, die im Bereich von T = 285°C

(Bohrerdurchmesser d = 1 mm, Hauptschneide Mitte) und T = 497°C (Bohrer-

durchmesser d = 10 mm, Hauptschneide Mitte) liegen.

Der Umformgrad ist der natürliche Logarithmus des Quotienten aus Spandicke

hch und Spanungsdicke h [Koen96]:

hhln ch Gl. 4.21

Die Bestimmung der mittleren Spandicken hch erfolgte durch Vermessung der

Späne über den Spanquerschnitt und Mittlung der erhaltenen Daten aus drei ver-

gleichbaren Versuchen. Der Zusammenhang zwischen der Spanungsdicke h und

dem Vorschub in Abhängigkeit vom Werkzeugdurchmesser ist Bild 4.27 zu ent-

nehmen.

Bohrwerkzeug

f

f1

h1

f2

r

r

2

3190 rr592 r

rcos2fh

2fff 21

hhh 21

Durchmesser d / mm

Vorschub f / mm


1 0,012 0,0051 3 0,036 0,0153 5 0,06 0,0255 8 0,096 0,0408 10 0,12 0,051

Bohrwerkzeug

f

f1

h1

f2

r

r

2

Bohrwerkzeug

f

f1

h1

f2

r

r

22

3190 rr592 r 3190 rr592 r

rcos2fh

2fff 21

hhh 21

Durchmesser d / mm

Vorschub f / mm


1 0,012 0,0051 3 0,036 0,0153 5 0,06 0,0255 8 0,096 0,0408 10 0,12 0,051

Bild 4.27 Bestimmung der Spanungsdicke beim Bohren Designation of Chipping Thickness in Drilling


Die zeitliche Ableitung des Umformgrades ergibt die Umformgeschwindigkeit d /dt

[Dahl93]:

hhln

dtd

dtd ch Gl. 4.22

Exemplarisch folgt die Berechnung des Umformgrades und der Umformgeschwindig-

keit für ein Werkzeug mit einem Durchmesser d von 1 mm mit einer Spanungsdicke h

von 0,0051 mm und einer mittleren gemessenen Spandicke hch von 0,021 mm. Der

Umformgrad folgt aus Gleichung 4.20 mit einem Wert von 1,415. Für

t = hm/vcm Gl. 4.23

folgt mit

hm = (h+hch)/2 = 0,0131 mm. Gl. 4.24

Aus

vcm = (vcM+vch)/2 Gl. 4.25

mit

vcM = *dM*n = 22,6 m/min Gl. 4.26

und

vch = vc*h/hch = 5,48 m/min Gl. 4.27

ergibt sich

vcm = 14,03 m/min Gl. 4.28

und damit

t = 5,58*10-5 s.

Es folgt

d /dt = 25.358 s-1

Tabelle 4.4 zeigt die im untersuchten Durchmesserbereich verwendeten Spanungs-

dicken und ermittelten Spandicken sowie die daraus errechneten Umformgrade und

Umformgeschwindigkeiten in der Mitte der Hauptschneiden.


Durchmes-ser d / mm

Spanungsdickeh / mm

Spandickehch / mm

Umformgrad Umformgeschwindigkeit (d /dt) / s-1

1 0,0051 0,021 1,415 25.358

3 0,0153 0,058 1,33 8.555

5 0,0255 0,098 1,35 4.984

8 0,0408 0,155 1,33 3.089

10 0,051 0,191 1,32 2.478

Tabelle 4.4 Umformgrade und UmformgeschwindigkeitenDeformation Degrees and Deformation Velocities

Die Umformgrade liegen im Bereich zwischen 1,3 1,5 und die zugehörigen Um-

formgeschwindigkeiten zwischen 2.500 s-1 d /dt 25.000 s-1. Mit Hilfe der gewon-

nenen Daten werden die Fließkurven ausgewählt, die für den untersuchten Durch-

messerbereich die ermittelten Temperatur- und Umformgeschwindigkeitsbereiche

abdecken, Bild 4.28.

0

200

400

600

800

1.000

1.200

1.400

1.600

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Flie

ßspa

nnun

g k f

/ MP

a

Umformgrad

T = 20 °C

An Hauptschneide auftretender mittlererUmformgradbereich

Rückgang um ca. 24%

T = 300 °C

T = 500 °C = 3.000 s-1.

= 30.000 s-1.

= 30.000 s-1.

= 3.000 s-1.

0

200

400

600

800

1.000

1.200

1.400

1.600

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Flie

ßspa

nnun

g k f

/ MP

a

Umformgrad

T = 20 °C

An Hauptschneide auftretender mittlererUmformgradbereich

Rückgang um ca. 24%

T = 300 °C

T = 500 °C = 3.000 s-1. = 3.000 s-1.

= 30.000 s-1. = 30.000 s-1.

= 30.000 s-1. = 30.000 s-1.

= 3.000 s-1. = 3.000 s-1.

Bild 4.28 Fließkurven für den ermittelten Temperatur- und Umformgeschwin-digkeitsbereich [Trep01] Flow Curves for the Determinated Field of Temperature and Deformation Velocities

Die Darstellung zeigt die Fließkurve für eine Umformgeschwindigkeit von 30.000 s-1

bei 300 °C für die Bedingungen im Zerspanprozess mit einem 1 mm Bohrer und die

Fließkurve für eine Umformgeschwindigkeit von 3.000 s-1 bei 500 °C für die Bedin-

gungen im Zerspanprozess mit einem 10 mm Bohrer. Zusätzlich sind die nahezu


deckungsgleichen Fließkurven für eine Umformgeschwindigkeit von 3.000 s-1 bzw.

30.000 s-1 bei Raumtemperatur aufgetragen. Es zeigt sich, dass die Fließspannung kf

des Werkstoffes über den ermittelten Temperatur-, Umformgrad- und Umformge-

schwindigkeitsbereich um ca. 24% abfällt.

Die mit steigendem Werkzeugdurchmesser und gleicher Schnittgeschwindigkeit

nachgewiesene Zunahme der Zerspantemperatur an der Werkzeugschneide bestä-

tigt die in Kapitel 4.2.1 aufgestellte Annahme, dass die auftretenden Zerspantempe-

raturen an den Zerspanstellen wesentliche Einflussfaktoren auf die Leistung beim

Bohren in Stahl mit verschiedenen Durchmessern darstellen. Die steigenden Pro-

zesstemperaturen führen zur Entfestigung des Werkstoffes, weshalb geringere Kräfte

und Momente für die Zerspanung aufgebracht werden müssen. Die Verringerung der

Prozesskräfte führt zu einer Abnahme der spezifischen Leistung, was mit den in Ka-

pitel 4.2.2 erläuterten Experimenten nachgewiesen werden konnte.


4.2.5 Zwischenfazit zu den experimentellen Untersuchungen zum Einfluss der Bohrermakrogeometrie und von Schnittparametervariationen auf den Zerspanprozess Intermediate Results of the Experimental Research into Influences of the Macro Geometry of Tools on the Cutting Process

Über dem untersuchten Durchmesserbereich wurde einerseits ein Abfall der spezifi-

schen Vorschubkräfte und spezifischen Leistungen als auch andererseits ein Anstieg

der bezogenen Drehmomente mit steigendem Werkzeugdurchmesser aufgezeigt. Als

Gründe hierfür konnten mehrere Ursachen identifiziert werden:

o Die spezifischen Vorschubkräfte weisen über dem untersuchten Durchmesserbe-

reich eine Abhängigkeit vom Verhältnis des Querschneidendurchmessers zum

Werkzeugdurchmesser auf. Eine Erklärung hierfür ist der durch die Querschneide

verursachte Anteil von 65% - 75% der gesamten Vorschubkraft.

o Die bezogenen Drehmomente steigen mit dem Werkzeugdurchmesser an, wobei

die Höhe des bezogenen Drehmoments im Wesentlichen von der Hauptschnei-

denlänge des Bohrwerkzeugs abhängt. Die Hauptschneiden verursachen über

dem untersuchten Durchmesserbereich 65% - 75% vom gesamten Drehmoment.

o Die mit steigendem Werkzeugdurchmesser einhergehende Zunahme der Zerspan-

temperaturen an den Führungsfasen und in der Mitte der Hauptschneiden führen

zu einer Reduzierung der Werkstofffestigkeit von ca. 24%, die zur Verringerung

der spezifischen Leistung mit steigendem Werkzeugdurchmesser beiträgt.

Mit Hilfe des empirischen Modells von Kienzle zur Berechnung von Vorschubkräften

lassen sich Tendenzen der Vorschubkräfte vorhersagen, wobei die Abweichungen zu

experimentell ermittelten Daten bei Bohrerdurchmessern von d < 3 mm stark zuneh-

men. Um realitätsnahe Daten hinsichtlich Vorschubkräften oder Drehmomenten be-

rechnen zu können, muss das Modell die Realität hinsichtlich Werkzeuggeometrie,

Schneidstoff- und Werkstoffverhalten möglichst nah abbilden. Eine Möglichkeit zur

realitätsnahen Darstellung von Werkzeuggeometrie, Schneidstoff- und Werkstoffver-

halten und die Berechnung von Kräften, Momenten und Temperaturen bietet die

FEM-Simulation, auf die in Kapitel 5 näher eingegangen wird.


4.3 Experimentelle Untersuchungen zum Einfluss der Mikrogeometrie der Bohrwerkzeuge auf den Zerspanprozess Experimental Research into Influences of the Micro Geometry of Tools on the Cutting Process

Für die kleinsten in dieser Arbeit eingesetzten Bohrwerkzeuge mit einem Durchmes-

ser von 1 mm ergibt sich bei den eingesetzten Schnittparametern von vc = 35 m/min

und f = 0,012 mm eine Spanungsdicke von h = 0,0051 mm (vgl. Bild 4.27). Nach den

in Kapitel 2.6 beschriebenen Werten von Sokolowski folgt bei den oben genannten

Schnittparametern ein maximaler Schneidkantenradius von rn = 4,5 μm. Jedoch ist

nach Denkena ein Radius mit rn 10 μm mit den Verfahren Bürsten und Strahlen

nicht reproduzierbar zu erzeugen [Denk03]. Das Verfahren des Schleppschleifens

erscheint aufgrund seiner Kinematik geeignet, bei der Fertigung von Schneidwerk-

zeugen erzeugte Schneidkantenschartigkeiten einzuebnen und Verrundungen mit

Radien von rn = 4 μm an Werkzeugschneidkanten von Bohrern reproduzierbar zu

erzeugen.

4.3.1 Erzeugung definierter Kantenverrundungen durch Schleppschleifen Generation of Defined Roundings on Cutting Edges Through Drag Grinding

Für die Untersuchungen kam die von der Firma Walther Trowal entwickelte Anlage

„M-TMD“ zum Einsatz, die im Wesentlichen aus vier Baugruppen besteht:

1. Maschinengestell mit Hauptarm, Satellitenträgern und Antrieben2. Behälter für das Schleifmedium 3. Behälter und Pumpe für Schmierzusätze beim Schleppschleifen 4. Schaltschrank

Bild 4.29 zeigt eine Gesamtaufnahme der Maschine (Bild 4.29 links) und des Arbeits-

raumes mit in die Satellitenträger eingespannten Werkzeugen (Bild 4.29 rechts). Die

Maschine wird mit einem PC programmiert, der über eine serielle Schnittstelle ange-

schlossenen ist. Die Programme ermöglichen bis zu sechs verschiedene Bearbei-

tungsschritte in einem Bearbeitungsprozess. Hierbei können unabhängig für jeden

Schritt verschiedene Senk- und Hubgeschwindigkeiten des Hauptarms mit Satelliten-

trägern, unterschiedliche Drehzahlen und -richtungen von Hauptarm und Satelliten-

trägern, Ölspülung und Bearbeitungszeiten und -tiefen vorgegeben werden. Die un-

abhängige Steuerung der Drehzahlen und -richtungen von Hauptarm und Satelliten-

trägern ermöglicht die Ermittlung des Einflusses von gleich- oder gegenläufigen

Drehrichtungen von Hauptarm und Satellitenträgern auf das Arbeitsergebnis.


Schleifmittel-behälter

Hauptarm

Satelliten-träger

Schaltschrank

Werkzeug(Satellit)

Satelliten-träger

Bild 4.29 Schleppschleifanlage M-TMD Drag Grinding Machine Tool M-TMD

Die zu bearbeitenden Werkzeuge (Satelliten) werden in der Schleppschleifmaschine

in die Satellitenträger eingespannt, die ihrerseits mittels eines Trägerarms (Haupt-

arm) auf einem Kreis mit dem Radius RHA durch ein Schleifmedium gezogen werden.

Das hierdurch bedingte Aufprallen und Abgleiten des Mediums an den Werkzeugen

erzeugt die Schleifwirkung an den betroffenen Stellen. Die Werkzeuge rotieren zu-

sätzlich um die eigene Achse, was eine gleichmäßige Behandlung aller Werkzeugbe-

reiche gewährleistet. Bild 4.30 zeigt schematisch die Wirkrichtungen des Schleifme-

diums auf eine Hauptschneide eines Bohrers (blau gekennzeichnet) bei unterschied-

lichen Winkelpositionen des Hauptarms und des Werkzeugs. Die grünen Pfeile stel-

len die Wirkrichtung des Schleifmediums auf die Werkzeughauptschneide dar. Be-

dingt durch die Prozesskinematik des Schleppschleifens wird regelmäßig eine Phase

durchlaufen, während der eine Schneide im Schleifschatten liegt. Während dieser

Phase erfolgt keine Schleifbearbeitung der entsprechenden Schneide; für die be-

trachtete Hauptschneide ist dieser Zustand durch gestrichelte Pfeile gekennzeichnet.

Im Rahmen dieser Arbeit wurde ein Programm entwickelt, das die Kinematik des

Schleppschleifens für frei einstellbare Radien von Hauptarm und Satelliten simulieren

und den während der Werkzeugbewegung auftretenden Schleifschatten für eine

Werkzeugschneidenecke graphisch darstellen kann.


RHA

Werkzeug

rW

RHA: Radius Hauptarmrw: Radius Werkzeug

Hauptschneide

Schleifschatten

RHA

Werkzeug

rWrW

RHA: Radius Hauptarmrw: Radius Werkzeug

Hauptschneide

Schleifschatten

Bild 4.30 Schema der Wirkrichtungen beim Schleppschleifen Diagram of the Effective Directions During the Process of Drag Grinding

In einem ersten Schritt werden Geschwindigkeitsunterschiede von innen- und außen-

liegenden Schneidenecken bei verschiedenen Werkzeugradien und möglichen dar-

aus resultierenden Einflüssen auf das Verrundungsergebnis ermittelt. Hierzu sind

einerseits die resultierenden Geschwindigkeiten und damit die Anströmgeschwindig-

keiten der Schneidenecken bei verschiedenen Werkzeugradius- und Drehzahlkombi-

nationen und andererseits die Schwankung der Anströmgeschwindigkeiten durch die

Werkzeugrotation zu berechnen.

In Bild 4.31 sind die Geschwindigkeitskomponenten von Werkzeug und Hauptarm

sowie die resultierenden Komponenten exemplarisch in verschiedenen Positionen

dargestellt. Bei Position 1 zeigen die Vektoren von Werkzeug und Hauptarm in die

gleiche Richtung, wodurch hier die resultierende Geschwindigkeit einen Maximalwert

annimmt. Position 2 zeigt einen Zwischenschritt auf dem Weg zu Position 3, bei der

die Geschwindigkeitsvektoren von Werkzeug und Hauptarm in entgegengesetzter

Richtung stehen und die resultierende Geschwindigkeit auf einen Minimalwert zurück

geht.


vRHA

vres

rW

Hauptschneide

vRHA

vRHA

vres

vres

RHA

nHA

nW

Position 1

Position 2Position 3

Werkzeug

x

y

RHA: Radius Hauptarm

rW: Radius Werkzeug

nHA: Drehzahl Hauptarm

nW: Drehzahl Werkzeug

vRHA: Geschw.-komp. durch

Radius Hauptarm: Geschw.-komp. durch

Radius Werkzeugvr

W

: resultierende Geschw.vres

vrw

vrw

vrw

vRHAvRHAvRHA

vresvres

rW

Hauptschneide

vRHAvRHA

vRHAvRHA

vresvres

vresvres

RHA

RHA

nHA

nW

Position 1

Position 2Position 3

Werkzeug

x

y

x

y

RHA: Radius Hauptarm

rW: Radius Werkzeug

nHA: Drehzahl Hauptarm

nW: Drehzahl Werkzeug


Radius Hauptarm: Geschw.-komp. durch

Radius Werkzeugvr

W

: resultierende Geschw.vres


Radius HauptarmvRHAvRHA

: Geschw.-komp. durch Radius Hauptarm

: Geschw.-komp. durch Radius Werkzeug

vrW

: Geschw.-komp. durch Radius Werkzeug

vrW

vrvrW

: resultierende Geschw.vres : resultierende Geschw.vres

vrwvrw

vrwvrw

vrwvrw

Bild 4.31 Geschwindigkeitskomponenten beim SchleppschleifenVelocity Components in the Process of Drag Grinding

Die resultierende Geschwindigkeit einer Schneidenecke in Abhängigkeit von den

Drehzahlen und Radien von Werkzeug und Hauptarm errechnet sich nach den Glei-

chungen 4.29 bis 4.31. Hierbei ist zu erwähnen, dass der Versatz der Schneidkante

von der Bohrermittelachse aufgrund seines geringen Anteils vernachlässigt wird.

2y

2xres vvv Gl. 4.29

)t)sin(()(r)tsin(Rv WHAWHAWHAHAHAx Gl. 4.30

)t)cos(()(r)tcos(Rv WHAWHAWHAHAHAy Gl. 4.31

mit:

resv : resultierende Geschwindigkeit aus x- und y-Komponente / (m/min)

xv : Geschwindigkeitskomponente in x-Richtung / (m/min)

yv : Geschwindigkeitskomponente in y-Richtung / (m/min)

RHA: Radius Hauptarm / m


rW: Radius Werkzeug (Satellit) / m

HA : Kreisfrequenz Hauptarm / min-1

W : Kreisfrequenz Werkzeug (Satellit) / min-1

t: Zeit / min

Zum Zeitpunkt t = 0 min stehen die Geschwindigkeitsvektoren von Hauptarm und

Werkzeug parallel und zeigen in die gleiche Richtung (Bild 4.31, Position 1).

Nachfolgend ist exemplarisch die Berechnung der resultierenden Geschwindigkeit für

die maximale Hauptarm- und die minimale Werkzeugdrehzahl für den Zeitpunkt

t = 0,03 min für ein Werkzeug mit d = 10 mm aufgeführt. Mit nHA = 30 min-1 und

nW = 5 min-1 folgt für die Kreisfrequenzen:

11HAHA min5,188min302n2 Gl. 4.32

11WW min4,31min52n2 Gl. 4.33

Zusammen mit den Radien RHA = 0,192 m und rW = 0,005 m sowie der Zeit

t = 0,03 min in die Gleichungen 4.30 und 4.31 eingesetzt ergibt für xv bzw. yv :

min/m9,20vx

min/m3,30vy

Für die Anströmgeschwindigkeit )03,0t(resv folgt damit:

min/m9,36v )03,0t(res

Bild 4.32 veranschaulicht die nach den Gleichungen 4.29 bis 4.31 berechneten An-

strömgeschwindigkeiten auf den Hauptschneidenrandbereich eines Werkzeugs mit

dem größten in den Untersuchungen verwendeten Durchmesser d = 10 mm bei zwei

extremen Geschwindigkeitseinstellungen des Hauptarms und der Satelliten für ein

beliebig gewähltes Zeitintervall (hier: t = 0,25 min). Der positive Geschwindigkeits-

bereich stellt die Anströmung einer Werkzeugschneidenecke von vorne dar, während

der negative die Strömungsrichtung von der Hauptfreifläche zur Schneidenecke

kennzeichnet. Die Intervalle mit der Geschwindigkeit „Null“ kennzeichnen die Berei-

che, in denen die Schneidenecke im auf Seite 70 beschriebenen Schleifschatten

liegt.


Anströmung von vorne

-50-40-30-20-10

01020304050

res.

Ges

chw

. vre

s/ (

m/m

in)

nHA = nHAmax = 30 min-1; nW = nWmin = 5 min-1

Geschwindigkeitsdiff. durch Werkzeugrotation

0,05 0,1 0,15 t / min 0,25

Schleifschatten

Anströmung von hinten


-50-40-30-20-10

01020304050

-50-40-30-20-10

01020304050

res.

Ges

chw

. vre

s/ (

m/m

in)

nHA = nHAmax = 30 min-1; nW = nWmin = 5 min-1

Geschwindigkeitsdiff. durch Werkzeugrotation

0,05 0,1 0,15 t / min 0,250,05 0,1 0,15 t / min 0,25

Schleifschatten




-50-40-30-20-10

01020304050

res.

Ges

chw

. vre

s/ (

m/m

in)

nHA = nHAmin = 5 min-1; nW = nWmax = 15 min-1

Geschwindigkeitsdifferenz durch Werkzeugrotation

0,05 0,1 0,15 t / min 0,25

SchleifschattenAnströmung von hinten


-50-40-30-20-10

01020304050

-50-40-30-20-10

01020304050

res.

Ges

chw

. vre

s/ (

m/m

in)

nHA = nHAmin = 5 min-1; nW = nWmax = 15 min-1

Geschwindigkeitsdifferenz durch Werkzeugrotation

0,05 0,1 0,15 t / min 0,250,05 0,1 0,15 t / min 0,25

Schleifschatten

Bild 4.32 Anströmgeschwindigkeiten einer Werkzeugschneidenecke (d = 10 mm) bei Extremeinstellungen von Hauptarm- und Satelliten-drehzahlenOncoming Flow Velocities of One Cutting Edge (d = 10 mm) at Exreme Parameters of Major Arm and Satellite Speeds

Die in Bild 4.32 dargestellte geringe Geschwindigkeitsdifferenz zwischen maximaler

und minimaler Anströmgeschwindigkeit wird bedingt durch das große Verhältnis von

Hauptarmradius RHA zu Werkzeug- (Satelliten-)radius rW von

4,38mm5mm192

rR

W

HA Gl. 4.34

Wird ein kleinerer Werkzeugradius eingesetzt, wächst das Verhältnis RHA/rW an, wo-

durch sowohl der Einfluss der Satellitendrehzahl auf die resultierende Geschwindig-

keit als auch die mögliche Geschwindigkeitsdifferenz noch geringer ausfällt.

Die Hauptschneiden der Bohrwerkzeuge sind nahezu radial zur Werkzeugdrehachse

angeordnet. Hierdurch findet beim Schleppschleifen eine Abnahme der Anströmge-

schwindigkeit von der Schneidenecke zur Bohrerspitze hin statt. Die folgenden Be-

rechnungen zeigen, um welche prozentualen Anteile die Anströmgeschwindigkeit

über dem Werkzeugradius in Abhängigkeit der Satellitendrehzahl von der Schnei-

denecke zur Bohrerspitze hin abnimmt. Zur Bestimmung der Geschwindigkeitsdiffe-

renz sind nur die Größen Werkzeugdrehzahl und -radius relevant. Da im Werkzeug-

mittelpunkt der Radius rW = 0 ist, stellt die Geschwindigkeit an der Schneidenecke

gleichzeitig den Wert für die Differenz der Anströmgeschwindigkeit dar:

WW nr2v Gl. 4.35

Nach Gleichung 4.35 ergibt sich die maximale Differenz über den Werkzeugradius für

den größten Werkzeugdurchmesser bei maximaler Satellitendrehzahl. Danach folgt

für die größten in dieser Arbeit untersuchten Werkzeuge und Drehzahlen:


min/m471,0min15m005,02nr2v 1maxWmaxWmax Gl. 4.36

Die maximale prozentuale Abnahme der Anströmgeschwindigkeit über den Werk-

zeugradius ergibt sich bei minimaler Drehzahl des Hauptarms zu:

%81,70781,0min5m192,02

min/m471,0vv

1R

max

minHA

Gl. 4.37

Bei einem Werkzeugradius von rW = 0,5 mm reduziert sich dieser Wert entsprechend

um Faktor 10 auf 0,781%.

Zusammenfassend kann gesagt werden, dass sowohl die in dieser Arbeit untersuch-

ten Drehzahlen der Werkzeuge als auch die Werkzeugdurchmesser aufgrund der

großen Durchmesserverhältnisse von Hauptarm zu Werkzeugen keinen signifikanten

Einfluss auf die Anströmgeschwindigkeiten ausüben. Die Rotation der Werkzeuge

gewährleistet eine gleichmäßige Verrundung aller Werkzeugschneiden.

Untersuchungen zum Einsatz verschiedener Schleifmedien zeigen, dass ein Granulat

aus Aluminiumoxid mit einer mittleren Korngröße von DK = 0,6 mm gute Vorausset-

zungen für eine gleichmäßige Kantenverrundung auch kleiner Bohrwerkzeuge mit

d = 1 mm bietet. Experimente mit einem Medium aus Siliziumkarbid der Korngröße

DK 0,1 mm führten zu erzielbaren Kantenverrundungen von rn 2 μm, während die

Verwendung eines grobkörnigen Aluminiumoxids mit DK = 2 mm zu unregelmäßigen

Kantenausbildungen führte. In Bild 4.33 ist ein Vergleich der oben beschriebenen

Granulate mit Bohrwerkzeugen der Durchmesser d = 1 und 10 mm dargestellt.

Al2O3, DK 3 mm

d = 1 mm d = 10 mm

1 mm

d = 1 mm d = 10 mm

Al2O3, DK 1 mm

1 mm

d = 1 mm d = 10 mm

SiC, DK 0,1 mm

1 mm

Bild 4.33 Schleifmedien mit Werkzeugen d = 1 mm und d = 10 mm Grinding Compounds with Tools d = 1 mm and d = 10 mm

Das Phänomen der unregelmäßigen Kantenausbildung bei grobkörnigem Granulat

wird auf ein gegenseitiges Abstützen der Schleifkörper in den Spannuten zurückge-

führt, wodurch sich die Körper innerhalb der Spannut verklemmen. Dieser Stützeffekt

wächst mit zunehmender Schleifkörpergröße und kann einen Schleifmittelstau inner-

halb der Spannut und dadurch im Bereich der Schneidkante zur Folge haben. Be-


dingt durch diesen Schleifmittelstau kann das Granulat nicht an der Kante abfließen,

wodurch sich der Schleifeffekt stark reduziert. Bild 4.34 zeigt schematisch den Stütz-

effekt unterschiedlicher Korngrößen an der Schneidkante.

Schneidkeil Schneidkeil

Bild 4.34 Stützeffekt unterschiedlicher Korngrößen (schematisch) Supporting Effect of Various Grain Sizes (schematic)

Als ein weiterer Einflussfaktor zur Erzeugung von Kantenverrundungen durch

Schleppschleifen erweist sich die Eintauchtiefe der Bohrer in das Granulat. Große

Eintauchtiefen führen bei gleicher Bearbeitungszeit zu größeren Kantenverrundun-

gen als kleine Tauchtiefen. Dies ist auf einen höheren Druck des Granulats beim

Führen der Werkzeuge in größeren Eintauchtiefen zurückzuführen. Zur Erzeugung

von Kantenverrundungen von rn 5 μm an Bohrwerkzeugen sollte die Eintauchtiefe

gering gehalten werden und einen Wert T = 50 mm nicht überschreiten. Hierbei sind

Bearbeitungszeiten von weniger als einer Minute realistisch. Verrundungen von

rn = 40 μm erfordern große Eintauchtiefen von T 200 mm, um Bearbeitungszeiten

von weniger als 10 min zu erreichen. Bei der entsprechenden Prozessführung ist ein

Streubereich der erzeugten Schneidkantenradien von rn ±1 μm zu realisieren.

Aufgrund der gegebenen Variationsmöglichkeiten zur Bearbeitung der Werkzeuge ist

Potenzial zur reproduzierbaren Erzeugung von Schneidkantenradien mit rn < 4 μm

vorhanden.

Zur Ermittlung des Einflusses einer Kantenverrundung von Bohrern auf Vorschub-

kräfte und Drehmomente wurden Werkzeuge der Durchmesser 1, 3, 5, 8 und 10 mm

dahingehend verrundet, dass sie nach der Präparation einen Schneidkantenradius

von d004,0rn aufwiesen. Die Ermittlung der Schneidkantenverrundung erfolgte

sowohl optisch als auch taktil, wobei zur Überprüfung der Messergebnisse Bohrer

der Durchmesser d = 1 mm und d = 10 mm orthogonal zur Hauptschneide getrennt

und die Profile im Rasterelektronenmikroskop vermessen wurden. Bild 4.35 zeigt ex-

emplarisch Hauptschneiden von Bohrwerkzeugen mit Durchmesser d = 1 mm vor


und nach der Verrundungsoperation. Die oberen Bilder zeigen die Schneidkanten mit

angrenzender Span- und Freifläche während unten die Schneidkeile im Orthogo-

nalschnitt dargestellt sind.

nicht verrundet (scharf) verrundet

Spanfläche

Freifläche

Schneidkante

Schneidkante,verrundet(rn = 4 μm)Spanfläche

Freifläche

Schneidkante,unverrundet(rn < 1 μm)

Spanfläche

Freifläche

Schneidkante

Spanfläche

Freifläche

Schneidkante

Schneidkante,verrundet(rn = 4 μm)

Schneidkante,verrundet(rn = 4 μm)Spanfläche

Freifläche


Spanfläche

Freifläche


Bild 4.35 Schneidkanten von Bohrern mit d = 1 mm vor und nach dem Schleppschleifen Major Cutting Edges of Drilling Tools with d = 1 mm before and after Drag Grinding

Oberflächenmessungen auf den Freiflächen der Bohrer führten zu dem Ergebnis,

dass eine Verrundungsoperation auf einen Schneidkantenradius von rn = 4 μm bei

Werkzeugen mit d = 1 mm eine geringe Reduzierung der gemittelten Rautiefe von

Rz = 0,82 μm auf Rz = 0,76 μm zur Folge hat. Nach einer Verrundungsoperation auf

rn = 40 μm (Bohrer mit d = 10 mm) konnte ein Rückgang von Rz = 0,82 μm auf

Rz = 0,64 μm ermittelt werden. Der Unterschied der Rautiefenreduzierung bei

rn = 4 μm und bei rn = 40 μm ist auf die verschiedenen Prozesszeiten zurückzufüh-

ren, die zur Erzeugung der verschiedenen Schneidkantenradien benötigt werden. Bei

erhöhter Prozessdauer folgt ein erhöhter Abtrag der Rauheitsspitzen, was zu gerin-

geren Werten von Rz führt.


In dem nachfolgenden Kapitel 4.3.2 werden Untersuchungen über dem Durchmes-

serbereich zur Identifizierung möglicher Effekte durch die erzeugten Schneidkanten-

verrundungen hinsichtlich der beim Bohren auftretenden Kräfte, Momente und Rand-

zonenbeeinflussungen der bearbeiteten Werkstücke vorgestellt. Als Vergleich dienen

Versuche mit nicht verrundeten Bohrern, die im Folgenden auch als scharfe Werk-

zeuge bezeichnet werden. In Kapitel 4.3.3 kommen ausschließlich Werkzeuge mit

d = 1 mm zum Einsatz, wobei die Ermittlung des Einflusses der Schneidkantenver-

rundung in Kombination mit einer Beschichtung auf den Standweg im Fokus der Un-

tersuchungen steht.

4.3.2 Ermittlung des Einflusses einer Kantenverrundung auf Kräfte, Momente und Werkstückrandzonen in Abhängigkeit vom Werkzeugdurchmesser Determination of Influences of Rounded Cutting Edges on Forces, Torques and Rim Zones Dependent on Tool Diameter

Um Einflüsse der Schneidkantenverrundungen auf Vorschubkräfte, Drehmomente

oder Spanformen unabhängig vom Werkzeugverschleiß identifizieren zu können,

kamen in Kurzzeitversuchen unbeschichtete Werkzeuge der Durchmesser 1, 3, 5, 8

und 10 mm ohne Kantenpräparation und mit einer Kantenverrundung zum Einsatz.

Als Versuchsparameter dienten die in Kapitel 4.2.2 genutzten und in Tabelle 4.5 dar-

gestellten Bearbeitungsbedingungen.

Werk-stoff

Werkzeug-durchmesser

d / mm

Schnittge-schwindigkeitvc / (m/min)

Vorschubge-schwindigkeitvf / (mm/min)

Bohr-tiefe

l / mm

Kanten-verrundung

rn / μm KSS

keineC45E+N 1, 3, 5, 8, 10 35 133,7 d2l

d004,0--

Tabelle 4.5: Schnittbedingungen beim Bohren mit unterschiedlich präparierten WerkzeugenCutting Conditions in Drilling with Varied Tool Preparation

Zur Ermittlung der Kraft- und Drehmomentdaten wurde aus den Messdaten von je-

weils drei Bohrungen pro Werkzeugtyp der Mittelwert gebildet, um mögliche Einflüsse

einer Kantenpräparation auf das Vorschubkraft- und Drehmomentniveau zu identifi-

zieren.


Versuchsergebnisse:

In Bild 4.36 sind exemplarisch die Vorschubkraft- und Drehmomentverläufe von

Bohrprozessen mit Werkzeugen mit d = 1 mm sowie die spezifischen Vorschubkräfte

und Drehmomente über dem untersuchten Durchmesserbereich aufgetragen.

0

10

20

30

40

0 0,5 1 1,5 2 2,5

unbehandelt

verrundet

0

4

8

12

0 0,5 1 1,5 2 2,5

unbehandelt

verrundet

Dre

hmom

ent M

z/ N

mm

Bohrtiefe l / mm

Vors

chub

kraf

t Ff/ N

Durchmesser d: 1 mm

0

10

20

30

40

0 0,5 1 1,5 2 2,5

unbehandelt

verrundet

0

4

8

12

0 0,5 1 1,5 2 2,5

unbehandelt

verrundet

Dre

hmom

ent M

z/ N

mm

Bohrtiefe l / mm

Vors

chub

kraf

t Ff/ N

Durchmesser d: 1 mm

0

2000

4000

6000

8000

0 2 4 6 8 10

unbehandelt

verrundet

0

1500

3000

4500

6000

0 2 4 6 8 10

unbehandelt

verrundet

Durchmesser d: 1 - 10 mm

Durchmesser d / mm

spez

. Vor

schu

bkra

ft k f

/ (N

/mm

2 )be

z. D

rehm

omen

t M

z, b

ez. /

(Nm

m/m

m2 )

0

2000

4000

6000

8000

0 2 4 6 8 10

unbehandelt

verrundet

0

1500

3000

4500

6000

0 2 4 6 8 10

unbehandelt

verrundet

Durchmesser d: 1 - 10 mm

Durchmesser d / mm

spez

. Vor

schu

bkra

ft k f

/ (N

/mm

2 )be

z. D

rehm

omen

t M

z, b

ez. /

(Nm

m/m

m2 )

SchnittbedingungenWerkstoff: C45E+NSchneidstoff: HW-K20Werkzeugdurchmesser d: 1 mm; 1 - 10 mm


Bild 4.36 Kräfte und Momente beim Bohren mit d = 1 mm (links) und Ver-gleich von spezifischen Vorschubkräften und bezogenen Drehmo-menten nach Einsatz scharfer und verrundeter Bohrwerkzeuge mit d = 1 – 10 mm (rechts) Forces and Torques in Drilling with d = 1 mm (Left) and Comparison of Specific Feed Forces and Related Torques after Application of Sharp and Rounded Drills with d = 1 – 10 mm (Right)

Vergleicht man die spezifischen Kräfte als auch die bezogenen Drehmomente von

nicht präparierten und verrundeten Werkzeugen, so zeigt sich über dem Durchmes-

serbereich im Verlauf der Kräfte und Momente im Mittel um ca. 5% höhere Werte der

verrundeten Bohrer gegenüber den scharfen Werkzeugen. Eine Steigerung der Pro-

zesskräfte bei Einsatz von verrundeten Werkzeugen war zu erwarten, da die verrun-

dete Hauptschneide zum Eindringen in das Werkstoffmaterial einen höheren Wider-

stand durch erhöhte Flächenpressung überwinden muss als nicht verrundete

Schneidkanten.


Die Verformungstexturen der bearbeiteten Werkstückrandzonen wurden mittels eines

Mikroskops untersucht. Die anschließende Bewertung führte zu dem Ergebnis, dass

keine wesentlichen Unterschiede beim Einsatz von scharfen und verrundeten Werk-

zeugen hinsichtlich Gefügebeeinflussungen oder plastischer Verformungen zu identi-

fizieren sind (Bild 4.37).

d = 1 mm d = 3 mm d = 5 mm d = 8 mm d = 10 mm

scharf

100 μm

verrundet



Bild 4.37 Gefügeschliffe von Bohrungswänden, bearbeitet mit scharfen und verrundeten WerkzeugenMicrostructures of Borehole Borders, Machined with Sharp and Rounded Tools


4.3.3 Standweguntersuchungen Tool Life Tests

Zur Ermittlung des Einflusses einer Kantenverrundung auf die erreichbaren Stand-

wege kamen sowohl unbeschichtete als auch beschichtete Werkzeuge mit einem

Durchmesser von 1 mm ohne und mit Kantenverrundung zum Einsatz. Die Beschich-

tungsarbeiten wurden von der Firma CemeCon (Aachen) durchgeführt, wobei es sich

um eine TiAlN-Beschichtung mit einer Schichtdicke von 1,4 μm handelt. Als Ver-

schleißkriterien galt ein maximaler Freiflächenverschleiß von VBmax = 25 μm bzw. ein

maximaler Eckenverschleiß von VBEmax = 30 μm. Die Versuche erfolgten auf einem

Bearbeitungszentrum der Firma Hüller Hille (Specht 500) im Trockenschnitt, wobei

die Kräfte und Momente mit Hilfe eines 4-Komponenten-Dynamometers des Typs

9272 der Firma Kistler gemessen wurden. In den Untersuchungen kamen die in

Tabelle 4.6 dargestellten Bearbeitungsbedingungen zum Einsatz.

Werk-stoff

Werkzeug-durchmesser

d / mm

Schnittge-schwindigkeitvc / (m/min)

Vorschub-geschw.

vf / (mm/min)

Bohr-tiefe

l / mm

Kanten-verrundung

rn / μm KSS

keine133,7

4C45E+N 1 35

601,7

2

4

--

Tabelle 4.6 Schnittbedingungen für Standwegversuche mit verschiedenen Kan-tenpräparationenCutting Conditions for Tool Life Tests with Varied Cutting Edge Preparations

4.3.3.1 Ergebnisse der Versuche mit unbeschichteten Werkzeugen Results of Cutting Tests with Uncoated Tools

Verschleißverhalten, Vorschubkräfte und Schnittmomente Die wesentlichen Verschleißmerkmale traten an den Hauptschneiden bzw.

Schneidecken auf. Aus diesem Grund wurden zur Erfassung des Verschleißzustan-

des REM-Aufnahmen angefertigt, die einerseits den Zustand der Bohrerspitze an der

Stirnfläche und andererseits den einer Hauptschneide dokumentieren. Die Ansicht

einer Hauptschneide eines neuen Werkzeugs ist in Bild 4.38 dargestellt.


Spanfläche

Freifläche1 mm 200 μm

Spanfläche

Freifläche1 mm1 mm 200 μm200 μm

Bild 4.38 Ansicht einer Hauptschneide eines neuen Werkzeugs View on a Major Cutting Edge of a New Tool

Während nach der ersten Bohrung keine wesentlichen Verschleißmerkmale zu identi-

fizieren sind, weisen die unbehandelten Werkzeuge nach 25 gefertigten Bohrungen

Ausbrüche auf den Hauptschneiden in Querschneidennähe und stark verrundete

Schneidkanten auf (Bild 4.39). Die Schädigungen weisen auf lokale Überlastungen

der Schneidkante hin. Sie sind dadurch zu erklären, dass während des Bohrprozes-

ses seitliches Verquetschen des Werkstoffes durch die Querschneide auftritt und zu

einer Materialanhäufung im querschneidennahen Bereich der Hauptschneide führt.

WZL 05 2649 RE 30 μmWZL 05 2649 RE 30 μmWZL 05 2649 RE 30 μmWZL 05 2649 RE 30 μm30 μm



Bild 4.39 Werkzeug ohne Schneidkantenverrundung bei Standwegende nach 25 BohrungenTool without Cutting Edge Preparation at the End of Tool Life after 25 Boreholes

Das Trennen dieser Anhäufung führt zu lokalen Überlastungen der Schneide mit der

Folge von Ausbrüchen. Untersuchungen von Opalla weisen ebenfalls auf eine maxi-

male Belastung eines Bohrers auf der Hauptschneide am Übergang zur Querschnei-


de hin [Opal03]. Die verrundeten Werkzeuge zeigen bei dem gleichen Standweg von

25 Bohrungen ein homogenes Verschleißbild ohne vergleichbare Ausbrüche

(Bild 4.40). Der geringere Verschleiß sowohl an den Freiflächen als auch an den

Schneidecken lässt die Vermutung zu, dass bei der Werkzeugherstellung erzeugte

Schneidkantenschartigkeiten durch den Schleppschleifprozess eingeebnet werden.

Daher entstehen in diesem Bereich während des Bohrprozesses keine Belastungs-

spitzen.

WZL 05 2660 RE 30 μmWZL 05 2660 RE 30 μmWZL 05 2660 RE 30 μm30 μm



Bild 4.40 Werkzeug mit Schneidkantenverrundung nach 25 Bohrungen Tool with Cutting Edge Preparation after 25 Boreholes

Bei nicht verrundeten Werkzeugen können sich durch Schneidenschartigkeiten und

die im Bohrprozess herrschenden Kräfte Spannungsspitzen im Substrat aufbauen,

die zu Ausbrüchen von einzelnen Körnern bis zu Kornverbunden aus dem Substrat

führen können. Mit verrundeten Werkzeugen wurden Standwege von 90 Bohrungen

erreicht, wobei vorwiegend die Schneidecken verschleißen und damit der Eckenver-

schleiß als Verschleißkriterium auftritt. Unbeschichtete Werkzeuge mit Schneidkan-

tenverrundung zeigen damit eine Standwegerhöhung von 360% gegenüber nicht ver-

rundeten Bohrern (Bild 4.41 links).

Die Gegenüberstellung von Vorschubkräften und Drehmomentdaten zeigt, dass in-

nerhalb der vergleichbaren 25 Bohrungen nach einer anfänglichen Differenz von ca.

5% zwischen scharfen und verrundeten Werkzeugen eine Angleichung der Werte

beider Werkzeugtypen bis auf 3% stattfindet (Bild 4.41 rechts). Dieses Phänomen ist


auf eine zunehmende Verrundung der Hauptschneiden bei den unbehandelten Boh-

rern während der Bohrprozesse zurückzuführen.

nicht verrundet verrundet nicht verr. verr. Streubereich

Eck

enve

rsch

leiß

VB

Emax

/ μm

0

10

20

30

40

50

0 25 50 75 1000 25 50 75 1000

10

20

30

40

50

Bohrungsanzahl n

0

6

14

10

0Dre

hmom

ent

Mz /

Nm

m

26

34

30

24

32

28

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

Bohrungsanzahl n1 25 901 25 90



Bild 4.41 Verschleißverlauf und Vorschubkraft- sowie Drehmomentvergleich scharfer und verrundeter Werkzeuge Wear Progression and Comparison of Feed Force and Torque of Sharp and Rounded Tools

Maßgenauigkeit, Oberflächen- und Randzonenausbildung Die erzielbare Maßgenauigkeit ist ein weiteres wesentliches Kriterium, um die Eig-

nung eines Bearbeitungsprozesses für eine bestimmte Bearbeitungsaufgabe zu be-

urteilen. Aus diesem Grund wurden die Durchmesser der erzeugten Bohrungen mit

Hilfe eines Messmikroskops optisch ermittelt. Um auch eine Aussage über die Rund-

heit der Bohrungen machen zu können, wurde der Bohrungsdurchmesser in zwei um

90° versetzte Richtungen ermittelt. Die Messung erfolgte an jeweils drei hintereinan-

der gefertigte Bohrungen, um Einflüsse von Seiten der Messtechnik auf das Messer-

gebnis weitgehend zu reduzieren. Im Folgenden sind diese drei Einzelwerte sowie

die hieraus gebildeten Mittelwertkurven aufgetragen.

Die Differenz der beiden in verschiedener Richtung ermittelten Bohrungsdurchmes-

ser betrug bei der Bearbeitung mit neuen verrundeten sowie nicht präparierten Werk-

zeugen im Mittel 3 μm. Alle Bohrungsdurchmesser lagen oberhalb des Nennmaßes

von 1 mm (Bild 4.42 links). Die ersten der mit den scharfen Werkzeugen eingebrach-

ten Bohrungen besaßen ein Übermaß von 35 μm. Bei den mit verrundeten Bohrern

eingebrachten Bohrungen lag das Übermaß bei 20 μm. Die Durchmesserabweichung


nimmt mit steigender Anzahl an gefertigten Bohrungen ab und zeigt bei der Bearbei-

tung mit scharfen Bohrern bei Versuchsende Abweichungen von 23 μm vom Nenn-

maß und ein nahezu stabiles Niveau von 18 μm oberhalb des Nennmaßes mit ver-

rundeten Werkzeugen.

nicht verrundet verrundet nicht verrundet verrundet

1,00

1,01

1,02

1,03

1,04

1,05

Boh

rung

sdur

chm

esse

rD

/ m

m

0 25 50 75 100Bohrungsanzahl n

Mitt

enra

uwer

t R

a/ μ

m

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 25 50 75 100Bohrungsanzahl n

Mitt

enra

uwer

t R

a/ μ

m

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 25 50 75 1000 25 50 75 100Bohrungsanzahl n



Bild 4.42 Bohrungsdurchmesser und Mittenrautiefen über der Bohrungsan-zahl, hergestellt mit scharfen und verrundeten Werkzeugen Hole Diameter and Average Peak-to-Valley Heights Along the Number of Holes

Bei der Interpretation der Ergebnisse ist zu beachten, dass die optische Erfassung

des Durchmessers unmittelbar am Bohrungseintritt erfolgte. In diesem Bereich be-

steht der längste zeitliche Kontakt zwischen Werkzeug und Bohrungswand. Da sich

die Toleranzen der Bohrer in einem Bereich von +0 bis -0,004 mm befinden, liegt die

Vermutung nahe, dass die Aufweitung der Bohrung durch Reibvorgänge zwischen

Bohrungswand und Führungsfase verursacht wird. Die Kanten der Führungsfasen

tragen dabei möglicherweise durch Reiben oder Schaben Werkstoff ab. Dies gilt ins-

besondere für die nicht präparierten Werkzeuge, bei denen im Neuzustand die Boh-

rungsaufweitung besonders stark ausgeprägt war. Die Abstumpfung der Kanten mit

steigender Bohrungsanzahl reduziert diesen Vorgang, so dass sich die Werte allmäh-

lich dem Nennmaß annähern. Durch eine Schneidkantenpräparation der Werkzeuge

wird eine definierte Abstumpfung der Führungsfasen vorweggenommen, so dass von

der ersten eingebrachten Bohrung an der Bohrungsdurchmesser näher am Nennmaß

liegt als bei nicht verrundeten Werkzeugen.

Messungen der Oberflächen an ausgesuchten Bohrungswänden zeigen nahezu

identische Mittenrauwerte der mit verrundeten Bohrern im Verhältnis zu mit unbe-


handelten Werkzeugen eingebrachten Bohrungen (Bild 4.42 rechts). Der mittlere

Streubereich der mit scharfen Werkzeugen erzeugten Oberflächen liegt bei

Ra = ± 0,09 μm, während der mit verrundeten Bohrern mit Ra = ± 0,08 μm gering-

fügig niedriger ausfällt. Weder mit scharfen noch mit verrundeten Bohrern bearbeitete

Werkstücke zeigen wesentliche Beeinflussungen der Randzonen (Bild 4.43).

scharf

Bohrung 1 Bohrung 25

100 μm

verrundet Bohrung 1 Bohrung 25 Bohrung 90



Bild 4.43 Gefügeschliffe von Bohrungswänden, hergestellt mit scharfen und verrundeten Werkzeugen Microstructures of Borehole Borders, Machined with Sharp and Rounded Tools

4.3.3.2 Ergebnisse der Versuche mit beschichteten Werkzeugen Results of Cutting Tests with Coated Tools

Verschleißverhalten, Vorschubkräfte und Schnittmomente Untersuchungen mit beschichteten Werkzeugen wurden zunächst mit den in den vo-

rangegangenen Experimenten verwendeten Parametern vorgenommen (Tabelle

4.6). Sie führten während der jeweils ersten Bohrung zu kleinen Schichtdelaminatio-

nen und Ausbrüchen auf den Schneidkanten der nicht verrundeten Werkzeuge

(Bild 4.44). Die Delaminationen auf den Schneidkanten weisen auf Druckspannun-

gen und lokale mangelnde Verklammerungsmöglichkeiten der Beschichtung unmit-

telbar auf der Schneidkante hin. Die Ausbrüche sind eine Folge der im Prozess auf-

tretenden Belastungen während des Eindringens der Schneide in den Werkstoff, wo-

bei die Beschichtung bricht und durch die Verklammerung mit dem Hartmetall Korn-

verbunde aus dem Substrat herausreißt.


SchnittbedingungenWerkstoff: C45E+NSchneidstoff: HC-K20Werkzeugdurchmesser d: 1 mm


Bild 4.44 Scharfes Werkzeug mit Beschichtung nach der ersten Bohrung Sharp Tool with Coating after the First Machined Hole

Bei verrundeten Werkzeugen sind nach einer Bohrung keine wesentlichen Schädi-

gungen der Beschichtung oder des Substrates identifizierbar (Bild 4.45).



Bild 4.45 Verrundetes Werkzeug mit Beschichtung nach der ersten Bohrung Rounded Tool with Coating after the First Machined Hole

Dieses Verschleißverhalten lässt darauf schließen, dass bei der eingestellten Ver-

rundung von rn = 4 μm bereits eine hinreichende Stabilität der Schneidecken zur

Vermeidung von Ausbrüchen bei den eingestellten Schnittparametern erreicht ist.

Das deutet darauf hin, dass der Radius zu einer Verringerung von Druckspannungen

sowie einer Verklammerung der Beschichtung auf dem Substrat führt. Der weitere


Einsatz beider Werkzeugtypen führt nach einem höheren Anfangsverschleiß der

nicht verrundeten Bohrer zu einer Stabilisierung auf erhöhtem Verschleißniveau ge-

genüber verrundeten Werkzeugen. Während die nicht verrundeten Bohrer nach 150

gefertigten Bohrungen unregelmäßigen Verschleiß an Hauptschneiden und

Schneidecken aufweisen (Bild 4.46), zeigen die verrundeten Werkzeuge nach 150

Bohrungen ein homogenes Verschleißbild (Bild 4.47).



Bild 4.46 Scharfes Werkzeug mit Beschichtung nach 150 Bohrungen Sharp Tool with Coating after 150 Machined Holes

Die unterschiedliche Verschleißausbildung der nicht verrundeten und der verrunde-

ten Werkzeuge bei gleichem Standweg hat verschiedene Ursachen. Zum einen hat

die Beschichtung unmittelbar auf der Schneidkante eine stützende Wirkung, wodurch

die Gefahr von Ausbrüchen durch mechanische Überlastung reduziert bzw. das

Ausmaß der Ausbrüche verringert wird. Zum anderen wird durch den reibungs- und

adhäsionsmindernden Einfluss der Beschichtung auf Span- und Freifläche die Ge-

fahr eines Spänestaus während des Bohrprozesses reduziert [Krie01], worauf sich

die Schwellbelastung auf die Hauptschneiden verringert.

Bei den scharfen Werkzeugen treten innerhalb der ersten Bohrungen Ausbrüche an

den Hauptschneiden und Schneidecken durch lokale Überlastungen auf. In den Be-

reichen der Ausbrüche wird das Substrat freigelegt, wodurch ein erhöhter Ver-

schleißangriff erfolgen kann. Andererseits wird durch den reibungs- und adhäsions-

mindernden Einfluss der verbliebenen Beschichtung die Belastung des Werkzeugs


gegenüber unbeschichteten Bohrern hinsichtlich der Gefahr von Spänestaus und der

damit verbundenen Schwellbelastung reduziert.



Bild 4.47 Verrundetes Werkzeug mit Beschichtung nach 150 Bohrungen Rounded Tool with Coating after 150 Machined Holes

Bei verrundeten Werkzeugen sind nicht Ausbrüche der Schneidkanten oder -ecken

die Hauptverschleißform, sondern die während des Bohrprozesses abnehmende

Schichtstärke. Sobald das Substrat freigelegt wird, führen die gleichen Mechanismen

wie bei den unbeschichteten Werkzeugen zu fortschreitendem Verschleiß. Aufgrund

der definierten Verrundung bieten die Werkzeuge weniger Entstehungsmöglichkeiten

für Spannungsspitzen und hieraus entstehende (Mikro-) Ausbrüche, wodurch ein

gleichmäßiger Verschleiß entsteht.

Das über den Standweg erhöhte Verschleißniveau der scharfen Werkzeuge gegen-

über den verrundeten wird auf die beschriebenen Vorgänge ebenso zurückgeführt

wie die höhere Streubreite der Verschleißwerte (Bild 4.48 links). Bei der Gegenüber-

stellung von Vorschubkräften und Drehmomentdaten ist nach einer anfänglichen Dif-

ferenz von ca. 4% zwischen unbehandelten und verrundeten Werkzeugen eine An-

gleichung der Werte beider Werkzeugtypen zu identifizieren (Bild 4.48 rechts).



0

10

20

30

40

50

0

10

20

30

40

50

Eck

enve

rsch

leiß

VB

Emax

/ μm

Bohrungsanzahl n0 25 50 75 100 125 150 175

0

0

3432

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

26

30

24

28

Dre

hmom

ent

Mz /

Nm

m

6

14

10

Bohrungsanzahl n1 150



Bild 4.48 Verschleißverlauf und Vorschubkraft- sowie Drehmomentvergleich beschichteter scharfer und verrundeter Werkzeuge Wear Progression and Comparison of Feed Force and Torque of Sharp and Rounded Tools

Maßgenauigkeit, Oberflächen- und Randzonenausbildung Nach einer Durchmesserabweichung der ersten mit scharfen Werkzeugen erzeugten

Bohrungen von bis zu +31 μm erfolgt innerhalb von 50 Bohrungen eine Abnahme der

Abweichung auf ein nahezu stabiles Niveau von +17 μm vom Nennmaß (Bild 4.49

links). Mit den verrundeten Werkzeugen zeigt sich eine Anfangsabweichung von

+18 μm, die bis zum Versuchende bis auf +15 μm abnimmt. Die erhöhte Durchmes-

serabweichung der scharfen Werkzeuge zu Versuchbeginn lässt sich auch hier auf

die im Kapitel 4.3.3.1 beschriebenen Reibvorgänge zwischen Bohrungswand und

Führungsfase zurückführen. Bei verrundeten Bohrern wird eine definierte Abstump-

fung der Führungsfasen vorweggenommen, so dass von der ersten eingebrachten

Bohrung an der Bohrungsdurchmesser näher am Nennmaß liegt als bei nicht verrun-

deten Werkzeugen. Die geringeren Maßabweichungen der mit beschichteten Werk-

zeugen eingebrachten Bohrungen gegenüber den unbeschichteten sind auf reduzier-

te Reibungsvorgänge der Führungsfasen an den Bohrungswänden und der Späne in

den Spannuten durch die Beschichtung zurückzuführen. Es können weniger Werk-

stoffpartikel an den Führungsfasen anhaften und Späne leichter aus der Bohrung

transportiert werden, was zu geringeren Aufweitungen der Bohrungswand im Ver-

hältnis zur Bearbeitung mit unbeschichteten Werkzeugen führt.



1,00

1,01

1,02

1,03

1,04

1,05

Boh

rung

sdur

chm

esse

rD

/ m

m


Mitt

enra

uwer

t R

a/ μ

m

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0


Mitt

enra

uwer

t R

a/ μ

m

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

Bohrungsanzahl n0 25 50 75 100 125 150 1750 25 50 75 100 125 150 1750 25 50 75 100 125 150 175



Bild 4.49 Bohrungsdurchmesser und Mittenrautiefen über der Bohrungsan-zahl, hergestellt mit scharfen und verrundeten Werkzeugen Hole Diameter and Average Peak-to-Valley Heights Along the Number of Holes, Machined with Sharp and Rounded Tools

Die Messung der Oberflächen an ausgesuchten Bohrungswänden zeigt nahezu

identische Mittenrauwerte von scharfen und verrundeten Werkzeugen, die auf einem

gleichmäßigen Niveau von Ra = 0,38 μm (scharfe Bohrer) bzw. Ra = 0,36 μm (ver-

rundete Bohrer) liegen (Bild 4.49 rechts). Der mittlere Streubereich der mit scharfen

Werkzeugen erzeugten Oberflächen liegt bei Ra = ± 0,08 μm, während der mit ver-

rundeten Bohrern mit Ra = ± 0,07 μm geringfügig niedriger ausfällt.

Gefügeschliffe von Werkstücken, die mit scharfen und mit verrundeten Bohrern bear-

beitet wurden, zeigen keine wesentlichen Beeinflussungen der Randzonen

(Bild 4.50).


scharf

Bohrung 1 Bohrung 150

100 μm

verrundet Bohrung 1 Bohrung 150



Bild 4.50 Gefügeschliffe von Bohrungswänden, hergestellt mit beschichteten scharfen und verrundeten Werkzeugen Microstructures of Borehole Borders, Machined with Coated Sharp and Rounded Tools

Beschichtete Werkzeuge bei Einsatz mit erhöhtem Vorschub Zur Ermittlung der Leistungsfähigkeit verrundeter beschichteter Bohrer gegenüber

scharfen beschichteten Werkzeugen erfolgte eine Steigerung der Vorschubge-

schwindigkeit um Faktor 4,5 auf vf = 601,7 mm/min.

Verschleißverhalten, Vorschubkräfte und Schnittmomente Eine Analyse nach der jeweils ersten Bohrung zeigt bei den scharfen Werkzeugen

Eckenausbrüche und Delaminationen der Schicht in großen Bereichen der Schneid-

kante (Bild 4.51). Die Eckenausbrüche sind auf eine mechanische Überlastung des

Substrates zurückzuführen, während die Delamination auf der Schneidkante auf die

bereits erwähnten Druckspannungen und mangelnden Verklammerungsmöglichkei-

ten der Beschichtung auf der Schneidkante hinweist. Die aufgetretenen Eckenaus-

brüche während der jeweils ersten Bohrung führten zum Abbruch der Versuche mit

scharfen Werkzeugen.




Bild 4.51 Scharfes Werkzeug mit Beschichtung nach einer Bohrung mit er-höhtem Vorschub Sharp Tool with Coating after the First Machined Hole with Increased Feed

Bei verrundeten Werkzeugen sind nach einer Bohrung keine wesentlichen Schädi-

gungen der Beschichtung oder des Substrates feststellbar (Bild 4.52). Die Schattie-

rungen in Bild 4.52 links sind auf im Rahmen der Versuchsreihe durchgeführte Be-

dampfungsoperationen für REM-Aufnahmen zurückzuführen.

abgelagertes Material



Bild 4.52 Verrundetes Werkzeug mit Beschichtung nach einer Bohrung mit erhöhtem Vorschub Rounded Tool with Coating after the First Machined Hole with Increased Feed

Die in Bild 4.52 rechts erkennbaren hellen Bereiche wurden als während des

Zerspanprozesses abgelagertes Material identifiziert.


Der weitere Einsatz der verrundeten Werkzeuge führte zu Standwegen von 300 Boh-

rungen bei einem gleichmäßigem Verschleißbild (Bild 4.53, Bild 4.54 links).

WZL 05 2830 RE 30 μm

300 μmWZL 05 2825 RE

WZL 05 2830 RE 30 μmWZL 05 2830 RE 30 μm30 μm

300 μmWZL 05 2825 RE 300 μm300 μmWZL 05 2825 RE



Bild 4.53 Verrundetes Werkzeug mit Beschichtung nach 300 Bohrungen mit erhöhtem Vorschub Rounded Tool with Coating after 300 Machined Holes with Increased Feed

Das beschriebene Verschleißverhalten lässt darauf schließen, dass auch für Bohr-

operationen mit erhöhtem Vorschub die eingestellte Verrundung von rn = 4 μm be-

reits eine hinreichende Stabilität der Schneidecken gewährleistet und der Radius ei-

ne ausreichende Verklammerung der Beschichtung auf dem Substrat erlaubt. Wei-

terhin ist die mit erhöhtem Vorschub gesteigerte Zahl eingebrachter Bohrungen ver-

rundeter Werkzeuge gegenüber den Versuchen mit der Vorschubgeschwindigkeit

von vf = 133,7 mm/min (n = 150 eingebrachte Bohrungen) auf den zurückgelegten

Weg lc der Schneidecken durch das Material zurückzuführen. Die Vorschubge-

schwindigkeit vf = 133,7 mm/min entspricht einem Vorschub von f = 0,012 mm; eine

Vorschubgeschwindigkeit vf = 601,7 mm/min entspricht einem Vorschub von

f = 0,054 mm. Der abgewickelte Schnittweg lc einer Schneidenecke wird näherungs-

weise nach der folgenden Gleichung berechnet:

fldlc Gl. 4.38

150 Bohrungen bei einem Vorschub von f = 0,012 mm entsprechen einem abgewi-

ckelten Weg pro Schneidecke von lc(f=0,012 mm) = 78,54 m. Durch eine Erhöhung

des Vorschubs um einen Faktor von 4,5 ergibt sich bei einer Bohrungsanzahl von

n = 300 ein abgewickelter Weg von lc(f=0,054 mm) = 34,91 m pro Schneidecke. Der


reduzierte Weg der Schneidecken durch das Material führt zu einem verringerten

Verschleiß pro Bohrung, wodurch höhere Standwege im Vergleich zu Bohrprozessen

mit geringerem Vorschub möglich werden. Für einen erhöhten Vorschub muss die

Schneidkante den damit verbundenen höheren mechanischen Belastungen standhal-

ten können, was durch die definierte Schneidkantenverrundung erreicht wird.


Eck

enve

rsch

leiß

VB

Emax

/ μm

0

10

20

30

40

50

0 50 100 150 200 250 300 3500

10

20

30

40

50

0 50 100 150 200 250 300 350Bohrungsanzahl n 0

0

Bohrungsanzahl n1 3001

14

10

6

Dre

hmom

ent

Mz /

Nm

m

26

34

30

24

32

28

Vors

chub

kraf

t F f

/ N



Bild 4.54 Verschleißverlauf und Vorschubkraft- sowie Drehmomentvergleich scharfer und verrundeter Werkzeuge mit Beschichtung bei erhöh-tem Vorschub Wear Progression and Comparison of Feed and Torque of Sharp and Rounded Tools with Coating and Increased Feed

Der erhöhte Vorschub hat einen Anstieg der Vorschubkräfte und Drehmomente von

ca. 5% gegenüber den Messwerten bei einem Vorschub von f = 0,012 mm zur Folge.

Die Differenz zwischen mit scharfen und verrundeten Werkzeugen erzeugten Vor-

schubkräften und Drehmomenten beträgt bei erhöhter Vorschubgeschwindigkeit ca.

3% (Bild 4.54 rechts).

Maßgenauigkeit, Oberflächen- und Randzonenausbildung Die mit scharfen Werkzeugen erzeugten Bohrungen weisen eine mittlere Durchmes-

serabweichung von +29 μm auf (Bild 4.55 links). Mit den verrundeten Werkzeugen

zeigt sich eine Anfangsabweichung von +15 μm, die bis zum Versuchende auf

+14 μm abnimmt. Die erhöhte Durchmesserabweichung der scharfen Werkzeuge

aufgrund von Reibvorgängen zwischen Bohrungswand und Führungsfasen wurde

bereits im Kapitel 4.3.3.1 erläutert.


Die Messung der Oberflächen an den jeweils ersten Bohrungswänden zeigt durch-

schnittliche Mittenrauwerte von Ra = 0,55 μm für scharfe Bohrer bzw. Ra = 0,51 μm

für verrundete Bohrer (Bild 4.55 rechts). Der weitere Verlauf der mit verrundeten

Werkzeugen erzeugten Oberflächen zeigt ein gleichmäßiges Niveau der gemittelten

Mittenrauwerte, wobei der mittlere Streubereich mit Ra = ± 0,15 μm höhere Werte

annimmt als bei den Versuchen mit geringeren Vorschüben. Dieses Verhalten ist ei-

nerseits auf die mit dem erhöhten Vorschub gestiegene kinematische Rauheit als

auch auf den größeren Spanungsquerschnitt und einem damit einhergehenden stei-

feren Span zurückzuführen, der vermehrt an der Bohrungswand reibt.


Boh

rung

sdur

chm

esse

rD

/ m

m

Bohrungsanzahl n

1,00

1,01

1,02

1,03

1,04

1,05

0 50 100 150 200 250 300 350

Mitt

enra

uwer

tR

a/ μ

m

0 50 100 150 200 250 300 3500

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 50 100 150 200 250 300 350Bohrungsanzahl n

Mitt

enra

uwer

tR

a/ μ

m

0 50 100 150 200 250 300 3500

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 50 100 150 200 250 300 3500 50 100 150 200 250 300 350Bohrungsanzahl n



Bild 4.55 Bohrungsdurchmesser und Mittenrautiefen über der Bohrungsan-zahl, hergestellt mit beschichteten scharfen und verrundeten Werk-zeugen und erhöhtem Vorschub Hole Diameter and Average Peak-to-Valley Heights Along the Number of Holes, Machined with Sharp and Rounded Tools with Coating and Increased Feed

Gefügeschliffe von Werkstücken, die mit scharfen und mit verrundeten Bohrern er-

zeugt wurden, zeigen keine wesentlichen Unterschiede hinsichtlich der Randzonen

(Bild 4.56). Die längeren Standwege mit verrundeten Bohrern sind auf mehrere Me-

chanismen zurückzuführen. Durch Druckeigenspannungen in der Beschichtung und

mangelnde Möglichkeiten der Verklammerung im Substrat auf einer scharfen bzw.

unbehandelten Schneidkante kann die Schicht in diesem Bereich schon vor der ers-

ten Bohrung abplatzen. Zusätzlich können bei nicht verrundeten Bohrern schon wäh-

rend der ersten Bohrung Teile der Schneidkante ausbrechen, wodurch die Beschich-

tung in den angrenzenden Bereichen gelöst werden kann und bei weiterem Einsatz


des Werkzeugs abplatzt. Alle genannten Fälle führen zu einem höheren Verschleiß

der unbehandelten Werkzeuge gegenüber verrundeten Bohrern.

scharf

Bohrung 1

100 μm

verrundet Bohrung 1 Bohrung 300



Bild 4.56 Gefügeschliffe von Bohrungswänden, hergestellt mit beschichteten scharfen und verrundeten Werkzeugen und erhöhtem Vorschub Microstructures of Borehole Borders, Machined with Coated Sharp and Rounded Tools and Increased Feed

4.3.4 Zwischenfazit zu den experimentellen Untersuchungen zum Einfluss der Mikrogeometrie der Bohrer auf den Zerspanprozess Intermediate Results of the Experimental Research into Influences on the Micro Geometry of Tools to the Cutting Process

o Das Verfahren „Schleppschleifen“ erlaubt eine prozesssichere und reproduzierba-

re Erzeugung von Kantenverrundungen an Wendelbohrern mit Hauptschneidenra-

dien von 4 μm rn 40 μm.

o Ein Streubereich der erzeugten Radien von rn ±1 μm ist bei entsprechender

Prozessführung zu realisieren, wobei neben dem Schleifgranulat die Tauchtiefe

den signifikanten Einstellparameter darstellt.

o Durch die gegebenen Variationsmöglichkeiten hinsichtlich Schleppgeschwindigkei-

ten, Tauchtiefen, Prozessdauern und Schleifgranulat ist Potenzial zur reproduzier-

baren Erzeugung von Schneidkantenradien mit rn < 4 μm vorhanden. Hierdurch

wird das Verfahren auch für die Erzeugung von Schneidkantenverrundungen an

anderen rotierenden Zerspanwerkzeugen mit geringen Spanungsdicken wie Ge-

windebohrern oder -fräsern interessant.


o Eine auf den Werkzeugdurchmesser bezogene gleiche Verrundung von

rn/d = 0,004 führt das zu einer Steigerung der spezifischen Vorschubkräfte und der

bezogenen Drehmomente von ca. 5%.

o Untersuchungen mit unbeschichteten Bohrwerkzeugen und einer Vorschubge-

schwindigkeit von vf = 133,7 mm/min zeigen Standwegerhöhungen der verrunde-

ten Werkzeuge von 360% gegenüber den scharfen Bohrern.

o Eine Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit auf vf = 601,7 mm/min mit beschich-

teten Werkzeugen führt bei scharfen Bohrern zu Ausbrüchen an den

Schneidecken während der ersten Bohrung, während mit verrundeten Werkzeu-

gen 300 Bohrungen erzeugt werden können.

o Untersuchungen der Durchmesserabweichungen zeigen bei Bohrungen, die mit

verrundeten Bohrern eingebracht wurden, geringere Abweichungen bei den ersten

Bohrungen als bei den mit scharfen Werkzeugen hergestellten.

o Die Oberflächenrauhigkeiten der erzeugten Bohrungen weisen nach der Erzeu-

gung mit verrundeten Werkzeugen gegenüber den mit scharfen Bohrern einge-

brachten Bohrungen ein niedrigeres Niveau und einen geringeren Streubereich

der Mittenrauwerte auf.

o Die Analyse des Randzonenbereichs von ausgewählten Bohrungen zeigt keine

Unterschiede der Gefügestruktur nach der Bearbeitung mit scharfen oder verrun-

deten Werkzeugen.

Numerische Untersuchungen 101

5 Numerische Untersuchungen Numerical Research

Die Auslegung von Bohrwerkzeugen und -prozessen wird derzeit durch kosteninten-

sive Zerspanversuche durchgeführt (siehe Kapitel 2). Um die dabei entstehenden

Kosten zukünftig reduzieren zu können, müssen Alternativen ermittelt und verifiziert

werden. In dieser Arbeit wird nach den in Kapitel 2.7 und 4.2.5 dargelegten Gründen

die dreidimensionale FEM für die Berechnung der Zerspankräfte, -temperaturen und

der Spanbildung gewählt, wobei das kommerziell erhältliche FEM-Programm

DEFORM3D zum Einsatz kommt. Das Programm weist eine implizite lagrangesche

Formulierung auf und erlaubt starres, visko-plastisches, elastisches und elasto-

plastisches Stoffverhalten.

5.1 Modellbildung Model Setup

Die Modellbildung beginnt mit der Generierung der gewünschten Modellgeometrie.

Prinzipiell lassen sich alle Geometrien in DEFORM erstellen. Bei dem Aufbau kom-

plexer Objektgeometrien wie dreidimensionaler Bohrer bietet sich aus Gründen der

Handhabbarkeit der Einsatz eines CAD-Programms mit anschließendem Export der

Geometrie in das Simulationsprogramm an.

Wird bei einer FEM-Simulation die Berechnung von Temperaturen oder Spannungen

gewünscht, die durch die Kontaktbedingungen von Werkzeug und Werkstück in ei-

nem oder beiden Kontaktpartnern wirken, muss das jeweilige Objekt eine Vernetzung

aufweisen. Die Vernetzung bildet die Geometrie des Simulationsobjektes ab, wobei

die Abbildungstreue des Netzes von der Größe der Netzelemente abhängig ist. Hier-

aus folgt, dass für eine realitätsnahe Abbildung der Geometrie ein Netz generiert

werden muss, das an dem zu untersuchenden Bereich der zu vernetzenden Kontur

möglichst kleine Elemente aufweist. Die realisierbare Elementgröße hängt von dem

zu vernetzenden Volumen und der vorzugebenen Elementanzahl ab. Da große Ele-

mentanzahlen zu hohen Rechenzeiten führen, bietet die eingesetzte Software die

Möglichkeit der gradierten Netzdichte. Hierdurch wird es möglich, bestimmte Berei-

che des Modells durch die Definition von „Density Windows“ mit einem dichteren

Netz zu versehen.

102 Numerische Untersuchungen

Werkzeuge

Wie in Kapitel 2.7 erläutert, stellen realitätsnahe Modelle der eingesetzten Werkzeu-

ge eine wesentliche Voraussetzung für eine wirklichkeitsgetreue Abbildung des

Zerspanprozesses dar.

Die von den Werkzeugherstellern angegebenen Daten über die Werkzeuggeome-

trien waren unzulänglich für eine wirklichkeitstreue Modellierung der Bohrer. Durch

Vermessen von Werkzeugen der Durchmesser d = 1 mm und d = 10 mm in einem

Rasterelektronenmikroskop (REM) wurden genaue geometrische Daten der Bohrer

bezüglich Durchmesser, Drallwinkel, Haupt- und Querschneidendurchmesser ermit-

telt. Durch zusätzliches Trennen der Werkzeuge orthogonal zur Werkzeugachse

wurden die Geometriedaten hinsichtlich Kerndurchmesser, Spannutenform und

-radien sowie Führungsfasengeometrien ergänzt. Die realen Werkzeuge sind im Lie-

ferzustand an den Hauptschneiden nicht definiert verrundet (scharf geschliffen,

rn 1 μm), während verrundete Bohrer mit d = 1 mm Schneidkantenradien von

rn = 4 μm aufweisen (siehe Kapitel 4.3.1). In den Simulationen kommen Bohrermo-

delle sowohl mit ideal scharfen Schneidkanten als auch mit einer Kantenverrundung

von rn = 4 μm zum Einsatz. Bild 5.1 zeigt den Vergleich eines realen Werkzeugs mit

Durchmesser d = 10 mm (Bild 5.1 links) mit einem in das Simulationsprogramm im-

portierten CAD-Modell (Bild 5.1 Mitte).

Reales Werkzeug CAD-Modell Simulationsmodell

4 mm

Bild 5.1 Vergleich eines realen mit einem in einem CAD-Programm kon-struierten Werkzeug und einem vernetzten Modell mit d = 10 mm Comparison of a Real Tool with a CAD Constructed Drill and a Meshed Model with d = 10 mm


Zur Ermittlung der Werkzeugtemperaturen wurden die Bohrergeometrien mit 90.000

Elementen vernetzt, wobei der Spitzenbereich eine höhere Netzdichte aufweist als

der übrige Werkzeugkörper (Bild 5.1 rechts).

Da dreidimensionale Berechnungen mit elastischen Werkzeugen zu einer deutlichen

Erhöhung der Rechendauer führen und das eingesetzte Hartmetall einen deutlich

höheren E-Modul gegenüber dem Werkstück-Werkstoff aufweist, wurden die Werk-

zeuge als starre Körper definiert. Die Werkstoffdaten des verwendeten Hartmetalls

wurden [Broo92, Leit02, Sche88] entnommen und sind in Tabelle 5.1 dargestellt.

E / MPa / - L / K-1 / (Wm-1K-1) cp / (Nm-2K-1)

588.000 0,22 5,8*10-5 80 3,5

Tabelle 5.1 Werkstoffdaten für Hartmetall HW-K20 Material Data of Cemented Carbide HW-K20

Werkstücke

Für jeden Werkzeugdurchmesser wurde jeweils ein angepasstes Werkstück kon-

struiert. Aus den oben genannten Gründen des möglichst geringen Volumens zur

Erzielung geringer Elementzahlen und -größen handelt es sich hierbei jeweils um

einen kleinen Ausschnitt der realen Bauteilgeometrie. Der Bauteilausschnitt wurde

als Scheibe angenähert, die das Eintauchen der gesamten Werkzeugspitze bis zum

Ansatz der Führungsfasen erlaubt. Um den Einfluss der Führungsfasen hinsichtlich

Kräften, Momenten und Temperaturen erfassen zu können, haben die Scheiben ei-

nen um Faktor 1,4 größeren Durchmesser als die Werkzeuge und erlauben hierdurch

eine Simulation des Bohrens ins Volle. Für die Simulationen mit Werkzeugdurch-

messer von 1 mm ergibt sich ein Werkstückdurchmesser von D = 1,4 mm bei einer

Höhe von 0,35 mm und für Werkzeugdurchmesser von 10 mm folgt ein Werkstück-

durchmesser von D = 14 mm bei einer Höhe von 3,5 mm. Zur Generierung geringer

Elementgrößen im Eingriffsbereich des Werkzeugs kamen in allen Werkstücken

Netze mit gradierten Dichten zum Einsatz. Die Netze wurden mit steigender Eindring-

tiefe des Bohrers in das Werkstück den geänderten Eingriffsbereichen angepasst.

Bild 5.2 zeigt ein Werkstück mit Durchmesser 1,4 mm, bei dem der gradierte Netzbe-

reich auf die Eingriffsbreite der Querschneide ausgelegt ist. Zusätzlich wird die Ele-

mentgröße in Abhängigkeit des Verformungsgrades eingestellt, so dass die Orte der

im Eingriff befindlichen Werkzeugbereiche feiner vernetzt werden als nicht im Eingriff

befindliche Bereiche. Bei einem Werkstück mit 1,4 mm Durchmesser beträgt bei ei-


ner Zahl von 90.000 Elementen die mittlere Elementgröße im Eingriffsbereich des

Werkzeugs 4 μm, bei einem Werkstück mit 14 mm Durchmesser liegt sie bei 40 μm.

gradierter Netzbereich

Werkstück

Werkzeug

Werkstück

Quer-schneide

Bild 5.2 Netzstruktur eines Werkstücks mit Durchmesser D = 1,4 mm und 90.000 ElementenMesh Structure of a Workpiece with Diameter D = 1.4 mm and 90.000 Elements

Für die Beschreibung des Werkstoffverhaltens kam das von Treppmann entwickelte

Werkstoffgesetz für C45E+N zum Einsatz (siehe Kapitel 4.1.1). Hoppe implementier-

te das oben genannte Materialgesetz in das kommerzielle FEM-Programm

DEFORM2D und stellte bei ausführlichen Drehversuchen zur Zerspanung von dem

Vergütungsstahl C45E+N hohe Übereinstimmungen zwischen den experimentellen

und den numerischen Ergebnissen bezüglich der Spanbildung, der Schnittkräfte und

der Zerspantemperaturen fest [Hopp03]. Mit Hilfe der statistischen Versuchsmethodik

ermittelte er in Untersuchungen zum Einfluss verschiedener Simulationsparameter

auf die Spantemperatur den Taylor-Quinney Koeffizient und das Produkt von spezi-

fischer Wärmekapazität und Dichte cp als wesentliche Einflussgrößen auf das Si-

mulationsergebnis. Die Werkstoffkennwerte für die Stahlzerspanung von C45E+N

wurden dem von Hoppe verifizierten Modell entnommen (Tabelle 5.2).

E / MPa L / K-1 / (Wm-1K-1) cp / (Nm-2K-1)

166.000 0,3 1,29*10-5 37,67 3,659 0,9

Tabelle 5.2 Werkstoffkennwerte des Vergütungsstahls C45E+N Material Data of Steel C45E+N


5.2 Simulationen - Ergebnisse und Verifikation Simulation – Results and Verification

In diesem Kapitel wird die Abbildungsgenauigkeit der Simulationen von experimentel-

len Ergebnissen hinsichtlich der Vorschubkräfte, der Drehmomente und der Tempe-

raturen für den Spitzenbereich der Bohrwerkzeuge analysiert. Für die Simulationen

kam das Programm DEFORM3D der Firma SFTC als PC-Version (Version 5.03) zum

Einsatz; die Simulationsrechner sind mit je zwei Prozessoren à 3,2 GHz Taktfre-

quenz und 4 GB Arbeitsspeicher ausgerüstet. Die Simulationsdauern lagen in Ab-

hängigkeit von der Bohrtiefe und der Elementanzahl zwischen 200 und 2000h je Si-

mulation.

Als Grundlage für den Vergleich von Vorschubkräften und Drehmomenten wurden

experimentelle Ergebnisse aus Kapitel 4.2.2 herangezogen. Um die Simulationser-

gebnisse hinsichtlich der generierten Temperaturen verifizieren zu können, wurde die

Temperatur in der Mitte der Hauptschneiden in Experimenten, ähnlich wie in Kapitel

4.2.4 beschrieben, ermittelt. In diesem Fall war die Quarzfaser des Pyrometers un-

mittelbar unterhalb der Werkstückoberfläche angebracht, wodurch die Temperatur in

der Mitte der Hauptschneiden bei Eintritt in das Werkstück ermittelt werden konnte.

Untersuchungen mit ideal scharfen Werkzeugen mit 1 mm Durchmesser und ver-

schiedenen Elementzahlen und -größen des Werkstücks dienten zur Ermittlung des

Einflusses dieser Parameter auf Simulationsergebnis und Rechendauer. Basierend

auf diesen Daten wird eine Simulation mit einem Werkzeugdurchmesser von 10 mm

hinsichtlich ihrer Abbildungsgenauigkeit der Realität überprüft. Variationen beim

Werkzeugdurchmesser von 1 mm bezüglich einer Temperaturfixierung des Werk-

stückrandes oder einer Änderung der Schneidenmikrogeometrie dienen zur Ermitt-

lung der Einflüsse der jeweiligen Größen auf die Kraft- und Drehmomentverläufe so-

wie der Temperaturen. Am Ende des Kapitels erfolgt eine zusammenfassende Be-

wertung der genannten Einflussgrößen auf das Verhalten der Vorschubkräfte und

Drehmomente.

Bei allen Simulationen wurden die gleichen Schnittparameter angewendet. Dabei

handelt es sich um eine Schnittgeschwindigkeit von vc = 35 m/min und eine Vor-

schubgeschwindigkeit von vf = 133,7 mm/min.


5.2.1 Simulationen mit Werkzeugdurchmesser d = 1 mm mit verschiedenen Elementzahlen und -größen des WerkstücksSimulation with Tool Diameter d = 1 mm with Various Numbers and Sizes of Elements of the Workpieces

Zur Bestimmung des Einflusses der Elementanzahl und -größe auf die Rechenzeit,

auf die Vorschubkraft- und Drehmomentverläufe, auf die Temperaturen und auf die

Spanbildung kommen zwei geometrisch gleiche, jedoch unterschiedlich vernetzte

Werkstücke zum Einsatz. Es handelt sich einerseits um ein Werkstück mit 90.000

(Basissimulation) bzw. 30.000 Elementen (Mesh 15). Die Reduzierung der Element-

anzahl führt einerseits zu einer Vergrößerung der mittleren Elementgröße von 5 μm

(Basissimulation) auf 15 μm (Mesh 15) im Eingriffsbereich des Werkzeugs und ande-

rerseits zu einer Reduzierung der Rechenzeit um 66%. Die Verläufe der Vorschub-

kräfte und Drehmomente vom Experiment und von den Simulationen mit unter-

schiedlichen Elementanzahlen und -größen sind in Bild 5.3 dargestellt.

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

05

101520253035

0 0,30,1 0,2Bohrtiefe l / mm

Dre

hmom

ent M

z / N

mm

0

2

4

810

12

6


Basis-Simulation

Experiment

Mesh 15

Basis-Simulation

Experiment

Mesh 15

Querschneidenbereich



Bild 5.3 Vorschubkräfte und Drehmomente vom Experiment und von Simu-lationen mit verschiedenen Elementzahlen und -größen des Werk-stücksFeed Forces and Torques of Experiment and Simulation with Different Numbers and Sizes of Elements of the Workpiece

Sowohl der Vorschubkraftverlauf im Eintrittsbereich der Querschneide als auch das

erreichte Maximalniveau der Vorschubkräfte bei der Basissimulation zeigen eine ho-

he Übereinstimmung mit der Realität und weichen um maximal 5% vom Experiment

ab. Nach Eintritt der Hauptschneiden zeigt sich bei der Simulation ein deutlicher

Rückgang der Vorschubkraft, während die experimentellen Werte im Rahmen des

Streubereiches auf einem nahezu ebenen Niveau liegen. Auf die rückläufige Vor-

schubkraft nach Eingriff der Hauptschneiden wird in Kapitel 5.2.3.2 näher eingegan-

gen. Vergleicht man die Drehmomente, so ist bei der Berechnung im Bereich der


Querschneide ein deutlich steilerer Anstieg gegenüber dem realen Versuch zu ver-

zeichnen, wobei nach Eintritt der Hauptschneiden nahezu parallele Verläufe für die

Basissimulation und das Experiment festzustellen sind. Bei dem Vergleich von Ba-

sissimulation und Mesh 15 weisen die Steigungen im Querschneiden- und im Haupt-

schneidenbereich sowohl bei den Vorschubkräften als auch bei den Drehmomenten

keine signifikanten Unterschiede auf, während die Maximumniveaus der erreichten

Vorschubkräfte deutliche Differenzen zeigen. Das erreichte Niveau der Simulation

„Mesh 15“ weicht von der Basissimulation um ca. 12% nach unten ab. Diese Diffe-

renz ist auf Fehler bei der Interpolation, die bei der Berechnung der Kontaktdaten für

jedes Element durchgeführt wird, zurückzuführen. Mit zunehmender Elementgröße

steigt der Fehler der Interpolation über ein Element. Bild 5.4 zeigt die Temperaturen

am Werkzeug bei beiden Simulationen sowie den Vergleich von experimentellen Da-

ten mit den berechneten Temperaturen.

Basissimulation Mesh 15 TemperaturvergleichExperiment/ Simulation

Messpunkt:Mitte Haupt-schneide250 μm

Werkstück

Werkzeug 300

200

20

Temp. T / °C

100

Werkstück

Werkzeug 300

200

20

Temp. T / °C

100

250 μm

Messpunkt:Mitte Haupt-schneide Te

mpe

ratu

r T /

°C

0

100

200

300

Bas

is-S

im.

Exp

erim

ent

Mes

h 15



Bild 5.4 Vergleich der Temperaturen von Experiment und Simulationen mit verschiedenen Elementzahlen und -größen des Werkstücks Temperature Comparison of Experiment and Simulation with Various Numbers and Sizes of Elements of the Workpiece

Die Analyse der Zerspantemperaturen in der Mitte der Hauptschneide zeigt eine

Überschätzung der simulierten Temperaturen in beiden Modellen von ca. 15% zu

den experimentellen Werten.


Während die simulierten Temperaturen sowohl der Werkzeuge als auch der

Werkstücke keine wesentlichen Unterschiede zeigen, weichen die simulierten Span-

formen erheblich voneinander ab (Bild 5.5).

Basissimulation Mesh 15 Temp.T / °C

300

100

20

200



Bild 5.5 Vergleich der Temperaturen und Spanformen von Simulationen mit verschiedenen Elementzahlen und -größen des Werkstücks Temperature Comparison and Chip Shapes of Simulation with Various Numbers and Sizes of Elements of the Workpiece

Die im Vergleich zum fein vernetzten Werkstück simulierten kurzen Späne des grob

vernetzten Bauteils (Mesh 15) sind darauf zurückzuführen, dass bei Austritt des

Spans aus dem eingestellten „Density Window“ und aus der Kontaktzone mit dem

Werkzeug bei einer Neuvernetzung der freie Teil des Spans mit einem Netz mit grö-

ßeren Elementen versehen wird. Sobald Objektbereiche nur noch über einen Knoten

zusammenhängen, wird der Bereich mit der geringeren Elementzahl gelöscht.

Bild 5.6 zeigt das Werkstück vor und nach einer Neuvernetzung. Hier hingen zwei

Elemente nur noch über einen Knoten zusammen, wonach der kleinere Bauteilbe-

reich gelöscht wurde. Eine Erweiterung des „Density Window“ in den Bereich des

freien Spans im Modell „Mesh 15“ reduziert die Elementgröße in diesem Bereich,

führt aber aufgrund der eingestellten maximalen Elementanzahl zu einer Steigerung

der durchschnittlichen Größe aller im Bereich des erweiterten „Density Window“ be-

findlichen Elemente.


Werkstück vor der Neuvernetzung Werkstück nach der Neuvernetzung

Werkstück

kritische Bereiche

SpanTemp.T / °C

300

100

20

200



Bild 5.6 Ansichten der Späne vor und nach der Neuvernetzung bei der Si-mulation „Mesh 15“ View on Chips Before and After the Remeshing in the Simulation „Mesh 15“

Um die Abbildungsgenauigkeit der während des Bohrprozesses auftretenden Span-

form der Simulationen mit der real entstehenden Spanform vergleichen zu können,

wurde der experimentelle Anbohrvorgang mit einer Hochgeschwindigkeitskamera

aufgenommen. Der Vergleich der Spanformen vom Experiment und von der Basis-

simulation zeigt hohe Übereinstimmungen; in Bild 5.7 sind exemplarisch die Span-

formen beim Bohren mit 1 mm Durchmesser vom Experiment und von der Basissi-

mulation dargestellt.

Experiment Simulation

Span-fläche

Span

Haupt-schneide

Führ

ungs

fase

Werkstück

Span

Span-fläche

Span

Haupt-schneide

Führ

ungs

fase

Werkstück

Span



Bild 5.7 Vergleich der Spanformen von Experiment und Simulation beim Bohren mit Werkzeugdurchmesser d = 1 mmChip Form Comparison of Experiment and Simulation in Drilling with Diameter d = 1 mm


Die dargestellten Ergebnisse zeigen, dass eine realitätsnahe Abbildung sowohl der

Vorschubkräfte als auch der Spanform eine möglichst geringe Elementgröße und

damit eine möglichst hohe Elementzahl erfordert. Aus diesem Grund wird in den fol-

genden Untersuchungen mit einer der Basissimulation entsprechenden Elementzahl

von 90.000 gearbeitet.

5.2.2 Simulation mit Werkzeugdurchmesser d = 10 mm Simulation with Tool Diameter d = 10 mm

Bei der Simulation vom Bohren mit Werkzeugen des Durchmessers 10 mm beträgt

die mittlere Elementgröße des vernetzten Werkstücks im Eingriffsbereich des Werk-

zeugs ca. 40 μm. Die Verläufe der Vorschubkräfte und Drehmomente im Vergleich

experimentellen Daten zeigt Bild 5.8. Sowohl der Vorschubkraftverlauf im Eintrittsbe-

reich der Querschneide als auch das erreichte Maximalniveau der Vorschubkräfte bei

der Simulation zeigen eine hohe Übereinstimmung mit der Realität und weichen um

maximal 5% vom Experiment ab. Nach Eintritt der Hauptschneiden zeigt sich bei der

Simulation ebenfalls der in Kapitel 5.2.1 beschriebene Rückgang der Vorschubkraft

im Übergangsbereich von Querschneide zu Hauptschneiden, während die experi-

mentellen Werte im Rahmen des Streubereiches auf einem nahezu konstanten Ni-

veau liegen.

0 1,50,5 1

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

0250500750

1000125015001750

Bohrtiefe l / mm

Experiment

0 1,50,5 1

Dre

hmom

ent M

z / N

mm

0

500

1000

20002500

3000

1500

Bohrtiefe l / mm

Basis-Simulation

Basis-Simulation

Experiment




Bild 5.8 Vergleich der Vorschubkräfte und Drehmomente von Experiment und Simulation bei einem Werkzeugdurchmesser von d = 10 mm Comparison of Feed Force and Torque of Experiment and Simulation with a Tool Diameter of d = 10 mm

Bei dem Vergleich der Drehmomente ist bei der Berechnung im Bereich der Quer-

schneide ebenfalls ein deutlich steilerer Anstieg gegenüber dem realen Versuch zu

verzeichnen, wobei mit zunehmender Bohrtiefe eine Annäherung von Simulation und


Experiment stattfindet. Die simulierten Temperaturen am Werkzeug stimmen zu über

95% mit den experimentell ermittelten Daten überein (Bild 5.9). Die Differenz in der

Abbildungsgenauigkeit zu der Basissimulation mit 1 mm Durchmesser (15% Über-

schätzung) ist auf das jeweilige Werkstückvolumen zurückzuführen. So ist gegen-

über dem Werkzeugdurchmesser von 1 mm das für ein Werkzeug mit 10 mm

Durchmesser simulierte Werkstückvolumen um den Faktor 1000 größer. Für die Si-

mulation der auftretenden Zerspantemperaturen hat dies zur Folge, dass im Ver-

gleich zu dem 1 mm großen Bohrer bei dem Werkzeug mit d = 10 mm vom Werk-

stück anteilig mehr Wärme aufgenommen und aus der Zerspanstelle abgeführt wird,

woraus letztendlich niedrigere berechnete Zerspantemperaturen resultieren.

Werkzeugdurchmesser d = 1 mm

Werkzeugdurchmesser d = 10 mm

VergleichExperiment/ Simulation

Messpunkt:Mitte Haupt-schneide250 μm

Werkstück

Werkzeug 300

200

20

Temp.T / °C

100 Messpunkt:Mitte Haupt-schneide2,5 mm

Werkzeug500

400

300

200

20

Temp. T / °C

100

Werkstück

Tem

pera

tur T

/ °C

Durchmesser d / mm0

100

200

500

300

1 10

400ExperimentSimulation

SchnittbedingungenWerkstoff: C45E+NSchneidstoff: HW-K20Werkzeugdurchmesser d: 1 und 10 mm


Bild 5.9 Vergleich der Temperaturen von Experiment und Simulation bei Werkzeugdurchmessern d = 1 und 10 mmTemperature Comparison of Experiment and Simulation with Tool Diameters d = 1 and 10 mm


5.2.3 Weiterführende numerische Untersuchungen mit Werkzeugdurchmesser d = 1 mm Further Numerical Research with Tool Diameter d = 1 mm

Da die Verläufe der Vorschubkräfte bei beiden Werkzeugdurchmessern ähnlich sind,

es sich bei den Drehmomenten genauso verhält und die Rechenzeiten relativ lang

sind, werden die folgenden Untersuchungen für Bohrer mit 1 mm Durchmesser

durchgeführt. Dabei werden die folgenden Einflussgrößen untersucht:

Die Temperatur des Werkstücks:

„Simulation mit vorgegebener Temperatur im Werkstückrandbereich“

Die Mikrogeometrie der Quer- und Hauptschneiden:

„Simulation mit variierter Mikrogeometrie der Quer- und Hauptschneiden“

5.2.3.1 Simulation mit vorgegebener Temperatur im Werkstückrandbereich Simulation with Limited Temperature at the Border Area of the Workpiece

Um im Simulationsmodell einen besseren bzw. realitätsnahen Wärmeabfluss zu si-

mulieren, wird die Temperatur des Werkstückrands auf Raumtemperatur gesetzt. Die

vorgegebene Randtemperatur entspricht einer kontinuierlichen Kühlung, wodurch ein

größerer Wärmeabfluss von der Zerspanstelle stattfinden kann. Die Temperaturfixie-

rung in der Simulation („temp.-fix.“) soll den Wärmefluss in einem größeren Werk-

stück imitieren und dient einer Abschätzung des Verhaltens von Vorschubkräften,

Drehmomenten und Temperaturen in der Zerspanstelle. In der hier vorgestellten Si-

mulation wurde die Temperatur des Werkstückrandes auf 20°C fixiert. Die Verläufe

der Vorschubkräfte und Drehmomente der Simulationen ohne und mit Temperaturfi-

xierung sind in Bild 5.10 dargestellt. Während das maximale Niveau und die maxima-

len Steigungen im Querschneidenbereich sowohl bei den Vorschubkräften als auch

bei den Drehmomenten keine signifikanten Unterschiede zwischen beiden Simulatio-

nen aufweisen, zeigen die Steigungen im Eingriffsbereich der Hauptschneiden deut-

liche Differenzen.


Dre

hmom

ent M

z / N

mm

0

2

4

810

12

6


Simulation(temp.-fix.)

Basis-Simulation

Experiment

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

05

101520253035


Basis-Simulation

Simulation(temp.-fix.)

Experiment




Bild 5.10 Vergleich von Vorschubkraft und Drehmoment von Experiment und Simulationen ohne und mit Temperaturfixierung Comparison of Feed Force and Torque of Experiment and Simulation with and without Fixed Temperature

Dieses Verhalten ist auf die unterschiedlichen Temperaturen in den Zerspanstellen

zurückzuführen (Bild 5.11).

Werkstückrand nicht temperaturfixiert

Werkstückrand temperaturfixiert

Temp.T / °C

300

100

20

200



Bild 5.11 Werkstücktemperaturen bei Simulationen ohne und mit Temperatur-fixierungWorkpiece Temperature of Simulations with and without Fixed Temperature

Bis zu einer Bohrtiefe von 0,03 mm und damit im Eingriffsbereich der Querschneide

sind die Temperaturen sowohl bei dem nicht temperaturfixiertem als auch bei dem

temperaturfixiertem Werkstück nahezu gleich (Bild 5.12). Dagegen zeigt sich bei ei-


ner Bohrtiefe von 0,15 mm im Eingriffsbereich der Querschneide eine Temperaturdif-

ferenz von ca. 70°C.

Eintauchtiefe: nur Querschneide

Eintauchtiefe: l = 0,15 mm

Werkstückrand: nicht temperatur-fixiert

Werkstückrand: temperatur-fixiert

Temp.T / °C

300

100

20

200



Bild 5.12 Temperaturen im Quer- und Hauptschneidenbereich bei Simulatio-nen ohne und mit Temperaturfixierung Temperature in the Area of Chisel Edge and Major Cutting Edges of Simulation with and without Fixed Temperature

Im Bereich der Hauptschneiden wurde ein Unterschied der simulierten Temperaturen

von ca. 45°C ermittelt, wobei die Simulation mit dem nicht temperaturfixierten Werk-

stückrand zu einer Temperaturüberschätzung von ca. 10% und mit dem temperatur-

fixierten zu einer Temperaturunterschätzung von ca. 7% gegenüber den experimen-

tell ermittelten Daten führt (Bild 5.13 links). Die für den Temperaturbereich von 20°C

bis 300°C ermittelten Fließkurven des Werkstoffs C45E+N zeigen den hohen Einfluss

der Temperatur auf die Werkstofffestigkeit bei einer Umformgeschwindigkeit von

30.000 s-1 (Bild 5.13 rechts).

In realen Bohroperationen erfährt der in der Simulation temperaturfixierte Werkstück-

randbereich eine zunehmende Erwärmung während des Zerspanprozesses. Um der

Realität näher zu kommen, kann mit fortschreitender Simulation eine Anpassung der

Fixierungstemperatur am Werkstückrand erfolgen. Für eine wirklichkeitsgetreue Ab-

bildung muss der prozess- und zeitabhängige Wärmefluss in einem bestimmten Be-

reich des Werkstücks bekannt sein, so dass diese Funktion in die Simulation imple-

mentiert werden kann.


Tem

pera

tur T

/ °C

0

100

200

300

Sim

. (t.-

fix.)

Bas

is-S

im.

Exp

erim

ent

T = 100 °C

0200400600800

1000120014001600

0 0,5 1 1,5 2 2,5

T = 200 °CT = 20 °C

T = 300 °C

30.000 s-1.

Umformgrad

Flie

ßspa

nnun

g k f

/ M

Pa

mittlerer Umformgrad-bereich



Bild 5.13 Temperaturvergleich bei Simulationen ohne und mit Temperaturfi-xierung und Fließkurven für den Temperatur-, Umformgrad- und Umformgeschwindigkeitsbereich Temperature Comparison of Simulation with and without Fixed Temperature as well as Flow Curves

5.2.3.2 Simulation mit variierter Mikrogeometrie der Quer- und Hauptschneiden Simulation with Varied Microgeometry of the Chisel Edge and the Major Cutting Edges

Nachdem die Temperatur des Werkstückrands und damit die an den Hauptschnei-

den auftretenden Zerspantemperaturen bereits Einflüsse auf die Verläufe der Vor-

schubkräfte und Drehmomente im Eingriffsbereich der Hauptschneiden gezeigt ha-

ben (siehe Kapitel 5.2.3.1), stellt sich die Mikrogeometrie der Werkzeuge als eine

weitere Möglichkeit für die abfallenden Kraftverläufe bei Eintritt der Hauptschneiden

in das Werkstück dar. Die an den Werkzeugen angreifende Normalkraft FN und die

Reibkraft FR sind in axiale (FNa, FRa) und tangentiale (FNt, FRt) Komponenten aufteil-

bar. Aufgrund der negativen Spanwinkel der Querschneide wirken die für die Vor-

schubkraft wesentlichen axialen Kraftkomponenten FNa und FRa in die gleiche Rich-

tung. Bei vollständigem Eintritt der Querschneide in das Werkstück erreichen sie ihr

Maximum und bleiben in Abhängigkeit von den Zerspantemperaturen konstant. Bei

einer ideal scharfen Hauptschneide wirken die Kräfte FNa und FRa in entgegengesetz-

te Richtungen, da die Spanfläche von der Schneidkante an nur positive Spanwinkel

aufweist (Bild 5.14 links). Wird der Anteil der Normalkraft größer als der der Reib-

kraft, wird die Schneide in Richtung der Normalkraftkomponente in das Werkstück

hineingezogen (Fa res > 0). Da die axialen Komponenten der Querschneide nach voll-

ständigem Eintritt der Querschneide in das Werkstück konstant bleiben, tritt mit zu-


nehmendem Eintritt der Hauptschneiden zunächst eine Egalisierung der Quer-

schneidenanteile auf, worauf eine Abnahme der Vorschubkraft folgt.

Bei nicht ideal scharfen Werkzeugen (z.B. verrundeten Bohrern) treten an der Haupt-

schneide sowohl positive als auch negative Spanwinkel auf. Die in dem Bereich der

negativen Spanwinkel angreifenden Kraftkomponenten FNa2 und FRa2 wirken der auf

der Spanfläche wirkenden Komponente FNa1 entgegen, was in Verbindung der Kom-

ponente FRa1 zu einem erhöhten Maximalniveau der Vorschubkräfte gegenüber Si-

mulationen mit scharfen Bohrern führt. Das hat zur Folge, dass mit fortschreitendem

Eingriff der Hauptschneiden ein Kräftegleichgewicht bzw. gleichmäßiges Vorschub-

kraftniveau auftritt (Fa res = 0, Bild 5.14 rechts).

ideal scharfe Schneide verrundete Schneide

Freifläche

Spanfläche

FNa

FNt

FN

FR

FRt

FRa

FNa1

FNt1

FN1

FR1

FRt1

FRa1

FRa2FNa2

FRa1FNa1 Fa res = 0

Fa res

FNaFRa

Fa res > 0

FN: NormalkraftFNa: axiale Komponente der Normalkraft FRa: axiale Komponente der Reibkraft

FRt: tangentiale Komponente der ReibkraftFNt: tangentiale Komponente der Normalkraft

FR: Reibkraft

Fa res: resultierende Axialkraft

vcvc

f f

f: Vorschubvc: Schnittgeschwindigkeit

: Spanwinkel

rnFR2

FN2

FRa2

FNa2

Bild 5.14 Kraftkomponenten an ideal scharfer und verrundeter Schneide (schematisch)Force Components on a Perfectly Sharp and a Rounded Cutting Edge (Schematic)

Um die oben beschriebenen Überlegungen zu überprüfen, wurde das CAD-

Werkzeugmodell mit einer Querschneidenverrundung von rnQ = 4 μm und einer

Hauptschneidenverrundung von rn = 4 μm versehen. Die Simulationsergebnisse hin-

sichtlich Vorschubkräften und Drehmomenten können damit unmittelbar mit den in

Kapitel 4.3.2 beschriebenen experimentellen Ergebnissen verglichen werden. Auf-

bauend auf den Ergebnissen der Simulation mit temperaturfixiertem Werkstückrand

(siehe Kapitel 5.2.3.1) wurde auch bei der Variante mit Kantenverrundung der Rand

des Werkstücks mit einer Temperatur von 20°C fixiert. Alle anderen Parameter blie-

ben unverändert. Während sich im Eingriffsbereich der Querschneiden sowohl bei

dem Vorschubkraft- als auch beim Drehmomentverlauf die gleiche Entwicklung wie


bei den Simulationen mit ideal scharfen Werkzeugen zeigt, kommt es im weiteren

Verlauf zu keinem Abfall der Vorschubkraft. Nach einer zunächst überhöhten Be-

rechnung des Drehmomentes im Querschneidenbereich erfolgt mit zunehmender

Bohrtiefe eine Angleichung der Simulationsergebnisse an die experimentellen Er-

gebnisse (Bild 5.15). Signifikante Unterschiede im Temperaturverhalten von ideal

scharfen und verrundeten Werkzeugen konnten nicht ermittelt werden.

Vor

schu

bkra

ft F f

/ N

05

101520253035


Dre

hmom

ent M

z / N

mm

0

2

4

810

12

6


Experiment(r = 4 μm)

Simulation(r = 4 μm) Simulation

(r = 4 μm) Experiment(r = 4 μm)




Bild 5.15 Vorschubkraft und Drehmoment bei Experiment und Simulation mit verrundeten Quer- und HauptschneidenFeed Force and Torque of Experiment and Simulation with Rounded Chisel Edge and Major Cutting Edges

Da die Verläufe der Vorschubkräfte bei scharfen Werkzeugen mit Durchmessern von

1 und 10 mm ähnlich sind und es sich bei den Drehmomenten genauso verhält, ist zu

erwarten, dass bei Einsatz der dargestellten Optimierungen des 1 mm-

Simulationsmodells in Simulationen mit größeren Werkzeugdurchmessern ähnlich

hohe Übereinstimmungen der Simulationen mit der Realität erzielt werden. Dies ist in

weiteren Untersuchungen zu ermitteln. Als Ursachen für die in allen Simulationen

beobachtete überhöhte Berechnung des Drehmomentes im Eingriffsbereich der

Querschneide können die Elementgrößen und das Temperaturverhalten des Werk-

stücks sowie die Querschneidenmikrogeometrie des Werkzeugs ausgeschlossen

werden. Als weiterer Einflussfaktor stellt sich das in den Simulationen angenommene

visko-plastische Werkstoffverhalten für die überhöhte Berechnung des Drehmomen-

tes dar. Hierzu sollte in weiterführenden numerischen Untersuchungen das Dreh-

momentverhalten im Eintrittsbereich der Querschneide bei elasto-platischem Werk-

stoffverhalten analysiert werden.


5.2.4 Zwischenfazit zu den numerischen Untersuchungen Intermediate Results of the Numerical Research

o Mit steigenden Elementgrößen des Werkstücks nehmen Interpolationsfehler im

Eingriffsbereich der Werkzeugschneiden zu. Die Auswirkungen zeigen sich vor-

nehmlich in Abweichungen bei der Vorschubkraft gegenüber Simulationen mit ge-

ringeren Elementgrößen sowie in der berechneten Spanform.

o Das Niveau der maximalen Vorschubkräfte lässt sich mit ideal scharfen und ver-

rundeten Werkzeugen mit einer Übereinstimmung von über 95% mit experimentell

ermittelten Werten berechnen.

o Die berechnete Spanform zeigt eine hohe Deckung mit der Realität.

o Untersuchungen hinsichtlich des Einflusses der Schneidenmikrogeometrie auf die

Verläufe von Vorschubkraft und Drehmoment führten zu der Erkenntnis, dass eine

realitätsnahe Abbildung der Schneidkanten eine wesentliche Voraussetzung für

einen realistischen Verlauf von Kraft und Moment darstellt und der Einsatz ideal

scharfer Werkzeuge in der Bohrsimulation zu erheblichen Verfälschungen führt.

o Das Temperaturniveau in der Mitte der Hauptschneiden kann mit einer Überein-

stimmung von über 90% zu experimentell ermittelten Werten angegeben werden.

o Wird zur Verringerung der Elementzahl nur ein kleiner Ausschnitt der realen Bau-

teilgeometrie dargestellt, ist eine Definition von thermischen Randbedingungen für

das Werkstück notwendig, um den realen Wärmefluss im Werkstück und die sich

hieraus ergebenden Auswirkungen auf Vorschubkräfte und Drehmomente besser

abzubilden.

Zusammenfassung 119

6 Zusammenfassung Summary

Ziel der hier vorliegenden Arbeit war es einerseits, einen Beitrag zur Steigerung des

Prozessverständnisses beim Bohren in Stahl über einen Durchmesserbereich von

1 mm bis 10 mm zu leisten sowie eine Optimierung der Hauptschneidenmikrogeo-

metrie hinsichtlich einer Schneidkantenverrundung für Kleinstbohrwerkzeuge zu er-

möglichen. Ein weiteres Teilziel stellte der Aufbau von FEM-Bohrmodellen und die

Simulation von Bohrprozessen dar, mit deren Hilfe die Berechnung der Spanbildung,

der Vorschubkräfte und Drehmomente sowie der Zerspantemperaturen zu realitäts-

nahen Ergebnissen führt.

In Untersuchungen zur Berechnungsgenauigkeit des empirischen Modells nach

Kienzle wurde gezeigt, dass bei Einsatz verschiedener Werkzeugdurchmesser die

Vorschubkräfte nur annähernd berechnet werden können. Bei Werkzeugdurchmes-

sern von d < 3 mm nimmt die Abweichung zu experimentell ermittelten Daten auf

über 25% zu.

Mittels des Einsatzes der Zwei-Farben-Pyrometrie konnten die Zerspantemperaturen

an den Werkzeughauptschneiden während des Bohrprozesses ermittelt werden.

Hierbei zeigte sich ein nahezu linearer Anstieg der Temperatur von T = 290°C bei

einem Durchmesser von 1 mm auf T = 497°C bei d = 10 mm. Mit der Steigerung der

Temperatur geht eine Entfestigung des Werkstoffs um ca. 24% einher, die zur Ver-

ringerung der spezifischen Leistung mit steigendem Werkzeugdurchmesser beiträgt.

Hinsichtlich der Mikrogeometrie der Werkzeuge ist es gelungen, das Verfahren

„Schleppschleifen“ für die Verrundung von rotierenden Werkzeugen einzusetzen und

dahingehend zu optimieren, dass eine definierte Verrundung der Bohrerschneidkan-

ten mit Radien von 4 μm rn 40 μm mit einem Streubereich von rn ±1 μm repro-

duzierbar zu realisieren ist. Aufgrund der Variationsmöglichkeiten bei der Prozessfüh-

rung zeigt das Verfahren Potential zur reproduzierbaren Erzeugung von Radien mit

rn < 4 μm, wodurch das Schleppschleifen für die definierte Verrundung von Schneid-

kanten bei rotierenden Werkzeugen mit geringen Spanungsdicken wie Gewindeboh-

rern oder -fräsern interessant erscheint.

Der Einsatz von Werkzeugen mit einer auf den Werkzeugdurchmesser bezogenen

Verrundung von rn/d = 0,004 führt zu einer Steigerung der spezifischen Vorschub-

kräfte und der bezogenen Drehmomente von ca. 5% in dem untersuchten Durch-

120 Zusammenfassung

messerbereich. Bei Standweguntersuchungen mit unbeschichteten

1 mm - Bohrern und einer Vorschubgeschwindigkeit von vf = 133,7 mm/min zeigten

verrundete Werkzeuge Standwegerhöhungen von 360% gegenüber den scharfen

Bohrern, was auf eine Stabilisierung der verrundeten Schneidkanten durch das

Schleppschleifen zurückzuführen ist. Eine Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit

auf vf = 601,7 mm/min mit beschichteten Werkzeugen führte bei scharfen Bohrern zu

Ausbrüchen an den Schneidecken bei der ersten Bohrung, während mit verrundeten

Werkzeugen 300 Bohrungen erzeugt werden konnten. Hinsichtlich der Maß-

Toleranzen und Oberflächen zeigten Bohrungen, die mit verrundeten Werkzeugen

eingebracht wurden, geringere Durchmesserabweichungen und ein niedrigeres Ni-

veau sowie einen geringeren Streubereich der Mittenrauwerte als mit scharfen Werk-

zeugen hergestellte Bohrungen. In Bezug auf die Randzonenbereiche sind keine

signifikanten Unterschiede der Gefügestruktur nach der Bearbeitung mit scharfen

oder verrundeten Werkzeugen zu identifizieren. Mit den Untersuchungen zum

Standwegverhalten von scharfen und verrundeten Kleinstwerkzeugen konnte ein ho-

hes Potenzial zur Standwegerhöhung bzw. Hauptzeitreduzierung durch eine definier-

te Kantenverrundung mittels Schleppschleifen nachgewiesen werden.

In den numerischen Untersuchungen wurden als Voraussetzung zur Erzielung reali-

tätsnaher Ergebnisse bei FEM-Simulationen zunächst Werkzeugmodelle generiert,

die in ihrer Geometrie weitgehend mit den in den Experimenten verwendeten Boh-

rern übereinstimmen. Variationen gab es bzgl. des Werkzeugdurchmessers und der

Schneidkantenausbildung. Die Werkstückmodelle wurden den Werkzeugdurchmes-

sern angepasst und hinsichtlich der Elementzahl und -größe und der Temperatur-

randbedingungen variiert.

Untersuchungen mit ideal scharfen Werkzeugen des Durchmessers 1 mm zum Ein-

fluss der Elementzahl und -größen des Werkstücks auf die Rechenzeit zeigten bei

einer Drittelung der zu berechnenden Elemente eine Reduzierung der Rechendauer

um 66%. Mit sinkenden Elementzahlen und damit steigenden Elementgrößen des

Werkstücks im Eingriffsbereich der Werkzeugschneiden nahmen Interpolationsfehler

zu. Diese äußern sich vornehmlich in Abweichungen bei der Vorschubkraft und dem

Drehmoment gegenüber den in Experimenten ermittelten Daten und einer deutlichen

Verfälschung der berechneten Spanform. Aus diesem Grund kamen nur noch Model-

le mit der höheren Elementzahl von 90.000 zum Einsatz.

Zusammenfassung 121

Diese Simulationen zeigen, dass sich das Niveau der maximalen Vorschubkräfte mit

ideal scharfen und verrundeten Werkzeugen mit einer Übereinstimmung von über

95% zu experimentell ermittelten Daten berechnen lässt. Des Weiteren deckt sich die

berechnete Spanform weitgehend mit der Realität. Für einen realitätsnahen Verlauf

der Kräfte und Momente bei zunehmender Bohrungstiefe ist die originalgetreue Ab-

bildung der Schneidenmikrogeometrie in Bezug auf Verrundungen der Schneidkan-

ten eine wesentliche Voraussetzung. Wird zur Verringerung der Elementzahl nur ein

kleiner Ausschnitt der realen Bauteilgeometrie dargestellt, ist eine Definition von

thermischen Randbedingungen für das Werkstück notwendig, um den realen Wärme-

fluss im Werkstück und die sich hieraus ergebenden Auswirkungen auf Vorschub-

kräfte und Drehmomente besser abzubilden. Bei Definition einer thermischen Rand-

bedingung wird das Temperaturniveau in der Mitte der Hauptschneiden mit einer Ü-

bereinstimmung von über 90% zu experimentell ermittelten Werten berechnet.

Weiterführende numerische Untersuchungen mit elasto-platischem Werkstoffverhal-

ten können zu einer weiteren Steigerung der Vorhersagegenauigkeit von Kräften,

Momenten und Temperaturen bei Simulationen zum Bohren ins Volle führen. Die im

Rahmen dieser Arbeit durchgeführten Untersuchungen zu dreidimensionalen Bohr-

simulationen zeigen, dass Berechnungen bestimmter Prozessgrößen wie Vorschub-

kräfte oder Temperaturen durch die FEM mit Übereinstimmungen von über 95% mit

der Realität möglich sind. In Anbetracht der ständigen Weiterentwicklung der Re-

chenleistungen und einer damit verbundenen Verringerung der Rechendauern ist der

Einsatz von FEM-Bohrsimulationen als Hilfsmittel zur Prozessauslegung in naher

Zukunft zu erwarten.

122 Summary

Summary

The objective of this treatise was on the one hand to contribute to understanding the

process of drilling in steel over a diameter range from 1 mm to 10 mm and on the

other hand to optimise the major cutting edge micro-geometry with regard to cutting

edge roundness for micro drills. One further partial goal was the erection of FEM drill-

ing models and the simulation of drilling processes; their assistance leading to a real-

istic computation of chip formation, feed forces and torques as well as cutting tem-

peratures.

Research has shown that Kienzle’s empirical model can only compute feed forces

approximately when employing different tool diameters. With tool diameters of

d < 3 mm the deviation to experimentally acquired data increases by 25%.

The cutting temperatures at the major cutting edges could be determined during the

drilling process by means of two-colour pyrometry. The temperature rose almost line-

arly from 290°C at a diameter of 1 mm up to 497°C with d = 10 mm. The increase of

temperature is a concomitant of a 24% material-destabilisation, which leads to a de-

crease of the specific power alongside a rising tool diameter.

With regard to the micro-geometry of the tools it was possible to employ and optimise

the method of drag grinding for rounding rotating tools in such a way, that a defined

roundness of the cutting edges with radii of 4 μm rn 40 μm and a scattering range

of rn ±1 μm can be realised in a reproducible way. Due to variation possibility dur-

ing process the method has potential for reproducing radii of rn < 4 μm, making drag

grinding attractive for the defined rounding of cutting edges of rotating tools with

small cutting thickness such as tap drills or tap mills. The use of tools with an round-

ness of rn/d = 0.004 related to the tool diameter leads to an increase of the specific

feed forces and the related torques of approx. 5% within the examined diameter

range. During tool-life research with uncoated 1 mm-drills and a feed force of vf =

133.7 mm/min, rounded tools displayed tool-life increases of 360% against sharp

drills due to stabilisation of the rounded cutting edges through drag grinding. An in-

crease of the feed rate to vf = 601.7 mm/min with coated tools lead to outbreaks

along the cutting edges during the first drilling, whereas as many as 300 bores could

be produced with rounded tools. Regarding the dimensional tolerances and the sur-

faces, drill holes produced with rounded tools displayed less diameter deviations and

lower levels as well as smaller scattering ranges of the peak-to-valley-heights than

Summary 123

drill holes produced with sharp tools. With respect to the subsurface areas of the

workpiece material no significant differences can be identified in the structure after

working with sharp or rounded tools. Tool-life research in sharp and rounded micro-

tools showed a high potential for a longer tool life and/or reduction of production time

through a defined rounding of the cutting edges by means of drag grinding.

During numerical research drilling models were generated initially as a condition for

achieving realistic results in FEM-simulation, their geometry corresponding largely

with the drills employed in the experiments. Variations were made concerning the tool

diameter and the cutting edge geometry. The work piece models were adapted to the

tool diameter and were varied regarding the element number and –size and the

boundary temperature conditions.

Investigations into ideally sharp tools with a diameter of 1 mm dealing with the influ-

ence of the element number and –size of the work piece on the computing time

showed a 66% reduction of computing time when the elements to be computed were

reduced to a third. Sinking element numbers and therefore increasing element size of

the work piece in the zone of contact of the cutting edge lead to the increase of inter-

polation errors. These unfold primarily in divergences concerning feed force and

torques from the experimentally determined data and a clear distortion of the com-

puted chip form. For this reason, solely models with a number of 90,000 elements

were employed.

These simulations show that the maximum feed force level with ideally sharp and

rounded tools can be computed with a 95% correspondence to experimentally de-

termined data. In addition, the computed chip form is largely identical with reality. A

substantial condition for a close-to-reality course of the forces and torques with in-

creasing drilling depth is a faithful model of the cutting edge micro-geometry with re-

spect to cutting-edge rounding. If for reduction of the element numbers only a small

area of the real component geometry is depicted, a definition of thermal boundary

conditions of the work piece is necessary, in order to be able to depict the real ther-

mal flow in the work piece and the resulting effects on feed forces and torques. When

defining a thermal boundary condition the temperature level in the centre of the major

cutting edges is computed with a 90% accordance to the experimentally determined

data. Wider numerical research with elasto-plastic work piece material behaviour may

lead to increasing predictability of forces, torques and temperatures for simulations

124 Summary

for drilling in the solid. The in the context of this paper accomplished research in

three-dimensional drilling simulation shows that computations of certain process vari-

ables such as feed forces or temperatures through FEM are possible with a 95% ac-

cordance to reality. Considering the constant development of calculating power and

an associated decrease of computing time the use of FEM drilling simulations can be

expected as aids for process development in the near future.

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136 Literatur

Lebenslauf 137

LebenslaufCurriculum vitae

Persönliches

Name: Kai Dieter Risse

Geburtsdatum/-ort: 20.11.1972 in Bonn - Bad Godesberg

Familienstand: verheiratet, 4 Kinder

Staatsangehörigkeit: deutsch

Schulausbildung

9/1979 – 7/1983 Grundschule in Pulheim-Stommeln, NRW

8/1983 – 7/1992 Gymnasium in Pulheim, NRW Abschluss: Abitur

Wehrdienst

10/1992 – 09/1993 Grundwehrdienst in Köln

Studium

10/1993 – 06/2000 Maschinenbau an der RWTH Aachen

Vertiefungsrichtung: Fertigungstechnik

Abschluss: Diplom-Ingenieur

Studienbegleitende Tätigkeiten

bis 09/1999 insgesamt 26 Wochen Industriepraktikum

10/1997 – 08/1999 Studentische Hilfskraft am Laboratorium für Werkzeugmaschinen und Betriebslehre (WZL) der RWTH Aachen, Lehrstuhl für Technologie der Fertigungsverfahren

Berufstätigkeit

6/2000 – 09/2005 Wissenschaftlicher Angestellter am Laboratori-um für Werkzeugmaschinen und Betriebslehre (WZL) der RWTH Aachen, Lehrstuhl für Tech-nologie der Fertigungsverfahren

seit 10/2005 Mitarbeiter der MAN B&W Diesel AG, Augsburg

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