Schlussbericht - WirtschaftsVereinigung Metalle · 2016. 5. 31. · Zerspanbarkeitsprobleme bei...
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Schlussbericht
zu dem IGF-Vorhaben
Entwicklung angepasster Werkzeuge und Bearbeitungsstrategien zur Steigerung der
Produktivität und Prozesssicherheit bei der Gewindeherstellung und beim Bohren von
schwer zerspanbaren bleifreien Kupferwerkstoffen
der Forschungsstelle(n)
Werkzeugmaschinenlabor WZL der RWTH Aachen
Das IGF-Vorhaben 17953 N der Forschungsvereinigung Stifterverband Metalle e. V. wurde über die
im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF) vom
aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert.
Aachen, den 11.03.2016 Dr.-Ing. Dipl.-Wirt.-Ing. Benjamin Döbbeler Ort, Datum Name und Unterschrift des/der Projektleiter(s)
an der/den Forschungsstelle(n)
IGF-Forschungsvorhaben 17953 N
Gewinden und Bohren bleifreier Kupferwerkstoffe
Kurzfassung
Kupferwerkstoffe zeichnen sich durch eine hohe thermische und elektrische Leitfä-
higkeit sowie eine hervorragende antibakterielle Wirkung aus und finden daher in den
verschiedensten technischen Bereichen Verwendung. Zur Verbesserung der Zer-
spanbarkeit wird Kupferwerkstoffen oftmals Blei zulegiert, sofern ihre Funktionsei-
genschaften dadurch nicht beeinträchtigt werden. Durch eine veränderte Gesetzge-
bung aufgrund der umwelt- und gesundheitsschädlichen Wirkung von Blei zeichnet
sich jedoch eine enorme Reduzierung dieses Elements in Kupferlegierungen ab.
Durch den Verzicht auf Blei wird die Zerspanbarkeit der Kupferwerkstoffe im Ver-
gleich zu den bleihaltigen Legierungen signifikant verschlechtert. Aufbauend auf dem
Vorgängerprojekt IGF 16867 N zum Außenlängsdrehen, Einstechdrehen und Bohren
(d = 6 mm) lag der Fokus in diesem Forschungsvorhaben auf der Gewindeherstel-
lung (M24 Außen- sowie M16 und M3 Innengewinde) und dem Bohren mit d = 1 mm.
Ziel des Forschungsvorhabens war eine gegenüber dem derzeitigen Stand der
Technik signifikante Steigerung der Produktivität und Prozesssicherheit beim Bohren
mit d = 1 mm und bei der Gewindeherstellung schwer zerspanbarer bleifreier Kup-
ferwerkstoffe. Zur Realisierung dieser Zielsetzung wurden zunächst die primären
Zerspanbarkeitsprobleme bei diesen Fertigungsverfahren in Abhängigkeit von den
Eigenschaften der Kupferwerkstoffe grundlegend erforscht. Ausgehend hiervon er-
folgte eine Anpassung der Werkzeuggeometrien, Schneidstoffe und Beschichtungen,
Bearbeitungsstrategien, Technologieparameter und Kühlschmierstoffstrategien. Auf-
bauend auf Zerspanversuchen an der Forschungsstelle wurden Praxisversuche in
zwei im Projektbegleitenden Ausschuss (PA) vertretenen KMU, Carl Leipold und
Rebmann, durchgeführt, um zum einen die an der Forschungsstelle erarbeiteten
Lösungen unter praxisnahen Randbedingungen zu erproben und zum anderen die
Stückzahlen pro Werkzeug zu erhöhen, um gezieltere Aussagen über den Werk-
zeugverschleiß und die maximal zu erreichenden Standmengen treffen zu können.
Mit Abschluss des Forschungsvorhabens konnten der kupfererzeugenden und -
verarbeitenden Industrie konkrete Lösungsansätze für die Gewindeherstellung und
das Bohren bleifreier Kupferwerkstoffe zur Verfügung gestellt werden. Durch die
Definition von Richtwerten und Empfehlungen wurde die Grundlage für eine direkte
Umsetzung der Forschungsergebnisse in die industrielle Praxis geschaffen.
Das Ziel des Forschungsvorhabens wurde erreicht.
Verfasser: Dipl.-Ing. Christoph Nobel, Lehrstuhl für Technologie der Fertigungsver-
fahren, Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Dr. h.c. Dr. h.c. Fritz Klocke
IGF-Forschungsvorhaben 17953 N
Gewinden und Bohren bleifreier Kupferwerkstoffe
Danksagung
Die Forschungsstelle, das Werkzeugmaschinenlabor der RWTH Aachen, bedankt
sich ganz herzlich
Bei der AiF und dem BMWi für die Förderung des Forschungsprojektes
Beim Stifterverband Metalle für die sehr gute Betreuung während der Durch-
führung des Forschungsprojektes
Beim Deutschen Kupferinstitut für die Unterstützung bei der Antragstellung
und Durchführung des Forschungsprojektes
Bei den Mitgliedern des Projektbegleitenden Ausschusses:
o Aurubis Stolberg GmbH & Co. KG, Stolberg
o Carl Leipold GmbH, Wolfach
o Deutsches Kupferinstitut e.V., Düsseldorf
o Flühs Drehtechnik GmbH, Lüdenscheid
o Gebr. Kemper GmbH & Co. KG, Olpe
o Gühring KG, Sigmaringen-Laiz
o Hartmetall-Werkzeugfabrik Paul Horn GmbH, Tübingen
o Jokisch GmbH, Oertlinghausen
o KME Germany GmbH & Co. KG, Osnabrück
o lebronze alloys Germany GmbH, Lüdenscheid
o Phoenix Contact Deutschland GmbH, Blomberg
o Rebmann GmbH, Eberdingen
o Rink & Bettig GmbH & Co. KG, Attendorn
o Rother Technologie GmbH & Co. KG, Bad Urach
o Rudolf Brokamp GmbH & Co. KG, Attendorn
o Viega GmbH & Co. KG, Attendorn
o Wieland Electric GmbH, Bamberg
o Wieland-Werke AG, Ulm
o Willy Kreutz GmbH & Co. KG, Steinfeld
für die Unterstützung der Forschungsarbeiten durch die Bereitstellung von
Versuchswerkstoffen, Zerspanwerkzeugen und Kühlschmierstoffen, für die ak-
tive Mitarbeit im Projektbegleitenden Ausschuss, für die konstruktiven Diskus-
sionen und für die zahlreichen Hinweise und Vorschläge für die erfolgreiche
Durchführung des Forschungsprojektes. Ein besonderer Dank gilt darüber
hinaus den Firmen Carl Leipold und Rebmann für die Bereitstellung von Ver-
suchsanlagen und für die Durchführung umfangreicher Zerspanversuche.
IGF-Forschungsvorhaben 17953 N
Gewinden und Bohren bleifreier Kupferwerkstoffe
I Inhaltsverzeichnis i
I Inhaltsverzeichnis
I Inhaltsverzeichnis .............................................................................................. i
II Abbildungsverzeichnis .................................................................................... iii
1 Einleitung ........................................................................................................... 1
2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungsprojektes ....................... 3
2.1 Zielsetzung ................................................................................................... 3
2.2 Vorgehensweise und Arbeitsprogramm ....................................................... 3
3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe .................................................... 7
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde .................................. 13
4.1 Grundlegende Untersuchungen zur Analyse der werkstoffspezifischen
Zerspanprobleme (AP 1) ............................................................................ 13
4.2 Einfluss der Werkzeuggeometrie (AP 2) .................................................... 19
4.3 Leistungspotential verschiedener Schneidstoffe und Beschichtungen
(AP 3) ......................................................................................................... 22
4.4 Leistungspotential verschiedener Fertigungsverfahren zur
Gewindeherstellung (AP 4)......................................................................... 24
4.5 Einfluss der KSS-Zuführstrategie und Optimierung der Schnittparameter
(AP 5 und 6) ............................................................................................... 27
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden ....................................................... 31
5.1 Grundlegende Untersuchungen zur Analyse der werkstoffspezifischen
Zerspanprobleme (AP 1) ............................................................................ 31
5.2 Lösungen zur Optimierung des Zerspanergebnisses bei der Herstellung
von M3 Innengewinden (AP 2 - 6) .............................................................. 36
6 Bohren mit d = 1 mm ....................................................................................... 52
6.1 Grundlegende Untersuchungen zur Analyse der werkstoffspezifischen
Zerspanprobleme (AP 1) ............................................................................ 52
6.2 Einfluss der Werkzeuggeometrie (AP 2), des Schneidstoffs und der
Beschichtung (AP 3) sowie der Schnittparameter (AP 6) ........................... 58
6.3 Einfluss des KSS-Mediums und der KSS-Zuführstrategie (AP 5)............... 66
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) .......................... 72
I Inhaltsverzeichnis ii
8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die
Gewindeherstellung ............................................................................................... 93
8.1 Gewindedrehen von M24 Außengewinden und M16 Innengewinden ........ 93
8.2 Gewindebohren, -fräsen und -formen von M3 Innengewinden ................... 94
8.3 Bohren mit d = 1 mm .................................................................................. 96
9 Ergebnistransfer in die Wirtschaft ................................................................. 98
III Literaturverzeichnis ...................................................................................... 100
II Abbildungsverzeichnis iii
II Abbildungsverzeichnis
Bild 1: Arbeitsdiagramm nach Forschungsantrag .................................................... 6
Bild 2: Übersicht über die Versuchswerkstoffe ........................................................ 7
Bild 3: Zuordnung der Versuchswerkstoffe zu den jeweiligen Gewindegrößen und
Fertigungsverfahren ..................................................................................... 8
Bild 4: Vorgehen und Schnittparameter in den Grundlagenversuchen zum
Gewindedrehen .......................................................................................... 13
Bild 5: Versuchsaufbau auf dem Stangendrehautomaten Traub TNS 42 zum
Gewindedrehen .......................................................................................... 14
Bild 6: In den Grundlagenversuchen zum Gewindedrehen eingesetzte
Versuchsrandbedingungen und Werkzeuge .............................................. 14
Bild 7: Eigenschaften verschiedener Zustellungsarten beim Gewindedrehen ....... 15
Bild 8: Oberflächenqualität beim Drehen von M24 Außengewinden mit
Radialzustellung ......................................................................................... 16
Bild 9: Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden mit Radialzustellung 17
Bild 10: Werkzeugverschleiß nach dem Drehen von 400 M24 Außengewinden . 18
Bild 11: Schneidplatten mit Spanleitstufe zur Verbesserung des Spanbruchs beim
Gewindedrehen ...................................................................................... 19
Bild 12: Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden mit
Flankenzustellung in Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie............ 21
Bild 13: Gewindequalität beim Drehen von M24 Außengewinden mit
Flankenzustellung in Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie............ 22
Bild 14: Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen nach 400 Gewinden mit einer
TiAlN-beschichteten Hartmetallschneidplatte ......................................... 23
Bild 15: Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen nach 400 Gewinden mit einer
AlCrN-beschichteten Hartmetallschneidplatte......................................... 24
II Abbildungsverzeichnis iv
Bild 16: Versuchsprogramm und -aufbau zum Fräsen von M24 Außen- und M16
Innengewinden ....................................................................................... 25
Bild 17: Oberflächenqualität beim Fräsen von M24 Außen- und M16
Innengewinden ....................................................................................... 26
Bild 18: Vergleich der Fertigungszeit zur Herstellung eines M24 Außen- und M16
Innengewindes ........................................................................................ 27
Bild 19: Klassifizierung der Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden 29
Bild 20: Klassifizierung der Gewindequalität beim Drehen von M24
Außengewinden ...................................................................................... 30
Bild 21: Versuchsprogramm und Werkzeuge zum Gewindebohren .................... 32
Bild 22: Versuchsaufbau auf der Chiron FZ 15 zur Herstellung von M3
Innengewinden ....................................................................................... 32
Bild 23: Drehmomente beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen in
Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit ......................................... 33
Bild 24: Spanformen beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen .... 34
Bild 25: Verlauf des Freiflächenverschleißes beim Gewindebohren verschiedener
Kupferlegierungen .................................................................................. 35
Bild 26: Zum Gewindebohren eingesetzte Werkzeugtypen ................................. 37
Bild 27: Zum Gewindeformen und -fräsen eingesetzte Werkzeugtypen .............. 37
Bild 28: Spanformen beim Gewindebohren bleifreier Cu-Zn-Legierungen in
Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie ............................................. 38
Bild 29: Spanformen beim Gewindebohren bleifreier Kupferlegierungen in
Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie ............................................. 39
Bild 30: Vergleich des Drehmoments beim Gewindebohren und -formen ........... 40
Bild 31: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von
CuZn39Pb3 und CuZn21Si3P ................................................................ 42
Bild 32: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von CuZn42
und CuZn40-1 (EnViB 1) ........................................................................ 43
II Abbildungsverzeichnis v
Bild 33: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von
CuCr1Zr .................................................................................................. 44
Bild 34: Eingesetzte Gewindepaste der Fa. Jokisch ........................................... 45
Bild 35: Eingesetzte Aerosoltrockenschmierung (ATS) der
Fa. Rother Technologie .......................................................................... 46
Bild 36: Vergleich des Drehmoments in Abhängigkeit von der KSS-Strategie ..... 47
Bild 37: Versuchsbedingungen und eingebrachte Anzahl an Gewinden bei der
Herstellung von M3 Innengewinden in Cu-Zn-Legierungen .................... 49
Bild 38: Vergleich des Werkzeugverschleißes beim Gewindebohren von CuZn42
in Abhängigkeit von der KSS-Strategie ................................................... 50
Bild 39: Versuchsbedingungen und eingebrachte Anzahl an Gewinden bei der
Herstellung von M3 Innengewinden in bleifreie Kupferlegierungen ........ 51
Bild 40: Versuchsprogramm zum Bohren mit d = 1 mm in den
Grundlagenversuchen ............................................................................ 53
Bild 41: Einfluss der Bearbeitungsstrategie auf das Auftreten von
Werkzeugbrüchen nach 30 hergestellten Bohrungen ............................. 54
Bild 42: Vorschubkraft beim Bohren in Abhängigkeit von der Bohrungsanzahl ... 55
Bild 43: Spanformen beim Bohren verschiedener Kupferlegierungen ................. 55
Bild 44: Werkzeugverschleiß beim Bohren von Cu-ETP und CuZn21Si3P ......... 56
Bild 45: Werkzeugverschleiß beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen ................... 57
Bild 46: In den Optimierungsversuchen eingesetzten Werkzeuggeometrien und
Schneidstoffe zum Bohren ...................................................................... 58
Bild 47: Kombination der eingesetzten Werkzeuggeometrien mit verschiedenen
PVD-Beschichtungen .............................................................................. 59
Bild 48: Übersicht über Schichtwerkstoffe von Gühring (Quelle: Gühring) ........... 60
Bild 49: Verlauf der Vorschubkraft beim Bohren von CuZn42 und CuZn21Si3P . 61
Bild 50: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn42 und CuZn21Si3P ......... 62
II Abbildungsverzeichnis vi
Bild 51: Verlauf der Vorschubkraft in Abhängigkeit vom Vorschub, Werkstoff,
Schneidstoff, von der Beschichtung und Werkzeuggeometrie ................ 63
Bild 52: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit
HSS-E GU 500 Werkzeugen (vc = 40 m/min) ......................................... 64
Bild 53: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit
Hartmetall-Werkzeugen (vc = 40 m/min) ................................................. 65
Bild 54: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit
variierender Schnittgeschwindigkeit ........................................................ 66
Bild 55: Vorschubkraft beim Bohren in Abhängigkeit von der KSS-Strategie ...... 67
Bild 56: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn21Si3P in
Abhängigkeit von der KSS-Strategie ...................................................... 68
Bild 57: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn42 in Abhängigkeit
von der KSS-Strategie ............................................................................ 69
Bild 58: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn40-1 und Cu-ETP
beim Einsatz der ATS-Technologie ........................................................ 69
Bild 59: Vergleich der Bohrungsqualität zwischen konventioneller
Überflutungskühlung und ATS-Technologie ........................................... 70
Bild 60: Definition des Musterbauteils in den Praxisversuchen ............................ 73
Bild 61: Für die Praxisversuche eingesetzte Rundtaktmaschine ......................... 73
Bild 62: Zuordnung der Fertigungsprozesse zu den Stationen der
Rundtaktmaschine .................................................................................. 74
Bild 63: Zuordnung der Bohrungen, Gewinde und Stationen zum definierten
Musterbauteil .......................................................................................... 74
Bild 64: Mechanische Eigenschaften und Bleigehalt der Versuchswerkstoffe ..... 75
Bild 65: Übersicht über die in den Praxisversuchen eingesetzten Gühring-
Werkzeuge.............................................................................................. 75
Bild 66: Versuchsprogramm in den Praxisversuchen .......................................... 76
Bild 67: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn40-10 ................. 77
II Abbildungsverzeichnis vii
Bild 68: Spanformen beim Bohren und Gewindebohren in CuZn40-10 ............... 78
Bild 69: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn40-10 ................................ 79
Bild 70: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn40-1079
Bild 71: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn40-10 .... 80
Bild 72: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn42 ...................... 82
Bild 73: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn42 ...................................... 83
Bild 74: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn42 ... 84
Bild 75: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn42 ......... 85
Bild 76: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn21Si3P............... 86
Bild 77: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn21Si3P
(Sacklochbohrungen) .............................................................................. 87
Bild 78: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn21Si3P
(Durchgangsbohrungen) ......................................................................... 88
Bild 79: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von
CuZn21Si3P ........................................................................................... 89
Bild 80: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn21Si3P . 90
Bild 81: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn39Pb3 ................ 91
Bild 82: Empfehlungen und Richtwerte für das Gewindedrehen: M24
Außengewinde ........................................................................................ 93
Bild 83: Empfehlungen und Richtwerte für das Gewindedrehen: M16
Innengewinde ......................................................................................... 94
Bild 84: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von
M3 Innengewinden ................................................................................. 95
Bild 85: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von 1 mm
Sacklochbohrungen ................................................................................ 96
Bild 86: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von 1 mm
Durchgangsbohrungen ........................................................................... 97
1 Einleitung 1
1 Einleitung
In den letzten Jahren sind durch die Gesetzgebung in vielen Bereichen die Auflagen
zum Schutz von Gesundheit und Umwelt erheblich ausgeweitet und / oder verschärft
worden. Betroffen hiervon ist insbesondere ein Verbot bzw. eine drastische Reduzie-
rung von Blei als Legierungszugabe in Kupferlegierungen [AEG00, BGB01, AEG02].
In einem aktuell am WZL der RWTH Aachen durchgeführten Forschungsprojekt
(IGF16867N) wurde festgestellt, dass eine Vielzahl bleifreier Kupferlegierungen bei
der spanenden Bearbeitung mit derzeit am Markt erhältlichen Standardwerkzeugen
zur Bildung langer Band- und Wirrspäne sowie zu starker Gratbildung neigen. Zudem
verursachen sie erhöhte Zerspankräfte und -temperaturen und einen erhöhten Werk-
zeugverschleiß im Vergleich zu bleihaltigen Kupferwerkstoffen. Für die Hersteller und
Zerspaner von Kupferlegierungen bedeutet eine Umstellung auf bleifreie Kupfer-
werkstoffe daher eine dramatische Verschlechterung von Produktivität und Prozess-
sicherheit und damit einen enormen Anstieg der Bearbeitungskosten.
Im Rahmen des Vorgängerprojektes (IGF16867N) wurden an die Bearbeitung der
bleifreien Kupferlegierungen angepasste Werkzeuge für die Drehbearbeitung entwi-
ckelt und darüber hinaus die Kühlschmierstoffzuführung sowie die Schnittparameter
optimiert. Durch diese werkzeug- und prozessseitige Optimierung wurde eine signifi-
kante Steigerung der Produktivität und Prozesssicherheit bei der Drehbearbeitung
bleifreier Kupferwerkstoffe erzielt.
Zentrale Schwerpunkte des Vorgängerprojektes (IGF16867N) waren das Außen-
längsdrehen und radiale Einstechdrehen. Ein weiterer Fokus lag auf dem Bohren.
Die Untersuchungen beschränkten sich hier jedoch auf einen Bohrungsdurchmesser
von 6 mm. Zur Herstellung von Bauteilen in der industriellen Praxis sind in der Regel
weitere Bearbeitungsverfahren erforderlich. Von den kupfererzeugenden und
-verarbeitenden Unternehmen und dem Deutschen Kupferinstitut (DKI) wurde das
beantragte Forschungsvorhaben angestoßen, da zwei weitere Verfahren identifiziert
wurden, die eine hohe technische und wirtschaftliche Relevanz besitzen und bei
denen enorme Probleme bei der Bearbeitung bleifreier Kupferwerkstoffe auftreten.
Dies betrifft zum Einen die Herstellung von Innen- und Außengewinden, z.B. für
Fittings in der Trinkwasserindustrie und zum Anderen das Einbringen von Bohrungen
mit einem Durchmesser ≤ 1 mm, die in erster Linie zur Herstellung von Bauteilen für
die Elektroindustrie erforderlich sind. Eine Übertragung der bisherigen Ergebnisse
zum Bohren mit D = 6 mm ist aufgrund von Größeneffekten nicht ohne Weiteres
möglich [Liu05, Kloc10]. Für die geplante Umstellung fehlen jedoch geeignete Tech-
nologieparameter wie Werkzeuge, Schnittwerte und Kühlschmierstoff (KSS)-Medium.
Der Aufwand für die Entwicklung einer leistungs- und wettbewerbsfähigen Technolo-
1 Einleitung 2
gie für die Bearbeitung bleifreier Legierungen übersteigt jedoch die personellen und
finanziellen Möglichkeiten von KMU’s.
Andere Fertigungsverfahren, wie z.B. das Räumen oder die Feinbearbeitung von
Bohrungen mittels Reiben, spielen in der kupferverarbeitenden Industrie eine unter-
geordnete Rolle. Beim Fräsen sind bedingt durch den unterbrochenen Schnitt die
sich ergebenden Probleme bei der Bearbeitung bleifreier Kupferwerkstoffe nicht so
hoch wie bei Verfahren im kontinuierlichen Schnitt. Lange Band- und Wirrspäne
werden hier beispielsweise nicht erzeugt. Beim Bohren mit D ≤ 1 mm und bei der
Gewindeherstellung in bleifreie Kupferwerkstoffe kommt es jedoch bedingt durch
geringe Spanungsquerschnitte oft zur Bildung ungünstiger Spanformen. Das Aufwi-
ckeln der Späne um das Werkstück oder Werkzeug reduziert die Prozesssicherheit
und verursacht Maschinenstillstandzeiten. Weitere Probleme ergeben sich durch
verstärkte Gratbildung im Vergleich zu bleihaltigen Kupferwerkstoffen sowie durch
höhere Zerspankräfte und stärkeren Werkzeugverschleiß. Hieraus resultiert eine
äußerst geringe Produktivität und Prozesssicherheit bei der Gewindeherstellung und
beim Bohren in bleifreie Kupferwerkstoffe. Zentrales Anliegen des Projektes ist es,
durch die Entwicklung angepasster Werkzeuge und Bearbeitungsstrategien die Pro-
duktivität (höhere Schnittparameter, kürzere Fertigungszeiten) und Prozesssicherheit
(Vermeidung von langen Wendel-, Band- und Wirrspänen, Vermeidung von Werk-
zeugbruch, minimale Gratbildung) bei der Gewindeherstellung und beim Bohren (D ≤
1 mm) von schwer zerspanbaren bleifreien Kupferwerkstoffen signifikant zu steigern.
Dadurch soll ein wesentlicher Beitrag zur Reduzierung der Fertigungskosten und zur
Sicherung der Wettbewerbsfähigkeit insbesondere von KMU‘s geleistet werden.
2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungsprojektes 3
2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungspro-
jektes
2.1 Zielsetzung
Ziel des Forschungsvorhabens war eine gegenüber dem derzeitigen Stand der
Technik signifikante Steigerung der Produktivität und Prozesssicherheit beim Bohren
mit Durchmesser D ≤ 1 mm und bei der Gewindeherstellung in schwer zerspanbare
bleifreie Kupferwerkstoffe. Zur Realisierung dieser Zielsetzung wurden zunächst die
primären Zerspanbarkeitsprobleme bei diesen Fertigungsverfahren in Abhängigkeit
der Werkstoffe grundlegend erforscht und analysiert. Ausgehend hiervon erfolgte
eine Anpassung der Werkzeuggeometrien, Schneidstoffe und Beschichtungen, Be-
arbeitungsstrategien, Technologieparameter und Kühlschmierstoffstrategien. In die-
sem Zusammenhang stand darüber hinaus das Ziel, die Gefahr von Werkzeugbrü-
chen signifikant zu reduzieren und damit die Prozesssicherheit zu steigern. Dies ist
insbesondere bei der Herstellung von Gewinden höchst bedeutsam, da Gewinde in
der Regel als letzter Fertigungsschritt in der gesamten Prozesskette eingebracht
werden und die zu bearbeitenden Bauteile bereits einen hohen Wert haben.
In Ergänzung zum Vorgängerprojekt IGF16867N war es des Weiteren das Ziel, den
kupfererzeugenden und -verarbeitenden Unternehmen das bislang fehlende Know-
How zu vermitteln, Bauteile aus bleifreien Kupferwerkstoffen möglichst mit der glei-
chen Wirtschaftlichkeit herstellen zu können wie Bauteile aus bleihaltigen Legierun-
gen. Das erarbeitete Know-how kann von den kupfererzeugenden und -
verarbeitenden Unternehmen für die Umstellung vorhandener Anlagen, für die Kon-
zeption neuer Anlagen oder für die Beratung der Abnehmer, die Kupferteile bearbei-
ten, genutzt werden. Übergeordnetes Ziel war es, durch eine höhere Produktivität
und Prozesssicherheit beim Bohren mit Durchmessern ≤ 1 mm und bei der Gewin-
deherstellung in bleifreie Kupferlegierungen die Wettbewerbsfähigkeit insbesondere
kleiner und mittelständischer, auf die Bearbeitung von Kupferlegierungen spezialisier-
ter Unternehmen nachhaltig zu sichern und auszubauen.
2.2 Vorgehensweise und Arbeitsprogramm
Die Zielsetzung, die Produktivität und Prozesssicherheit beim Bohren mit D ≤ 1 mm
und bei der Gewindeherstellung zu steigern, erforderte einen Systemansatz, d.h.
eine optimale Abstimmung des Gesamtsystems bestehend aus Werkzeug (Schneid-
stoff, Beschichtung, Geometrie), Prozessparameter, Bearbeitungsstrategie und KSS-
Medium bzw. -Zuführung auf die besonderen Anforderungen der bleifreien Werkstof-
2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungsprojektes 4
fe. Zur Realisierung dieser Zielsetzung wurden Forschungs- und Entwicklungsarbei-
ten auf insgesamt vier Ebenen durchgeführt:
Grundlagenuntersuchungen zur Analyse der werkstoffspezifischen Zer-
spanprobleme beim Bohren (D ≤ 1 mm) und Gewinden
Optimierungs- und Verifizierungsversuche zur Steigerung von Produktivität,
Zeitspanvolumen und Prozesssicherheit
Erprobung der erarbeiteten Ergebnisse unter praxisnahen Bedingungen bei
im PA vertretenen Unternehmen zur Überprüfung der Anwendbarkeit und
Verifizierung der Forschungsergebnisse sowie zur Ableitung von Erkennt-
nissen für die Weiterführung der F&E-Arbeiten am Institut
Transfer der Ergebnisse in die Wirtschaft
In den Grundlagenuntersuchungen wurden alle Versuchswerkstoffe eingesetzt, vgl.
Bild 2. Aufbauend auf den Erkenntnissen aus dem Vorgängerprojekt IGF16867N
wurden die primären Zerspanprobleme beim Bohren mit D ≤ 1 mm und bei der Ge-
windeherstellung identifiziert und das Leistungspotential von derzeit am Markt erhält-
lichen Standardwerkzeugen ermittelt. Basierend auf den Ergebnissen der Grundla-
genuntersuchungen wurden Kurzzeitversuche zur Optimierung von Spanbildung,
Zeitspanvolumen, Werkzeugverschleiß, Prozesssicherheit und Produktivität durchge-
führt. Die hierbei erzielten Ergebnisse wurden wiederum an ausgewählten Legierun-
gen in Langzeitversuchen verifiziert. In Abstimmung mit dem Projektbegleitenden
Ausschuss wurden die Optimierungs- und Verifizierungsversuche nicht mehr an allen
Werkstoffen durchgeführt, sondern im Wesentlichen auf die Werkstoffe begrenzt, die
die größten Zerspanbarkeitsprobleme bereiteten. Die in den Zerspanversuchen am
Institut angewandten Bearbeitungsparameter, hierzu gehören neben den Schnittwer-
ten und Werkzeugen auch der Kühlschmierstoff, wurden, um einen möglichst hohen
Praxisbezug zu erreichen, in Abstimmung mit den Mitgliedern des Projektbegleiten-
den Ausschusses festgelegt.
In den Grundlagenuntersuchungen stand bei der Innengewindefertigung das Gewin-
debohren und bei der Außengewindefertigung das Gewindedrehen im Fokus der
Untersuchungen. Dies lag darin begründet, dass diese beiden Fertigungsverfahren in
der industriellen Praxis und den im PA vertretenen Firmen am häufigsten eingesetzt
werden. Nachdem die bei diesen Verfahren auftretenden werkstoffspezifischen Zer-
spanprobleme erforscht wurden, konnten darauf aufbauend Strategien zur Lösung
der Probleme entwickelt werden. Ein wesentlicher Aspekt in diesen Untersuchungen
war die Analyse der Leistungsfähigkeit alternativer Fertigungsverfahren bei der Bear-
beitung der bleifreien Kupferwerkstoffe. Bei der Innengewindefertigung wurden daher
neben dem Gewindebohren das Gewindedrehen, -fräsen und -formen und bei der
Außengewindefertigung das Gewindefräsen untersucht.
2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungsprojektes 5
Im Vorfeld der Antragsstellung wurden von den im PA vertretenen Unternehmen und
dem DKI die in der Industrie besonders relevanten Gewindegrößen definiert. Bei den
Innengewinden wurde im Rahmen des zu beantragenden Forschungsvorhabens
zwischen den Gewindegrößen M3 und M16 unterschieden. Bei den Außengewinden
lag der Fokus auf M24 Gewinden. Die Einteilung in die unterschiedlichen Gewinde-
größen liegt in den verschiedenen Werkstoffen und deren industriellen Anwendungen
begründet. So müssen in der Elektrotechnik in vielen Fällen Innengewinde im Be-
reich M3 eingebracht werden, während in der Trinkwasserindustrie oftmals größere
Innengewinde im Bereich M16 erforderlich sind. Aus fertigungstechnischer Sicht ist
eine Einteilung in verschiedene Gewindegrößen zudem zwingend erforderlich, da
sich die jeweils möglichen Lösungen zur Verbesserung des Zerspanprozesses für die
jeweiligen Gewindegrößen stark unterscheiden können, z.B. hinsichtlich des an-
wendbaren Fertigungsverfahrens oder der Möglichkeiten zur Gestaltung des Werk-
zeugs. In Abstimmung mit den im PA vertretenen Unternehmen und dem DKI wurde
für jeden Versuchswerkstoff der relevante Größenbereich für Innen- und Außenge-
winde definiert. Hierdurch wurde ein hoher Praxisbezug erreicht und es wurde si-
chergestellt, dass die im Forschungsvorhaben erarbeiteten werkstoffspezifischen
Lösungen von den kupferverarbeitenden Unternehmen in den jeweiligen Anwen-
dungsbereichen umgesetzt werden können. Es sei angemerkt, dass auf die ur-
sprünglich angedachte Fertigung von M6 Außengewinden in Absprache mit dem PA
wegen der geringen industriellen Anwendung im Zerspanungsbereich verzichtet
wurde.
Auf Basis der Zielsetzung und der allgemeinen Vorgehensweise wurden bei der
Antragsstellung für die Durchführung des Forschungsprojektes 8 Arbeitsschritte
definiert, Bild 1.
2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungsprojektes 6
Bild 1: Arbeitsdiagramm nach Forschungsantrag
Arb
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3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe 7
3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe
Im Vorfeld der Antragsstellung wurden von den kupfererzeugenden und -
verarbeitenden Unternehmen aus dem projektbegleitenden Ausschuss in Zusam-
menarbeit mit dem DKI repräsentative bleifreie Kupferknet- und -gusswerkstoffe
ausgewählt, die eine hohe technische und wirtschaftliche Relevanz besitzen und sich
im Vorgängerprojekt als schwer zerspanbar erwiesen haben, Bild 2.
Aufgrund von aktuellen Werkstoffentwicklungen weicht die Zusammenstellung leicht
von der des Vorgängerprojektes ab. Wesentliches Kriterium für die Auswahl der
Versuchswerkstoffe war es, mindestens einen Vertreter der Hauptlegierungsgruppen
(Reinkupfer, niedriglegiertes Kupfer, Messing, Messing-Silizium-Legierungen, Zinn-
und Aluminiumbronze sowie Neusilber) mit in das Projekt aufzunehmen. Hierdurch
war garantiert, dass im Rahmen des Forschungsvorhabens nicht nur bestimmte
Anwendungsfälle betrachtet wurden, sondern die Arbeiten ein breites industrielles
Einsatzfeld abdeckten. Zur vergleichenden Beurteilung der Zerspanbarkeit der blei-
freien Kupferlegierungen wurde als Referenzwerkstoff das bleihaltige Automaten-
messing CuZn39Pb3 in die Untersuchungen mit einbezogen. Die Werkstoffe wurden
von den in Bild 2 aufgeführten Unternehmen als vorhabenbezogene Aufwendungen
der Wirtschaft zur Verfügung gestellt.
Bild 2: Übersicht über die Versuchswerkstoffe
Werkstoff Pb-Gehalt Rm / (N/mm2) Rp0,2 / (N/mm2) A / % Härte * / HB
Cu-ETP (Wieland) 0,0008% 309 307 15 85 (82-90)
CuCr1Zr (Wieland) 0,015% 485 400 21 135 (129-141)
CuZn38As (Wieland) 0,21% 392 313 22 91 (80-100)
CuZn40 (Lebronze, EnviB1) 0,008% 650 490 5 182 (174-197)
CuZn40 (Lebronze, EnviB10) 0,099% 498 400 10 151 (146-157)
CuZn42 (Aurubis) 0,08% 628 543 12 202 (196-208)
CuZn42 (Aurubis), geglüht ≈ 0,08% 496 224 33 122 (121-123)
CuZn21Si3P (Wieland), 27 mm 0,051% 733 390 27 204 (190-228)
CuZn21Si3P (Wieland), 10 mm 0,004% 739 502 25 210 (205-216)
CuZn8Si3-C (Viega) < 0,1% 415 135 60 113 (100-119)
CuSn8P (Wieland) 0,05% 502 334 42,5 173 (156-188)
CuSn12-C (Kemper) 0,22% 381 199 21 107 (95-119)
CuAl10Ni5Fe4 (Wieland) 0,007% 755 483 24 237 (219-268)
CuNi18Zn20 (Wieland) 0,007% 455 300 37 140 (133-150)
CuZn39Pb3 (KME) ca. 3% 476 324 27 133 (114-149)
* Werte gemessen am WZL
3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe 8
Eine Übersicht über die Zuordnung der Versuchswerkstoffe zu den jeweiligen Ge-
windegrößen und Bohrungen sowie die Stangendurchmesser und eingesetzten
Werkzeugmaschinen zeigt Bild 3.
Bild 3: Zuordnung der Versuchswerkstoffe zu den jeweiligen Gewindegrößen und Fertigungsverfahren
Da ein Großteil der Versuchswerkstoffe denen aus dem Vorgängerprojekt 16867 N
entsprach, wurde in Abstimmung mit dem PA auf die wiederholte Anfertigung von
Gefügeschliffen verzichtet. Die Gefügeschliffe können dem Abschlussbericht des
Vorgängerprojektes 16867 N entnommen werden. Die einzelnen Versuchswerkstoffe
werden im Folgenden kurz beschrieben.
Als Reinkupfer wurde das sauerstoffhaltige, durch elektrolytische Raffination herge-
stellte Cu-ETP ausgewählt, das sich insbesondere durch eine sehr hohe Leitfähigkeit
für Wärme und Elektrizität auszeichnet und daher primär in der Elektrotechnik und
Elektronik Anwendung findet. Cu-ETP kristallisiert in einem kubisch-
flächenzentrierten (kfz) Gitter. Der vorhandene Sauerstoff tritt als Kupfer(I)-oxid
(Cu2O) gebunden auf, das mit dem Kupfer ein Eutektikum bildet [DEUT05a]. Beim
von der Fa. WIELAND gelieferten Cu-ETP lag das Kupfer(I)-oxid in Form von kugel-
förmigen Einschlüssen im Gefüge verteilt sowie verstärkt an den Korngrenzen vor.
Die Härte und Zugfestigkeit von Cu-ETP waren im Vergleich zu den anderen Kupfer-
werkstoffen sehr gering, während die Bruchdehnung des Werkstoffs sehr hoch ist,
vgl. Bild 2.
Werkstoff
Traub TNS 42 Chiron FZ 15 S
Stangen-
Ø
Gewinde
M24 Außen
L/D = 0,5
Gewinde
M16 Innen
L / D = 1
Stangen-
Ø
Gewinde
M3 Innen
L / D = 2
Bohrung
D = 1 mm
L / D = 5
Cu-ETP 40 mm x x
CuCr1Zr 40 mm x
CuZn38As 30 mm x x
CuZn40 10 mm x x
CuZn42 10 mm x x
CuZn21Si3P 27 mm x x 10 mm x x
CuZn8Si3-C 26,8 mm x x
CuSn8P 40 mm x
CuSn12-C 26,2 mm x x
CuAl10Ni5Fe4 40 mm x
CuNi18Zn20 26 mm x
CuZn39Pb3 26 mm x x 26 mm x x
3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe 9
Repräsentativ für niedriglegierte Kupferlegierungen wurde CuCr1Zr, auch „Elmedur
X“ genannt, vom DKI und den PA-Mitgliedern definiert. Aufgrund der ähnlich guten
elektrischen Leitfähigkeit wie Reinkupfer und der besonders hohen Wärmeleitfähig-
keit wird dieser Werkstoff hauptsächlich in der Elektrotechnik und im Maschinenbau
als Kontaktwerkstoff und stromführende Federn, in der Schweiß- und Löttechnik
(Elektroden, Elektrodenhalter und -schäfte, Düsen usw.) sowie im Gerätebau einge-
setzt [DEUT05b]. Der von WIELAND über die BUNTMETALL AMSTETTEN GMBH gelieferte
Versuchswerkstoff lag im lösungsgeglühten, gezogenen und ausgehärteten Zustand
vor. Der Werkstoff besitzt ein homogenes α-Gefüge und kristallisiert wie Reinkupfer
in einem kubisch-flächenzentrierten Gitter. Durch das Warmaushärten unterhalb der
Löslichkeitslinie hatten sich Chrom sowie eine Phase aus Cr2Zr in feinverteilter Form
aus der übersättigten Matrix ausgeschieden. Die Härte und Zugfestigkeit waren
durch das Aushärten und eine zusätzliche Kaltverfestigung höher als bei Cu-ETP,
vgl. Bild 2.
Im Bereich der Cu-Zn-Zweistoffsysteme, umgangssprachlich Messing genannt, wur-
den vier verschiedene Legierungen für die Untersuchungen eingesetzt: CuZn38As,
CuZn42 und CuZn40 mit zwei verschiedenen Restbleianteilen von < 0,008 % und
< 0,099 %.
CuZn38As ist ein entzinkungsbeständiger Messingwerkstoff für Anwendungen in der
Trinkwasserindustrie und hat einen definierten maximalen Bleianteil von Pb < 0,2 %.
Das Werkstoffgefüge bestand zu ca. 98 % aus α-Mischkristallen mit kfz-Gitterstruktur
und zu ca. 2 % aus härteren β-Mischkristallen mit krz-Gitter. Dadurch sind die Duktili-
tät und das Formänderungsvermögen und damit die Eignung zur Kaltumformbarkeit
sehr hoch. Das zulegierte Arsen besitzt keine zerspanungsverbessernde Funktion,
sondern erhöht die Entzinkungsbeständigkeit.
Von AURUBIS wurde die Messinglegierung CuZn42 mit einem Bleianteil von
Pb = 0,08% geliefert (Markenname BLUEBRASS), die in der Elektrotechnik und Elekt-
ronik eingesetzt werden kann und die gesetzlichen Vorgaben nach ELV und RoHS
erfüllt (Pb < 0,1 %). Der Werkstoff besteht aus einem heterogenen Gefüge, das un-
gefähr gleiche Anteile an α-Mischkristallen mit kfz-Gitterstruktur und β-Mischkristallen
mit krz-Struktur enthält. Durch den wesentlich höheren Anteil der harten β-
Mischkristalle im Vergleich zu CuZn38As war die Zugfestigkeit und Härte von
CuZn42 deutlich größer, Bild 2. Für Stichversuche zum Gewindeformen wurde des
Weiteren eine geglühte CuZn42-Legieurung von AURUBIS mit geringerer Härte und
Festigkeit eingesetzt, Bild 2.
Einen sehr ähnlichen industriellen Anwendungsbereich wie CuZn42 haben die von
LEBRONZE ALLOYS zur Verfügung gestellten CuZn40-Legierungen. Es wurden zwei
verschiedene Legierungen mit den Markennamen EnViB 1 und EnViB 10 geliefert.
3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe 10
Hierbei wies die Legierung EnViB 1 (im Folgenden CuZn40-1) eine wesentlich höhe-
re Festigkeit und einen um den Faktor 10 geringeren Restbleigehalt als die Legie-
rung EnViB 10 (im Folgenden CuZn40-10) auf. Unabhängig davon wiesen beide
Legierungen aufgrund des geringeren Zinkanteils gegenüber CuZn42 einen geringe-
ren Anteil der β-Phase von ungefähr 30% auf.
Aus der Legierungsgruppe der Cu-Zn-Si-Legierungen (Sondermessinge) wurden
zwei verschiedene Werkstoffe für die Untersuchungen ausgewählt: CuZn21Si3P und
CuZn8Si3-C.
CuZn21Si3P ist auch unter den Markennamen ECOBRASS und CUPHIN bekannt und
gilt als „bleifrei“ nach ELV und RoHS. Durch die Zugabe von Silizium hat das Material
eine hohe Anlaufbeständigkeit und eine geringe Empfindlichkeit auf Spannungs-
risskorrosion und Entzinkung [WIEL15]. In der Industrie findet CuZn21Si3P Anwen-
dung in Dreh- und Gesenkschmiedeteilen, in der Elektronik und Elektrotechnik, in der
Automobilindustrie sowie im Trinkwasserbereich, z. B. für Armaturen [WIEL15]. Das
Gefüge besteht aus einer α-Phase und einer siliziumreichen, hochharten κ-Phase. Im
Vergleich zu Cu-Zn-Zweistoff-Legierungen ist die Zugfestigkeit und Härte von
CuZn21Si3P deutlich höher, so dass der Werkstoff größeren Belastungen standhal-
ten kann, vgl. Bild 2. Von Wieland wurde der Werkstoff entsprechend der Gewinde- /
Bohrungsgrößen und dem Anwendungsbereich mit zwei verschiedenen Stangen-
durchmessern von d = 10 und 27 mm geliefert, vgl. Bild 3.
Als weiteres Sondermessing wurden die Gusslegierung CuZn8Si3-C von der Fa.
VIEGA in die Untersuchungen aufgenommen. Der Werkstoff wird im Sanitär- und
Trinkwasserbereich verwendet. Die Zugfestigkeit lag in einem mit CuZn38As ver-
gleichbaren Bereich, während die Bruchdehnung nach Herstellerangaben auf einem
sehr hohen Niveau lag (A = 60%).
Neben Reinkupfer, niedriglegiertem Kupfer, Messing und Sondermessing wurden
auch Cu-Sn-Legierungen, sogenannte Zinnbronzelegierungen, für das Forschungs-
vorhaben ausgewählt. Repräsentativ für Zinnbronze-Knetlegierungen wurde CuSn8P
als Versuchswerkstoff bestimmt. Der Werkstoff ist besonders als Gleitlagerwerkstoff
in der Industrie weit verbreitet. Durch einen relativ hohen Phosphorgehalt von
P ≈ 0,3 % verfügt der von WIELAND über die BUNTMETALL AMSTETTEN GMBH bereit
gestellte Versuchswerkstoff im Vergleich zu anderen CuSn8P-Legierungen über
einen hohen Verschleißwiderstand und gute Gleiteigenschaften in industriellen An-
wendungen. Der Restbleianteil des Versuchsmaterials lag bei Pb = 0,05 %. Im All-
gemeinen weisen Zinnbronze-Knetlegierungen bis zu einem Zinngehalt von ca. 8 %
ein homogenes Werkstoffgefüge auf, wobei die Zugfestigkeit, die 0,2%-Dehngrenze
und die Härte mit zunehmendem Zinngehalt ansteigen [DEUT04], [DEUT10]. Der
gelieferte Versuchswerkstoff wurde nach dem Gießen wärmebehandelt und an-
3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe 11
schließend einer mehrmaligen Abfolge von Kaltumformungen und thermischen Be-
handlungen unterzogen. Durch diesen Herstellungsprozess verfügte die Legierung
über ein feinkörniges, homogenes Gefüge aus α-Mischkristallen mit kfz-
Gitterstruktur.
Als Zinnbronze-Gusslegierung wurde vom DKI und den PA-Mitgliedern CuSn12-C für
die Untersuchungen ausgewählt. Der Werkstoff ist sehr verschleißfest und weist
zudem eine gute Korrosionsbeständigkeit, insbesondere gegen Meerwasser, auf. Er
wird in der Industrie bei der Herstellung im Sandgussverfahren primär für schnell
laufende Schnecken und Schraubenräder und unter Last bewegte Spindelmuttern
und Kuppelstücke eingesetzt. Die im Schleuder- und Strangguss hergestellten Teile
werden wegen ihrer gleichmäßigeren Festigkeit und höheren Härte für hoch bean-
spruchte Schneckenradkränze und Zylindereinsätze verwendet [DEUT05c]. Der von
der Fa. KEMPER zur Verfügung gestellte Versuchswerkstoff wurde im Stranggussver-
fahren hergestellt. Der Restbleianteil des von der Fa. KEMPER gelieferten Versuchs-
werkstoffs lag bei Pb ≤ 0,22 % und war damit bewusst deutlich geringer im Vergleich
zur CuSn12-C Legierung (Pb ≤ 0,7 %), die im Vorgängerprojekt IGF 16867 N unter-
sucht wurde. Der Werkstoff weist ein heterogenes Gefüge aus meist dendritischen α-
Mischkristallen und einem (α+δ)-Eutektoid auf. Die α-Phase kristallisiert in einem
kubisch-flächenzentrierten Gitter und die δ-Phase besitzt eine kubische Struktur,
deren Zusammensetzung der intermetallischen Verbindung Cu31Sn8 entspricht
[DEUT05c].
Neben den beiden Zinnbronze-Legierungen wurden die Mehrstoff-Cu-Al-Legierung
(Mehrstoff-Aluminiumbronze-Legierung) CuAl10Ni5Fe4 in den Untersuchungen ein-
gesetzt. Die von WIELAND bereit gestellte Legierung wies durch die Zugabe von Alu-
minium, Nickel und Eisen deutliche höhere Festigkeitskennwerte (Rm = 755 N/mm2)
als die anderen kupferbasierten Versuchswerkstoffe auf. Die Korrosionsbeständigkeit
des Werkstoffs gegenüber Schmierstoffen ist sehr hoch. Die Legierung wird aufgrund
ihrer Eigenschaften in der Industrie für hochbelastete Bauteile im Maschinen-, Schiff-
und Apparatebau verwendet, z.B. für Wellen, Schneckenräder, Kolbenbolzen und
Gleitlager. Der Werkstoff weist ein heterogenes Gefüge auf, bestehend aus einer α-
Phase des kupferreichen Mischkristalls (kfz-Gitter), aus einer martensitischen β-
Phase mit hohem NiAI-Anteil sowie aus intermetallischen Ausscheidungen (κ-
Phase). Das Gefüge war im Vergleich zu den anderen Versuchswerkstoffen sehr
feinkörnig, was u. a. auf die Zugabe von Eisen zurückzuführen ist. Das feinkörnige
Gefüge sorgt neben den Legierungselementen für die hohen Festigkeitskennwerte
des Werkstoffs. Der Bleianteil des Versuchswerkstoffs lag unter Pb = 0,007 %.
Repräsentativ für Cu-Ni-Zn-Legierungen (Neusilber) wurde CuNi18Zn20 in die Unter-
suchungen einbezogen. Das Material ist eine weit verbreite Neusilberlegierung, die in
3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe 12
erster Linie bei der Herstellung von Steckverbindern und Kontaktfedern sowie in der
Brillen- und Uhrenindustrie eingesetzt wird. CuNi18Zn20 weist allgemein eine gute
Korrosionsbeständigkeit gegen atmosphärische Einflüsse, organische Substanzen
sowie alkalische und neutrale Salzlösungen auf. Die Empfindlichkeit gegen Span-
nungsrisskorrosion ist wesentlich geringer als bei Messing. Das Gefüge ist homogen,
bestehend aus α-Mischkristallen mit kfz-Gitter. Dies begründet die sehr gute Kaltum-
formbarkeit des Werkstoffs. Die Zugfestigkeit des von WIELAND gelieferten Ver-
suchswerkstoffs lag bei Rm = 455 N/mm2 und die Bruchdehnung bei A = 37 %. Der
Restbleianteil im Werkstoff war kleiner als Pb = 0,007 %.
Zur vergleichenden Beurteilung der Zerspanbarkeit der bleifreien Kupferlegierungen
wurde als Referenzwerkstoffe das bleihaltige Automatenmessing CuZn39Pb3 in die
Untersuchungen mit einbezogen. CuZn39Pb3 ist die in Deutschland am meisten
verwendete Messinglegierung für spanend zu bearbeitende Bauteile. Industrielle
Anwendungsgebiete sind u.a. die Elektronik und Elektrotechnik, die Trinkwasser- und
Sanitärindustrie sowie die Automobilindustrie. Neben der hervorragenden Zerspan-
barkeit zeichnet sich der Werkstoff durch eine sehr gute Warmumformbarkeit aus.
Die spanende Bearbeitung erfolgt in der Industrie oftmals auf Drehautomaten oder
Rundtaktmaschinen in der Großserienproduktion. Der von KME zur Verfügung ge-
stellte Versuchswerkstoff besaß einen Bleianteil von Pb ≈ 3 %. Das heterogene Ge-
füge des Werkstoffs besteht aus α-Mischkristallen (kfz-Gitter) und härteren β-
Mischkristallen (krz-Gitter). Das Blei ist unlöslich und scheidet sich in fein verteilter
Form primär an den Korngrenzen ab. Die Zugfestigkeit des Werkstoffs lag unterhalb
der der bleifreien Messinge CuZn40 und CuZn42, vgl. Bild 2.
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 13
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde
4.1 Grundlegende Untersuchungen zur Analyse der werkstoffspezi-
fischen Zerspanprobleme (AP 1)
In den Grundlagenversuchen zum Gewindedrehen wurde zunächst der Einfluss der
Zustellungsart, der Schnittgeschwindigkeit und der Schnitttiefe (Anzahl an Überläu-
fen: 10, 15 und 20) auf die Spanformen und die Oberflächenqualität analysiert. Hier-
für wurden TiAlN-beschichtete Hartmetall-Schneidplatten ohne Spanleitstufe der Fa.
PAUL HORN bei einer äußeren Überflutungskühlung mit Emulsion eingesetzt. Auf
Wunsch des im PA vertretenen Unternehmens Viega wurde jedoch die Legierung
CuZn8Si3-C bis auf wenige Stichversuche trocken zerspant. Eine Übersicht über das
grundlegende Vorgehen und die Schnittparameter ist in Bild 4 gezeigt.
Bild 4: Vorgehen und Schnittparameter in den Grundlagenversuchen zum Gewinde-drehen
Den Versuchsaufbau zum Gewindedrehen auf dem Stangendrehautomaten Traub
TNS 42 zeigt Bild 5, während die Versuchsrandbedingungen und die eingesetzten
Werkzeuge in Bild 6 zusammengefasst sind. Die Stangenlänge des Versuchsmateri-
als betrug jeweils 3 m.
Musterbauteil VerfahrenStück-zahl
vc / (m/min) f / mmAnzahl
SchnitteKriterien
Gewinde-drehen
Außen-gewinde
M24
Jeweils2
vc1 = 100vc2 = 150vc3 = 200
f = const*101520
Späne, Oberfläche,
Lehren-haltigkeit
400 vc = 150 f = const* 8 / (15)Verschleiß,
Lehren-haltigkeit
Gewinde-drehen
Innen-gewinde
M16
Jeweils 2
vc1 = 50vc2 = 100vc3 = 150
f = const*101520
Späne, Oberfläche,
Lehren-haltigkeit
400 vc = 100 f = const* 6 / (15)Verschleiß,
Lehren-haltigkeit
M24
16
22
12
M16
M24
* Vorschub entspricht der Gewindesteigung
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 14
Bild 5: Versuchsaufbau auf dem Stangendrehautomaten Traub TNS 42 zum Gewin-dedrehen
Bild 6: In den Grundlagenversuchen zum Gewindedrehen eingesetzte Versuchs-randbedingungen und Werkzeuge
In den Grundlagenversuchen wurde beim Gewindedrehen u.a. zwischen verschiede-
nen Zustellungsarten unterschieden. In Bild 7 werden die Eigenschaften der Zustel-
lungsarten veranschaulicht und erläutert.
Prozess Gewindedrehen
Außengewinde M24 (P = 3)
Gewindedrehen
Innengewinde M16 (P = 2)
Schneidplatten-
geometrie
L315.1830.02, Vollprofil R114.1020.02, Teilprofil
Schneidstoff /
Beschichtung
TH35 (Paul Horn)
Hartmetall, TiAlN-Beschichtung
TH35 (Paul Horn)
Hartmetall, TiAlN-Beschichtung
KSS Emulsion, 7 %
Jokisch Universal W5 RW TH
Emulsion, 7 %
Jokisch Universal W5 RW TH
vc / (m/min) 100; 150; 200
(bezogen auf mittleren
Werkstückdurchmesser)
50; 100; 150
(bezogen auf mittleren
Werkstückdurchmesser)
n / min-1 1433; 2150; 2867
(jeweils konstant für ein Gewinde)
1049; 2098; 3147
(jeweils konstant für ein Gewinde)
Anzahl Schnitte 10; 15; 20 10; 15; 20
Zustellungsart Flanken- / Radialzustellung Flanken- / Radialzustellung
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 15
Bild 7: Eigenschaften verschiedener Zustellungsarten beim Gewindedrehen
Beim Drehen der M24 Außengewinde in die bleifreien Kupferlegierungen führte die
Anwendung einer Flankenzustellung zu Werkstoffausrissen an den Gewindeflanken.
Dies ist vermutlich auf die ungünstigen Reibverhältnisse zwischen Werkzeug und
Gewindeflanke bei dieser Zustellungsart zurückzuführen. Durch eine Radialzustel-
lung wurde eine deutlich bessere Werkstückoberflächenqualität erzielt, die beim
Drehen der bleifreien Kupferlegierungen auf einem mit CuZn39Pb3 vergleichbaren
Niveau lag. In Bild 8 ist exemplarisch die Gewindequalität bei einer konstanten
Schnittgeschwindigkeit von vc = 150 m/min in Abhängigkeit von der Anzahl der Über-
läufe dargestellt. Alle weiteren Versuche zur Herstellung der M24 Außengewinde
wurden aufgrund der Ergebnisse ausschließlich mit Radialzustellung durchgeführt.
Flankenzustellung Radialzustellung Radial- / Flankenzustellung
Für größere Gewinde und zur
Vermeidung von Vibrationen
Spanformung im Vergleich zur
Radialzustellung einfacher
Weniger Durchgänge möglich
wegen geringerer Wärmeentw.
Modifizierte (schräge) Zustellung
zur Reibungsreduzierung
Zustellungsart: Direkter Einfluss auf Spankontrolle, Gewindequalität, Werkzeugverschleiß
Für kleinere Steigungen und
kaltverfestigende Werkstoffe
Bei vielen Nicht-CNC-Maschinen
die einzige mögliche Methode
Erzeugt einen steifen, V-förmigen
Span, der schwer zu formen ist
Gleichmäßiger Verschleiß an
beiden Flanken
Für sehr große Gewinde geeignet
Spanformung im Vergleich zur
Radialzustellung einfacher
Gleichmäßiger Verschleiß an
beiden Flanken
Erfordert Sonderprogrammierung
bei CNC-Maschinen
Zustellung ausgelegt für einen konstanten
Spanquerschnitt
Die Zustellung nimmt progressiv ab
Häufigste Zustellungsart bei CNC-Maschinen
Reduzierte Zustellung Konstante Zustellung
Ziel:
Verbesserte Spankontrolle und erhöhte
Werkzeugstandzeit
Verstärkte Anwendung in neuen
Werkzeugmaschinen
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 16
Bild 8: Oberflächenqualität beim Drehen von M24 Außengewinden mit Radialzustel-lung
Bei den Werkstoffen CuSn12-C, CuZn21Si3P und CuZn39Pb3 wurde ein guter
Spanbruch beobachtet, wohingegen CuZn8Si3-C und CuZn38As aufgrund ihres
hohen Formänderungsvermögens zur Bildung langer Späne neigten. Durch eine
Erhöhung der Schnitttiefe konnte, ähnlich wie beim Außenlängsdrehen, der Span-
bruch verbessert werden. Ein Einfluss der Schnittgeschwindigkeit im Bereich zwi-
schen vc = 100 und 200 m/min wurde hingegen nicht festgestellt. In Bild 9 sind
exemplarisch die Spanformen bei einer konstanten Schnittgeschwindigkeit von
vc = 150 m/min in Abhängigkeit von der Anzahl der Überläufe dargestellt.
An
za
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Sc
hn
itte
10
15
20
CuZn39Pb3 CuZn38As CuZn21Si3P CuZn8Si3-C (trocken) CuSn12-C
Maschine: Traub TNS 42
Prozess: Gewindedrehen M24
Plattengeom.: L315.1830.02
Schneidstoff: TH35: Hartmetall, TiAlN-Beschichtung
KSS: Emulsion Jokisch, 7%
Schnittgesch.: vc = 150 m/min
Anzahl Schnitte: variiert
Zustellung: radial, reduziert
Flanke
Kopf250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 17
Bild 9: Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden mit Radialzustellung
In den Versuchen zum Drehen der M16 Innengewinde wurde insgesamt ein im Ver-
gleich zu den Außengewinden besserer Spanbruch beobachtet. Dies ist dadurch zu
erklären, dass die Späne mit der inneren Werkstückkontur kollidierten und dadurch
brachen. Hinsichtlich der Zustellungsart erwies sich die Flankenzustellung als vorteil-
hafter, da es bei der Radialzustellung aufgrund der mehrflankigen Spanbildung zu
Schwingungen und teils starker Geräuschentwicklung kam. Mit der Flankenzustel-
lung wurde grundsätzlich eine gute Oberflächenqualität erzielt, jedoch wurden beim
Drehen von CuSn12-C Werkstoffausrisse an den Gewindeflanken festgestellt.
Zur Beurteilung des Werkzeugverschleißes wurden in alle Versuchswerkstoffe je 400
M24 Außen- und M16 Innengewinde bei jeweils konstanten Randbedingungen ein-
gebracht. Um den Spanbruch zu verbessern und die Produktivität zu erhöhen, wur-
den auf Vorschlag des PA die Außengewinde in 8 und die Innengewinde in 6 Über-
läufen gefertigt. Eine Übersicht über den Verschleißzustand der Wendeschneidplat-
ten nach Herstellung der 400 M24 Außengewinde ist in Bild 10 dargestellt. Der Ver-
schleißzustand beim Drehen der M16 Innengewinde verhielt sich analog dazu. Es
kann zusammengefasst werden, dass nach Versuchsende der kontinuierliche Fort-
schritt des abrasiv bedingten Freiflächenverschleißes beim Drehen aller Versuchs-
werkstoffe gering war. Eine Verschleißmarkenbreite an der Freifläche konnte daher
nicht bestimmt werden. Verstärkte Adhäsion und damit verbundene Werkstoffauf-
schmierungen auf der Span- und Freifläche wurden in Analogie zum Vorgängerpro-
jekt bei der Bearbeitung von CuZn38As festgestellt. Dies traf ebenso auf die Legie-
1 cm
1 cm
1 cm
An
za
hl
Sc
hn
itte
10
15
20
CuZn39Pb3 CuZn38As CuZn21Si3P CuZn8Si3-C (trocken) CuSn12-C
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
Maschine: Traub TNS 42
Prozess: Gewindedrehen M24
Plattengeom.: L315.1830.02
Schneidstoff: TH35: Hartmetall, TiAlN-Beschichtung
KSS: Emulsion Jokisch, 7%
Schnittgesch.: vc = 150 m/min
Anzahl Schnitte: variiert
Zustellung: radial, reduziert
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 18
rung CuZn8Si3-C zu. Hierbei ist allerdings zu bedenken, dass dieser Werkstoff auf
Wunsch der Fa. Viega trocken zerspant wurde.
Bild 10: Werkzeugverschleiß nach dem Drehen von 400 M24 Außengewinden
Bei der Herstellung sowohl der Außen- als auch Innengewinde in CuSn12-C traten
im Vergleich zu den anderen Versuchswerkstoffe die größten auf. Dies lag an Aus-
brüchen an der Schneidkante, die nach jeweils ca. 100 gefertigten Gewinden festge-
stellt wurden. Dieses Ergebnis wurde in einem Wiederholversuch bestätigt. Aufgrund
dieser Problematik wurde im weiteren Projektverlauf ein angepasstes Werkzeug zum
Cu
Zn
39
Pb
3
Freifläche rechtsFreifläche links Spanfläche
100 µm 100 µm100 µm
100 µm 100 µm100 µm
Cu
Zn
38
As
100 µm 100 µm100 µm
Cu
Zn
21
Si3
P
100 µm 100 µm100 µm
Cu
Zn
8S
i3-C
100 µm 100 µm100 µm
Ausbruch
Cu
Sn
12-C
Maschine: Traub TNS 42
Prozess: Gewindedrehen M24
Plattengeom.: L315.1830.02
Schneidstoff: TH35: HM, TiAlN-Schicht
KSS: Emulsion Jokisch, 7%
Schnittgesch.: vc = 150 m/min
Anzahl Schnitte: 8
Zustellung: radial, reduziert
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 19
Gewindedrehen von CuSn12-C eingesetzt. Die Ergebnisse hierzu sind in Kapitel 4.3
beschrieben. Beim Gewindedrehen der anderen Versuchswerkstoffe lassen die Ver-
suche darauf schließen, dass auch bei der Bearbeitung der bleifreien Legierungen
hohe Werkzeugstandzeiten zu realisieren sind. Nach Erfahrung aus der Industrie
können diese zum Teil mehrere Wochen betragen. Der Zeit- und Materialaufwand für
solche Standzeitversuche wurde dem Rahmen des Forschungsprojekts allerdings
nicht gerecht. In Absprache mit dem PA wurden daher die Verschleißversuche nach
einer Gewindeanzahl von 400 gestoppt.
4.2 Einfluss der Werkzeuggeometrie (AP 2)
In den Grundlagenversuchen zum Drehen der M24 Außengewinde zeigte sich, dass
bei einigen bleifreien Werkstoffen, insbesondere beim Drehen von CuZn38As und
CuZn8Si3-C, lange Späne entstanden, die einen automatischen Produktionsablauf
behindern könnten. Als Alternative zu den in AP 1 eingesetzten Schneidplatten von
PAUL HORN ohne Spanleitstufe wurden in AP 2 daher Schneidplatten mit verschiede-
nen Spanleitgeometrien der Fa. SANDVIK und SECO für das Drehen der M24 Außen-
gewinde eingesetzt, Bild 11.
Bild 11: Schneidplatten mit Spanleitstufe zur Verbesserung des Spanbruchs beim Gewindedrehen
Basierend auf AP 1 bestand für das Drehen der M16 Innengewinde hingegen kein
Bedarf für eine Optimierung der Werkzeuggeometrie. Werkstoffseitig wurden aus-
schließlich CuZn38As und CuZn8Si3-C verwendet. Primäres Ziel war die Verbesse-
rung des Spanbruchs, zudem wurde die Gewindequalität bewertet. Auf Empfehlung
der Werkzeughersteller wurde in diesen Versuchen eine Flankenzustellung ange-
Hersteller Seco A2 Seco A1 Sandvik 266
Schneidplatten-
geometrie
16ER3.0ISO-A2 16ER3.0ISO-A1 CoroThread® 266
266RG-16MM01C300M
Schneidstoff /
Beschichtung
Hartmetall, TiAlN/TiN-
Beschichtung
Hartmetall, TiAlN/TiN-
Beschichtung
Hartmetall, TiAlN/TiN-
Beschichtung
KSS Emulsion, 7 %, Jokisch Universal W5 RW TH
vc / (m/min) 100; 150; 200 (bezogen auf mittleren Werkstückdurchmesser)
n / min-1 1433; 2150; 2867
Anzahl Schnitte 10
Zustellungsart Flankenzustellung
Mulde
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 20
wandt. In Stichversuchen bestätigte sich, dass eine Radialzustellung aufgrund der
Mehrflankenspanbildung für die Wendeschneidplatten mit Spanleitstufe wegen auf-
tretender Schwingungen und Geräusche ungeeignet ist. Die Einspannung der
Schneidplatten erfolgte im Gegensatz zu der in AP 1 eingesetzten Schneidplatte
über Kopf.
In Bild 12 sind die entstandenen Spanformen zusammengefasst. Im Vergleich zu der
in den Grundlagenversuchen eingesetzten Schneidplatte ohne Spanleitstufe (Paul
Horn L315.1830.02) wurde nur eine geringfügig besserer Spanbruch mit dem Werk-
zeug erzielt, das eine Mulde auf der Spanfläche aufwies (Seco A2). Die Umformung
des Spans war mit diesem Plattentyp offensichtlich ebenfalls zu gering. Im Gegen-
satz dazu entstanden kurze Späne bei Verwendung der beiden anderen Werkzeug-
typen (Seco A1 und Sandvik 266) infolge des deutlich stärker ausgeprägten Rückens
der Spanleitstufe. Für das Gewindedrehen der beiden bleifreien Legierungen
CuZn38As und CuZn8Si3-C sind daher diese beiden Werkzeugtypen zu empfehlen.
Bei der Beurteilung der Gewindequalität (vgl. Bild 13) wurde zudem festgestellt, dass
aufgrund der veränderten Spanformen die Oberflächenqualität der gefertigten Ge-
winde bei Anwendung einer Flankenzustellung deutlich besser war im Vergleich zu
den anderen beiden Werkzeugtypen (Paul Horn L315.1830.02 und Seco A2).
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 21
Bild 12: Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden mit Flankenzustellung in Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
Sc
hn
ittg
es
ch
win
dig
ke
it v
c/ (m
/min
)
Seco A1Seco A2 Sandvik 266
100
150
200
1 cm
1 cm
1 cm
Paul Horn L315.1830.02
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
1 cm
Sc
hn
ittg
es
ch
win
dig
ke
it v
c/ (m
/min
)
100
150
200
1 cm
1 cm
1 cm
Seco A1Seco A2 Sandvik 266Paul Horn L315.1830.02
CuZn38As
CuZn8Si3-C
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 22
Bild 13: Gewindequalität beim Drehen von M24 Außengewinden mit Flankenzustel-lung in Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie
4.3 Leistungspotential verschiedener Schneidstoffe und Beschich-
tungen (AP 3)
Aus den Ergebnissen der Grundlagenversuche (AP 1) wurde geschlussfolgert, dass
für das Gewindedrehen der bleifreien Legierungen CuZn38As, CuZn8Si3-C und
CuZn21Si3P sowie der bleihaltigen Referenzlegierung CuZn39Pb3 keine Notwen-
digkeit für eine Anpassung des Schneidstoffs und der Beschichtung bestand. Mit der
eingesetzten TiAlN-beschichteten Hartmetallschneidplatte sind hohe Standzeiten zu
realisieren. Beim Gewindedrehen von CuSn12-C wurden jedoch sowohl bei der Fer-
tigung der M24 Außen- als auch der M16 Innengewinde nach ca. 100 Gewinden
Ausbrüche an der Schneidkante festgestellt. Die Untersuchungen in diesem Arbeits-
punkt konzentrierten sich daher auf die Bearbeitung von CuSn12-C.
Von der im PA vertretenen Firma Paul Horn wurden gezielt auf die Bearbeitung an-
gepasste Hartmetallschneidplatten zur Herstellung der Außen- und Innengewinde zur
Verfügung gestellt. Die Werkzeuge waren mit einer AlCrN-Schicht beschichtet, die
sich gegenüber der zuvor verwendeten TiAlN-Schicht durch einen größeren Wider-
stand gegenüber Abrasionsverschleiß sowie eine höhere Warmhärte und Oxidati-
onsbeständigkeit auszeichnet. Darüber hinaus wurde die Schichtdicke von zuvor 4
µm auf 2 µm reduziert, um die Schichthaftung im Bereich der Schneidkante zu ver-
bessern. Es sei angemerkt, dass beide Werkzeugtypen eine identische Makrogeo-
metrie aufwiesen und darüber hinaus die gleichen Schnittbedingungen angewandt
wurden.
Cu
Zn
38A
sC
uZ
n8S
i3-C
Seco A1Seco A2 Sandvik 266Paul Horn L315.1830.02
Ausrisse an den
Gewindeflanken
Ausrisse an den
Gewindeflanken
Keine
Oberflächendefekte
Keine
Oberflächendefekte
Flanke
Kopf250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 23
REM-Aufnahmen des Werkzeugzustands der beiden für die Herstellung der M24
Außengewinde eingesetzten Schneidplatten sind in Bild 14 und Bild 15 gegenüber-
gestellt. Mit beiden Werkzeugen wurden jeweils 400 Gewinde gefertigt. An der TiAlN-
beschichteten Schneidplatte waren zum einen ein Ausbruch an der Schneidkante
sowie Risse im Hartmetall in diesem Bereich erkennbar. Zum anderen wird deutlich,
dass die TiAlN-Schicht infolge des Abrasivverschleißes durchgerieben wurde und
infolgedessen das Substrat an der Freifläche entlang der Schneidkante freigelegt
wurde. Beim Einsatz der AlCrN-Beschichtung wurde dies hingegen nicht festgestellt.
Die Ursache liegt in der höheren Abrasivbeständigkeit der Schicht begründet. Des
Weiteren konnten Schneidkantenausbrüche vermieden werden. Dies galt ebenso für
das AlCrN-beschichtete Werkzeug, das zur Herstellung der M16 Innengewinde ver-
wendet wurde.
Bild 14: Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen nach 400 Gewinden mit einer TiAlN-beschichteten Hartmetallschneidplatte
Es lässt sich zusammenfassen, dass durch die beschriebene Werkzeuganpassung
der Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen von CuSn12-C maßgeblich reduziert
werden konnte und dadurch ähnlich wie bei den anderen Versuchswerkstoffen hohe
Werkzeugstandmengen zu erwarten sind, die deutlich über die 400 hergestellten
Gewinde hinausgehen. Es sei jedoch angemerkt, dass beim Einsatz des AlCrN-
Werkzeugs zur Herstellung der M24 Außengewinde zum Teil Ausbrüche an den
Gewindeköpfen festgestellt wurden. Von allen PA-Teilnehmern sowie von der For-
A
A
B
C
C
B
Riss
SubstratWerkstoffaufschmierung
Maschine: Traub TNS 42
Prozess: Gewindedrehen M24
Plattengeom.: L315.1830.02
Schneidstoff: TH35: HM, TiAlN-Schicht
KSS: Emulsion Jokisch, 7%
Schnittgesch.: vc = 150 m/min
Anzahl Schnitte: 8
Zustellung: radial, reduziert
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 24
schungsstelle wird jedoch angenommen, dass dies nicht auf den Einsatz der AlCrN-
Beschichtung zurückzuführen ist.
Bild 15: Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen nach 400 Gewinden mit einer AlCrN-beschichteten Hartmetallschneidplatte
4.4 Leistungspotential verschiedener Fertigungsverfahren zur Ge-
windeherstellung (AP 4)
Das Gewindedrehen ist in der kupferverarbeitenden Industrie das am meisten ange-
wandte Fertigungsverfahren zur Herstellung von Gewinden im untersuchten Größen-
bereich. Alternativ dazu wurde in diesem Forschungsprojekt in Stichversuchen das
Leistungspotenzial des Gewindefräsens untersucht. Bei diesem Verfahren wird auf-
grund des unterbrochenen Schnitts das Problem der Langspanbildung umgangen. In
den Stichversuchen wurden daher primär die Gewindequalität, die Lehrenhaltigkeit,
das Auftreten von Werkzeugbrüchen sowie die Fertigungszeit beurteilt. Eine Über-
sicht über die eingesetzten Hartmetallwerkzeuge und die Versuchsbedingungen zeigt
Bild 16. Die Gewinde wurden in jeweils einem Schnitt im Gegenlauffräsen zum einen
bei konstanter Schnittgeschwindigkeit mit variierendem Zahnvorschub und zum an-
deren bei konstantem Zahnvorschub mit variierender Schnittgeschwindigkeit gefer-
tigt. Beim Fräsen der M24 Außengewinde wurde die verwendete Emulsion von au-
ßen zugeführt, bei der Fertigung der M16 Innengewinde sowohl von außen als auch
von innen.
A
Werkstoffaufschmierung
A
B
B
Maschine: Traub TNS 42
Prozess: Gewindedrehen M24
Plattengeom.: L315.1830.02
Schneidstoff: AN25: HM, AlCrN-Schicht
KSS: Emulsion Jokisch, 7%
Schnittgesch.: vc = 150 m/min
Anzahl Schnitte: 8
Zustellung: radial, reduziert
Schichtanomalien aus
dem Lieferzustand
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 25
Bild 16: Versuchsprogramm und -aufbau zum Fräsen von M24 Außen- und M16 In-nengewinden
Die entstandene Gewindequalität wurde bei allen Versuchsbedingungen anhand
eines digitalen Lichtmikroskops beurteilt. Unabhängig von der Wahl der Schnittge-
schwindigkeit und des Vorschubs wurde bei allen bleifreien Versuchswerkstoffen
sowie bei der bleihaltigen Referenzlegierung eine sehr hohe Gewindequalität festge-
stellt. In Bild 17 sind exemplarisch die Mikroskopaufnahmen für einen Zahnvorschub
von fz = 0,04 mm/Zahn und einer variablen Schnittgeschwindigkeit zwischen vc = 100
- 400 m/min gegenübergestellt. Positiv hervorzuheben ist zudem, dass der Fräspro-
zess nicht, wie in vielen anderen Anwendungen erforderlich, in mehrere Schnitte
unterteilt werden musste. Beim Gegenlauffräsen in einem Schnitt war die Gewinde-
lehrenhaltigkeit unter allen Versuchsbedingungen eingehalten und es traten keine
Werkzeugbrüche auf.
Prozess Gewindefräsen
Außengewinde M24 (P = 3)
Gewindefräsen
Innengewinde M16 (P = 2)
Werkzeug-
geometrie
Versuchsaufbau
Werkzeugtyp TMU SP (Gühring) TM SP (Gühring)
Durchmesser / mm 19,95 12,8
Zähnezahl z 5 4
Drallwinkel δ / ° 15 27
Spanwinkel γ / ° 3 4
Schneidstoff Hartmetall, unbeschichtet Hartmetall, unbeschichtet
KSS Außen: Emulsion, 7 %, Fuchs TN 2525
HP-BFH
Außen + Innen (30 bar): Emulsion, 7 %,
Fuchs TN 2525 HP-BFH
Schnittgeschw. vc,
Zahnvorschub fz
vc = 100 m/min: fz = 0,02; 0,04; 0,06 mm
fz = 0,04 mm: vc = 100; 200; 400 m/min
vc = 100 m/min: fz = 0,02; 0,04; 0,06 mm
fz = 0,04 mm: vc = 100; 200; 400 m/min
Anzahl Schnitte 1 (Gegenlauffräsen) 1 (Gegenlauffräsen)
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 26
Bild 17: Oberflächenqualität beim Fräsen von M24 Außen- und M16 Innengewinden
Eine wesentliche Bedeutung bei der Auswahl der Schnittparameter kommt neben der
Gewindequalität und Lehrenhaltigkeit der Fertigungszeit zu. In Bild 18 sind die jewei-
ligen Fertigungszeiten beim Gewindefräsen im Vergleich zum Gewindedrehen ge-
genübergestellt. Hieraus ist abzuleiten, dass bei der Herstellung der M24 Außenge-
winde die Fertigungszeit für fz = 0,04 mm und vc = 200 - 400 m/min gleich oder klei-
ner war verglichen mit dem Gewindedrehen. Bei der Fertigung der M16 Innengewin-
de traf dies auf die gleichen Parameter sowie zusätzlich auf fz = 0,06 mm und
vc = 100 m/min zu. Unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten sollten daher in der in-
dustriellen Praxis die gewählten Schnittparameter beim Gewindefräsen in diesen
Bereichen liegen. Für die Feinabstimmung der Parameter ist des Weiteren die jeweils
erreichbare Werkzeugstandzeit zu berücksichtigen. Diese wurde aufgrund des zu
hohen Zeit- und Materialaufwands in diesem Forschungsvorhaben nicht untersucht.
Es ist anzunehmen, dass sich bei Berücksichtigung der Werkzeugstandzeit Unter-
schiede in den optimal zu wählenden Parametern für die verschiedenen Versuchs-
werkstoffe ergeben.
Sch
nit
tgesch
win
dig
keit
100
200
400
CuZn39Pb3 CuZn38As CuZn21Si3P CuZn8Si3-C (trocken) CuSn12-C
Maschine: Chiron FZ 15
Prozess: Gewindefräsen M24
WKZ-Typ.: TMU SP
Schneidstoff: Hartmetall, unbeschichtet
KSS: Emulsion, Fuchs TN 2525 HP-BFH, 7%
Schnittgesch.: vc = variiert
Zahnvorschub: fz = 0,04 mm/Zahn
Anzahl Schnitte: 1 (Gegenlauffräsen)
Flanke
Kopf250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 27
Bild 18: Vergleich der Fertigungszeit zur Herstellung eines M24 Außen- und M16 Innengewindes
4.5 Einfluss der KSS-Zuführstrategie und Optimierung der Schnitt-
parameter (AP 5 und 6)
Auf Basis der Grundlagenversuche in AP 1 und der Optimierung der Werkzeuggeo-
metrie in AP 2 wurde in weiterführenden Zerspanversuchen analysiert, welcher Un-
terschied in den Spanformen und der Gewindequalität bei einer Trockenbearbeitung
im Vergleich zur Überflutungskühlung mit Emulsion festzustellen ist. Des Weiteren
wurde neben der in AP 1 bereits durchgeführten Variation der Schnittgeschwindigkeit
und der Schnitttiefe (Anzahl an Überläufen) untersucht, welche minimale Anzahl an
Überläufen in Abhängigkeit vom Werkstoff und Werkzeug sowie von der KSS-
Strategie insbesondere vor dem Hintergrund der Gewindequalität realisierbar ist. Die
Anzahl an Überläufen wurde daher in drei Abstufungen (4, 6 und 8) variiert, während
die Schnittgeschwindigkeit zu vc = 150 m/min konstant gehalten wurde. Eine Über-
sicht über eine Klassifizierung der Spanformen und der Gewindequalität zeigen Bild
19 und Bild 20. Die Späne wurden dabei in vier verschiedene Kategorien unterteilt:
kurze Bröckelspäne (B), kurze Spanlocken (S), längere Wendelspäne (W) sowie
lange Bandspäne (Ba). Die Kennzeichnung der Spanform eines bestimmten Ver-
suchspunkts erfolgte in Bild 19 zusätzlich mit den Farben grün, gelb und rot nach
dem Ampelsystem.
Analog zu den Grundlagenversuchen (AP 1) entstanden die längsten Späne beim
Gewindedrehen von CuZn38As und CuZn8Si3-C. Wegen der deutlich reduzierten
Anzahl an Überläufen wurden jedoch vergleichsweise kurze Spanformen beim Ein-
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
1
Ze
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ur
He
rste
llu
ng…
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
0,02 0,04 0,06 100 200 400
Ze
it z
ur
He
rste
llu
ng
ein
es
Ge
win
de
s / s
0
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6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
26
28
30
0,02 0,04 0,06 100 200 400
Ze
it z
ur
He
rste
llu
ng
ein
es
Ge
win
de
s / s
fz / mm vc / (m/min)
vc = 100 m/min fz = 0,04 mm
fz / mm vc / (m/min)
vc = 100 m/min fz = 0,04 mm
M24 Außengewinde M16 Innengewinde
Fräsen Drehen
M24 Außen
vc = 150 m/min
8 Überläufe
M16 Innen
vc = 100 m/min
6 Überläufe
Ze
it z
ur
He
rste
llu
ng
ein
es
Ge
win
de
s / s
*
* Manuell ge-
messene Zeit
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 28
satz einer Emulsion identifiziert. Ähnlich wie in AP 2 zeigte sich zudem die positive
Wirkung einer Spanleitstufe bei diesen Werkstoffen. Bei einer Trockenbearbeitung
hingegen entstanden tendenziell längere Späne. Dies zeigte sich besonders beim
Werkstoff CuZn8Si3-C. Durch die Anwendung einer Radialzustellung und die Einstel-
lung von 6 Überläufen pro Gewinde konnten bei diesem Werkstoff allerdings auch
unter Trockenbedingungen kurze Spanlocken erzielt werden. Ein deutlicher Unter-
schied in den Spanformen beim Gewindedrehen in Abhängigkeit von der KSS-
Strategie zeigte sich zudem bei CuZn21Si3P. Bei der Trockenbearbeitung war die
Neigung zur Bildung langer Bandspäne unabhängig von der Anzahl an Überläufen
deutlich stärker ausgeprägt.
Als bestimmendes Bewertungskriterium neben den Spanformen wurde des Weiteren
die Gewindequalität beurteilt. Hierbei ist zu beachten, dass die Auswirkung der An-
zahl an Überläufen auf die Gewindequalität gegenläufig ist im Vergleich zu den
Spanformen. Zwischen den Spanformen und der Gewindequalität ist daher ein ge-
eigneter Kompromiss zu identifizieren.
Es lässt sich zusammenfassen, dass im Allgemeinen die Trockenbearbeitung beim
Gewindedrehen der bleifreien Legierungen CuZn38As, CuZn8Si3-C und CuSn12-C
zu einer Reduzierung der Gewindequalität führte. Beim bleihaltigen Automatenmes-
sing sowie bei CuZn21Si3P war hingegen nahezu kein Unterschied feststellbar.
Hinsichtlich der Anzahl an Überläufen ist festzuhalten, dass mit keiner der eingesetz-
ten Versuchswerkstoffe eine gute Gewindequalität bei Anwendung von lediglich vier
Überläufen erreicht werden konnte. Dies galt nicht nur für die bleifreien Legierungen,
sondern auch für die bleihaltige Referenzlegierung CuZn39Pb3. Mit steigender An-
zahl an Überläufen wurde eine Verbesserung der Gewindequalität beobachtet. Für
einen Großteil der Werkstoffe lag das Optimum bei 6 Überläufen pro Gewinde, wenn
zusätzlich die Spanformen berücksichtigt werden. Stärkere Probleme hinsichtlich der
Gewindequalität wurden jedoch beim Gewindedrehen von CuSn12-C festgestellt. Da
der Spanbruch bei der Bearbeitung dieser Legierung als gut zu beurteilen war, ist in
diesem Fall eine höhere Anzahl an Überläufen von mindestens 8 zu empfehlen. Eine
Trockenbearbeitung erscheint aufgrund der geringen Gewindequalität auf Basis der
durchgeführten Versuche bei diesem Werkstoff nicht zielführend.
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 29
Bild 19: Klassifizierung der Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden
Spanform / Schnitte
Trocken
CuZn38As
Paul Horn
L315.1830.02
Radial W W + S S
Flanken W W + S S
Seco A1Radial B B B
Flanken B + S B + S B + S
Sandvik 266Radial B + W W W + S
Flanken B + S S S + W
CuZn8Si3-C
Paul Horn
L315.1830.02
Radial Ba S + Ba S
Flanken S + Ba S + W B + W
Seco A1Radial S + Ba S S
Flanken B + Ba S + Ba S
Sandvik 266Radial S + Ba S S
Flanken S + Ba S + Ba S
CuSn12-C
Paul Horn
L315.1830.02
Radial B + S B + S S
Flanken S S S
Seco A1Radial B + S B + S B + S
Flanken B B B
Sandvik 266Radial B B B
Flanken B B B
CuZn21Si3PPaul Horn
L315.1830.02
Radial S + Ba S + Ba S + Ba
Flanken S + Ba S + Ba S + Ba
CuZn39Pb3Paul Horn
L315.1830.02
Radial B B B
Flanken B B B
KSS Werkstoff Plattengeometrie ZustellungSpanform / Schnitte
8 6 4
Emulsion
CuZn38As
Paul Horn
L315.1830.02
Radial W W + S S
Flanken W W + S S
Seco A1Radial B B B
Flanken S B + S B + S
Sandvik 266Radial B+S S B + W
Flanken S S B + S
CuZn8Si3-C
Paul Horn
L315.1830.02
Radial W + S S B + S
Flanken S + (Ba) B + S B + S
Seco A1Radial S S S
Flanken B + (Ba) B + S S
Sandvik 266Radial S + (Ba) S S
Flanken B + S S + (Ba) S
CuSn12-C
Paul Horn
L315.1830.02
Radial B + S B + S B
Flanken S B + S B + S
Seco A1Radial B B B
Flanken B B B
Sandvik 266Radial B B B
Flanken B B B
CuZn21Si3PPaul Horn
L315.1830.02
Radial S + (Ba) S S
Flanken S + (Ba) S + (Ba) S + (Ba)
CuZn39Pb3Paul Horn
L315.1830.02
Radial B B B
Flanken B B B
Wendelspäne (W)Spanlocken (S)Bröckelspäne (B) Bandspäne (Ba)
1 cm 1 cm 1 cm 1 cm
4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 30
Bild 20: Klassifizierung der Gewindequalität beim Drehen von M24 Außengewinden
Werkstoff Plattengeometrie ZustellungAnzahl an Schnitten
8 6 4
Trocken
CuZn38As
Paul Horn
L315.1830.02
Radial O O (+) O (+)
Flanken O (+) O (+) O (+)
Seco A1Radial O (+)
Flanken O (+)
Sandvik 266Radial O
Flanken O
CuZn8Si3-C
Paul Horn
L315.1830.02
Radial S S (+)
Flanken S / O S / O S / O
Seco A1Radial S (+)
Flanken S (-) / O (-) S (-) / O S (+) / O
Sandvik 266Radial S (+)
Flanken O (-) O (-) S (+) / O (-)
CuSn12-C
Paul Horn
L315.1830.02
Radial O (-) S (-) / O (-) S / O
Flanken O (-) S (+) / O(+) S (+) / O (+)
Seco A1Radial O (-) O (-) S / O
Flanken O (-) O (-) S / O
Sandvik 266Radial O (-) O (-) S / O
Flanken O (-) O (-) S / O
CuZn21Si3PPaul Horn
L315.1830.02
Radial S (-) S
Flanken O (-) O S / O (+)
CuZn39Pb3Paul Horn
L315.1830.02
Radial S (-) S
Flanken O (-) O (-) S / O (+)
KSS Werkstoff Plattengeometrie ZustellungAnzahl an Schnitten
8 6 4
Emulsion
CuZn38As
Paul Horn
L315.1830.02
Radial O
Flanken O O O (+)
Seco A1Radial O O
Flanken O
Sandvik 266Radial O
Flanken O
CuZn8Si3-C
Paul Horn
L315.1830.02
Radial S S S (+) / O (-)
Flanken S / O (+) S / O (+) S (+) / O (+)
Seco A1Radial S
Flanken S (-) / O (-) S (+) / O
Sandvik 266Radial S (-) S (+)
Flanken S S S (+) / O (-)
CuSn12-C
Paul Horn
L315.1830.02
Radial S (-) / O S (-) / O (+)
Flanken O (+) S (+) / O S (+) / O
Seco A1Radial O (-) O (-) S / O
Flanken O (-) O (-) S / O
Sandvik 266Radial O (-) O (-) S / O
Flanken O (-) O S / O
CuZn21Si3PPaul Horn
L315.1830.02
Radial S (-) S
Flanken O (-) O S (+) / O (+)
CuZn39Pb3Paul Horn
L315.1830.02
Radial S (-) S
Flanken O O (+) S (+) / O (+)
O Oberflächenschäden /
-ausrisse
S Schwingungen
+ Stark ausgeprägt
- Schwach ausgeprägtO
S
250 µm 250 µm
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 31
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden
5.1 Grundlegende Untersuchungen zur Analyse der werkstoffspezi-
fischen Zerspanprobleme (AP 1)
Neben der Herstellung von M24 Außen- und M16 Innengewinden mit der industriel-
len Hauptanwendung der Sanitär- und Trinkwasserindustrie wurde des Weiteren die
Fertigung von M3 Innengewinden untersucht. Diese Gewindegröße wird in der Kup-
ferindustrie insbesondere in der Elektro- und Elektronikindustrie in sehr hohen Stück-
zahlen hergestellt. Aufgrund der verschiedenen industriellen Anwendungsbereiche
wurden für diese Untersuchungen größtenteils andere Versuchswerkstoffe einge-
setzt, vgl. Bild 3. Hierzu gehörten die bleifreien Legierungen Cu-ETP, CuCr1Zr,
CuZn40-1, CuZn40-10, CuZn42, CuZn21Si3P, CuSn8P, CuAl10Ni5Fe4 und
CuNi18Zn20 sowie das bleihaltige Automatenmessing CuZn39Pb3. Darüber hinaus
wurde das Gewindebohren aufgrund der hohen industriellen Relevanz zur Herstel-
lung von M3 Innengewinden als Hauptfertigungsverfahren eingesetzt. Eine Übersicht
über das Versuchsprogramm und die eingesetzten Werkzeuge ist in Bild 21 gezeigt.
Für die Grundlagenversuche wurde zunächst ein unbeschichteter dreischneidiger
Gewindebohrer aus HSS-E mit einem positivem Drallwinkel von δ = 40° verwendet.
Als Werkzeugspannsystem kam ein spezielles Gewinde-Synchronspannfutter (Güh-
rosync) der Fa. Gühring zum Einsatz. In Stichversuchen wurde zu Beginn der Unter-
suchungen gezeigt, dass durch entsprechende Dämpfungssysteme die Vorschub-
kraft beim Gewindebohren und die Anzahl an Werkzeugbrüchen gegenüber einem
starren Spannfutter (Regofix „PowRgrip“) maßgeblich reduziert werden konnten. Aus
diesem Grund wurde für sämtliche weitere Versuche ausschließlich das Gewinde-
Synchronspannfutter verwendet. Ein weiterer Unterschied zum Gewindedrehen der
M24 Außen- und M16 Innengewinde bestand darin, dass keine Emulsion sondern ein
chlor- und mineralölfreies Estheröl (Jokisch S91) verwendet wurde. Dies lag daran,
dass die im PA vertretenen Anwender sowie generell die kupferverarbeitende Indust-
rie zur Herstellung von Elektro- und Elektronikbauteilen Öl anstelle von Emulsion
einsetzen. Das verwendete Estheröl Jokisch S91 wurde bereits im Vorgängerprojekt
IGF 16867 N für Zerspanversuche eingesetzt. Da die Versuchsmaschinen an der
Forschungsstelle in der Regel mit Emulsion befüllt sind, wurde eine Bypass-Lösung
zur Zu- und Abführung des Öls verwendet, Bild 22. Zur Herstellung der Innengewinde
wurde das gelieferte Stangenmaterial auf eine Länge von ca. 100 mm gesägt, in
einen Schraubstock eingespannt und plangefräst. Die Kernlochbohrungen und Ge-
winde wurden anschließend in die gefräste Fläche eingebracht, Bild 22. Der
Schraubstock war zudem auf einer Kistler Kraftmessplattform aufgespannt, mit der
die Kräfte und Drehmomente bei der Gewindeherstellung gemessen wurden.
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 32
Bild 21: Versuchsprogramm und Werkzeuge zum Gewindebohren
Bild 22: Versuchsaufbau auf der Chiron FZ 15 zur Herstellung von M3 Innengewinden
In den Grundlagenversuchen wurde die Zerspanbarkeit aller Versuchswerkstoffe
hinsichtlich des Drehmoments, der Lehrenhaltigkeit, der Spanformen und des Werk-
zeugverschleißes beurteilt. Die Schnittgeschwindigkeit wurde hierzu in drei Schritten
zwischen vc = 10, 20 und 30 m/min variiert. Zur Analyse des Werkzeugverschleißes
Prozess Kernlochbohren Gewindebohren M3 (P = 0,5)
Werkzeug-
geometrie
GT 500, d = 2,5 mm 889-3,000 DIN371 C M 3 ISO2/6H
Werkzeugspann-
system
Regofix „PowRgrip“ PG10
HSK A 63
Gühring „Gührosync“ GN300 4601 12,063
HSK A 63
Schneidstoff /
Beschichtung
HSS-PM,
unbeschichtet
HSS-E,
unbeschichtet
Werkstoff Cu-ETP, CuCr1Zr, CuZn40-1, CuZn40-10, CuZn42, CuZn21Si3P, CuSn8P, CuAl10Ni5Fe4,
CuNi18Zn20, CuZn39Pb3
KSS Estheröl, Jokisch S91, externe Zuführung Estheröl, Jokisch S91, externe Zuführung
vc / (m/min) 60 10; 20; 30
f / mm 0,03 Entspricht der Gewindesteigung
Chiron FZ 15 S: 5-Achs-Bearbeitungszentrum:
Spindelleistung: 12 KW, Spindeldrehzahl: 20.000 min-1
We
llen
-Ø: 4
0 m
mW
elle
n-Ø
: 2
6 m
mW
elle
n-Ø
: 1
0 m
m
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 33
wurde hingegen die Schnittgeschwindigkeit in den Grundlagenversuchen in Abstim-
mung mit dem PA zu vc = 20 m/min konstant gehalten. Der Einfluss der Schnittge-
schwindigkeit auf den Werkzeugverschleiß wurde im weiteren Projektverlauf in AP 6
untersucht.
Ein Vergleich des Drehmoments beim Gewindebohren ist in Bild 23 gegenüberge-
stellt. Die Werte stellen die Mittelwerte aus fünf Messungen dar, wobei jeweils das
Drehmoment beim Hineindrehen des Gewindebohrers ermittelt wurde.
Bild 23: Drehmomente beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit
Die mit Abstand höchsten Drehmomente wurden bei der Bearbeitung von Cu-
Al10Ni5Fe4 festgestellt. Dies ist durch die äußerst hohe Festigkeit und Härte dieser
Aluminiumbronzelegierung zu erklären. Aus diesem Grund wurden ebenfalls hohe
Drehmomente beim Gewindebohren von CuZn21Si3P gemessen. Des Weiteren
wurde ein großer Unterschied im Drehmoment beim Gewindebohren der beiden
CuZn40-Legierungen beobachtet. Die deutlich höheren Drehmomente bei CuZn40-1
(Markenname EnViB 1) sind zum einen auf die höhere Festigkeit und zum anderen
auf den um den Faktor 10 geringeren Restbleigehalt vergleichen mit CuZn40-10
(Markenname EnViB 10) zurückzuführen, vgl. Bild 2. Zwischen den homogenen
Kupferlegierungen CuSn8P (Zinnbronze), CuCr1Zr, Cu-ETP und CuNi18Zn20
(Neusilber) wurden nur geringe Unterschiede bezüglich des Drehmoments ermittelt.
Die Drehmomente der bleihaltigen Referenzlegierung CuZn39Pb3 lagen auf einem
sehr geringen Niveau. Ein Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf das Drehmoment
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
0 10 20 30 40
Dre
hm
om
en
t M
z/
Nm
Schnittgeschwindigkeit vc / (m/min)
CuAl10Ni5Fe4
CuZn21Si3P
CuNi18Zn20
CuSn8P
CuZn40-10
Werkzeugbruch
CuAl10Ni5Fe4:
Werkzeugbruch bei vc = 10 m/min
Kein Werkzeugbruch beim
Gewindebohren der anderen
Werkstoffe
Lehrenhaltigkeit
Im Gegensatz zum Einsatz des
Regofix-Spannsystems (starre
Einspannung), waren bei allen
Werkstoffen die Gewinde
lehrenhaltig!
Bei den dargestellten Messpunkten
handelt es sich um Mittelwerte
Werkzeug: HSS-E, unbeschichtet
889-3,000 DIN371 C M 3 ISO2/6H
Prozess: Gewindebohren M3
Kühlung: Öl Jokisch S91, extern
CuZn40-1
Cu-ETPCuCr1Zr
CuZn42
CuZn39Pb3
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 34
wurde bei keinem der Versuchswerkstoffe beobachtet. Die Lehrenhaltigkeit war beim
Einsatz des Gewinde-Synchronspannfutters im Gegensatz zu einer starren Einspan-
nung in allen Versuchen gegeben. Beim Gewindebohren der hochfesten Aluminium-
bronzelegierung CuAl10Ni5Fe4 trat jedoch ein Werkzeugbruch bei vc = 10 m/min auf.
Ein weiteres und äußerst bedeutendes Kriterium zur Beurteilung der Zerspanbarkeit
beim Gewindebohren sind die Spanform und der Spanabtransport. Die Späne wur-
den zur Bewertung bei Anwendung der drei verschiedenen Schnittgeschwindigkeiten
von vc = 10, 20 und 30 m/min gesammelt und miteinander verglichen. Bei der Bear-
beitung des bleihaltigen Automatenmessing CuZn39Pb3 entstanden aufgrund der
spanbruchfördernden Wirkung von Blei ausschließlich sehr kurze Bröckelspäne.
Ebenso entstanden kurze Späne beim Gewindebohren von CuZn21Si3P. Dies ist auf
das Vorliegen einer siliziumreichen und harten κ-Phase im Gefüge zurückzuführen.
Bei allen anderen bleifreien Versuchswerkstoffen bildeten sich unabhängig von der
Schnittgeschwindigkeit lange Wendelspäne aus. Je nach Versuchswerkstoff wickel-
ten sich die Späne unterschiedlich stark um den Bohrer, so dass eine manuelle Ent-
fernung der Späne vor dem Hintergrund der Prozesssicherheit in einigen Fällen er-
forderlich war. In Bild 24 ist das Aufwickeln der Späne exemplarisch für eine Schnitt-
geschwindigkeit von vc = 20 m/min gezeigt. Besonders stark ausgeprägt war dieses
Phänomen bei der Bearbeitung der niedriglegierten Kupferlegierung CuCr1Zr. Auf-
grund des sehr hohen Kupferanteils und Formänderungsvermögens neigt dieser
Werkstoff stark zur Bildung langer Späne.
Bild 24: Spanformen beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen
In den folgenden Verschleißversuchen, in denen maximal 500 Gewinde in jeden
Versuchswerkstoff eingebracht wurden, mussten die Untersuchungen zum Gewinde-
CuZn40-10: Bohrung 17 CuSn8P: Bohrung 195 CuCr1Zr: Bohrung 100
Späne wickeln sich regelmäßig um den Bohrer, manuelle Entfernung der Späne erforderlich
CuZn42 und CuZn40-1/-10, CuSn8P, CuAl10NiFe4, CuNi18Zn20, Cu-ETP, CuCr1Zr:
Späne wickeln sich um den Bohrer, Ausprägung unterschiedlich stark (s.o.)
CuZn39Pb3, CuZn21Si3P: Kurze Späne, die keine Probleme bereiteten
Werkzeuggeo.: 889-3,000 DIN371 C M 3 ISO2/6H
Schneidstoff: HSS-E, unbeschichtet
Gewindetiefe: t = 6 mm
Schnittgeschw.: vc = 20 m/min
Prozess: Gewindebohren M3
Kühlung: Öl Jokisch S91, extern
CuZn39Pb3: Bohrung 500
1 mm
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 35
bohren von CuCr1Zr aufgrund des Aufwickelns der Späne nach 100 Bohrungen
abgebrochen werden. Es war zunächst das primäre Ziel, Lösungen zur Vermeidung
der Langspanbildung zu erarbeiten, um eine hohe Prozesssicherheit zu gewährleis-
ten. Neben CuCr1Zr mussten auch beim Gewindebohren von CuZn21Si3P und
CuCr1Zr die Verschleißversuche frühzeitig abgebrochen werden. Grund waren hier
jedoch nicht die Langspanbildung, sondern Werkzeugbrüche innerhalb der ersten
100 hergestellten Gewinde. Dieses Ergebnis korreliert mit der Messung der hohen
Drehmomente bei diesen beiden Werkstoffen, vgl. Bild 23.
Der Verlauf des Freiflächenverschleißes in Abhängigkeit von der Gewindeanzahl ist
für alle anderen Versuchswerkstoffe in Bild 25 dargestellt. Werkzeugbrüche traten bei
diesen Werkstoffen innerhalb der ersten 500 Gewinde nicht auf. Grundsätzlich war
die Entwicklung des Freiflächenverschleißes bei allen Messinglegierungen deutlich
geringer als bei den anderen bleifreien Kupferwerkstoffen. Dieses Ergebnis deckt
sich mit den Resultaten aus dem Vorgängerprojekt IGF 16867 N zur Drehbearbei-
tung. Der Freiflächenverschleiß beim Gewindebohren der bleifreien Messinglegei-
rungen CuZn42 und CuZn40 war nur unerheblich höher im Vergleich zur bleihaltigen
Referenzlegierung CuZn39Pb3. Es ist anzunehmen, dass deutlichere Unterschiede
erst nach einer wesentlich höheren Gewindeanzahl festzustellen wären. Aus diesem
Grund wurden in Absprache mit dem PA Langzeituntersuchungen bei der im PA
vertretenen Firma Carl Leipold durchgeführt, siehe Kapitel 7.
Bild 25: Verlauf des Freiflächenverschleißes beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen
Den höchsten Werkzeugverschleiß verursachte die Neusilberlegierung CuNi18Zn20.
Nach 500 Gewinden lag der maximale Freiflächenverschleiß hier bereits bei durch-
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 100 200 300 400 500 600
Ma
x. F
reif
läc
he
nve
rsc
hle
iß V
Bm
ax
/ µ
m
Gewindeanzahl
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 100 200 300 400 500 600
Ma
x. F
reif
läc
he
nve
rsc
hle
iß V
Bm
ax
/ µ
m
Gewindeanzahl
CuAl10Ni5Fe4:
CuNi18Zn20
Cu-ETP
CuSn8P
CuZn39Pb3
CuZn42
CuZn21Si3P:
Werkzeugbruch nach 52 / 67 Gewinden
Werkzeugbruch
Werkzeuggeometrie: 889-3,000 DIN371
C M 3 ISO2/6H
Schneidstoff: HSS-E, unbesch.
Gewindetiefe: t = 6 mm
Schnittgeschw.: vc = 20 m/min
Prozess: Gewindebohren M3
Kühlung: Öl Jokisch S91, extern
CuCr1Zr:
Abbruch wegen
Wirrspanbildung
Kurven: Mittelwerte aus VBmax
der jeweils drei Gewindeflanken
CuZn40-1/10
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 36
schnittlich VBmax ≈ 90 µm. Zu erklären ist der hohe Werkzeugverschleiß durch den
verfestigenden Einfluss von Nickel.
5.2 Lösungen zur Optimierung des Zerspanergebnisses bei der
Herstellung von M3 Innengewinden (AP 2 - 6)
In den Grundlagenversuchen (AP 1) zeigten sich je nach Versuchswerkstoff ver-
schiedene Probleme beim Gewindebohren von M3 Innengewinden. Dies betraf ins-
besondere die Langspanbildung und den Werkzeugverschleiß bzw. das Drehmo-
ment. Aufbauend auf den Erkenntnissen in AP 1 wurden im weiteren Projektverlauf
verschiedene Lösungsansätze zur Optimierung des Zerspanergebnisses bei der
Herstellung von M3 Innengewinden untersucht. Dies beinhaltete die Werkzeuggeo-
metrie (AP 2), den Schneidstoff und die Beschichtung (AP 3), alternative Fertigungs-
verfahren (AP 4), das KSS-Medium und die KSS-Zuführstrategie (AP 5) sowie die
Schnittparameter (AP 6). Die Untersuchungen zu den einzelnen Arbeitspaketen
wurden zum Teil parallel durchgeführt und werden daher im Folgenden zusammen-
hängend dargestellt. Werkstoffseitig konzentrierten sich die Untersuchungen primär
auf die Cu-Zn-Legierungen, da diese für den PA und die Kupferindustrie die höchste
Relevanz bezüglich der Zerspanuntersuchungen besaßen.
Ein wesentlicher Ansatzpunkt zur Prozessoptimierung bestand in der Verbesserung
des Spanbruchs und Spanabtransports. Lösungsmöglichkeiten lagen zum einen in
einer Variation der Werkzeuggeometrie und zum anderen in alternativen Fertigungs-
verfahren. In diesem Projekt wurden neben dem Gewindebohren das Gewindefräsen
und das Gewindeformen untersucht. Die wichtigsten Merkmale aller eingesetzten
Gewindebohrer sind in Bild 26 zusammenfasst, während die Werkzeuge zum Gewin-
defräsen und -formen in Bild 27 gegenübergestellt sind. Im Vergleich zum Gewinde-
bohrer 889, der in AP 1 verwendet wurde, kam ein weiterer 3-schneidiger HSS-
Bohrer zum Einsatz, der jedoch nicht spiralisiert (Werkzeug 889: δ = 40°), sondern
geradegenutet war (Werkzeug 800: δ = 0°). Des Weiteren kam ein 2-schneidiger
HSS-Bohrer mit einem ähnlichem Drallwinkel wie zuvor zum Einsatz (Werkzeug 812:
δ = 45°). Neben dem Drallwinkel und der Zähnezahl unterschieden sich die Werk-
zeuge in einigen weiteren Merkmalen, u. a. hinsichtlich des Anschnitts und des Hin-
terschliffs. Als Alternative zu den HSS-Bohrern wurde darüber hinaus ein 3-
schneidiger Hartmetallgewindebohrer (Werkzeug 971) mit einem Drallwinkel von
δ = 15° verwendet. Alle Werkzeuge zur Herstellung der M3 Innengewinde wurden
von der im PA vertretenen Firma Gühring zur Verfügung gestellt.
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 37
Bild 26: Zum Gewindebohren eingesetzte Werkzeugtypen
Neben den verschiedenen Gewindebohrern wurden alternativ ein HSS-
Gewindeformer mit 4 Druckstollen sowie ein 3-schneidiger Hartmetallgewindefräser
für die Untersuchungen eingesetzt, Bild 27.
Bild 27: Zum Gewindeformen und -fräsen eingesetzte Werkzeugtypen
Die verschiedenen Werkzeuge und Verfahren wurden zunächst hinsichtlich der
Spanformen und des Spanabtransports bewertet. Beim Gewindeformen wird das
Problem der Langspanbildung umgegangen, da verfahrensbedingt keine Späne
entstehen. Dies ist als großer Vorteil dieses Verfahren bei der Bearbeitung der blei-
WerkzeugGühring 889:
Gewindebohrer
Gühring 800:
Gewindebohrer
Gühring 812:
Gewindebohrer
Gühring 971:
Gewindebohrer
Werkzeug-
geometrie
Typ NR40/C Ms/E Al/C NR15/C
Anschnitt C E C C
Schneidstoff HSS-E HSS-E HSS-E Hartmetall
Zähnezahl 3 3 2 3
Spiralwinkel 40 0 (geradegenutet) 45 15
Spanwinkel 15 15 17 10
Anschnitt / ° 1,5 4,0 1,5 1,5
Hinterschliff / ´ 17,5 30 8 30
WerkzeugGühring 793:
Gewindeformer
Gühring 3511:
Gewindefräser
Werkzeug-
geometrie
Typ N TMC
Durchmesser 3 mm 2,3 mm
Anschnitt C Ohne
Schneidstoff HSS-E Hartmetall
Zähnezahl 4 3
Spiralwinkel Ohne 27
Spanwinkel Ohne 4
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 38
freien Kupferlegierungen anzusehen. Auch beim Gewindefräsen entstanden auf-
grund des unterbrochenen Schnitts keine langen Späne, die sich um das Werkzeug
wickelten. Da die kurzen Späne vom Öl an der Zerspanstelle direkt weggespült wur-
den, konnten keine Späne zu Dokumentationszwecken gesammelt werden. Dies
bereitete zum Teil ebenfalls beim Gewindebohren Schwierigkeiten, so dass auch
beim Gewindebohren nicht für alle Werkzeugtypen Späne gesammelt werden konn-
ten.
Einen Vergleich der Spanformen beim Gewindebohren der verschiedenen Cu-Zn-
Legierungen zeigt Bild 28. Es ist deutlich erkennbar, dass durch den Einsatz des
geradegenuteten Bohrers (Werkzeug 800) wesentlich kürze Späne entstanden ver-
glichen mit Werkzeug 889 (vgl. AP 1). Dies ist auf die stärkere Umformung des
Spans zurückzuführen. Aus dem gleichen Grund verbesserte sich der Spanbruch
ebenfalls beim Einsatz des Hartmetallgewindebohrers 971 (δ = 15°). Die Verwen-
dung des 2-schneidgen Gewindebohrers 812 führte zu keinem erkennbaren Unter-
schied in den Spanformen.
Bild 28: Spanformen beim Gewindebohren bleifreier Cu-Zn-Legierungen in Abhän-gigkeit von der Werkzeuggeometrie
Beim Gewindebohren der anderen bleifreien Versuchswerkstoffe CuAl10Ni5Fe4,
CuCr1Zr und CuNi18Zn20 konnten die für die Cu-Zn-Legierungen ermittelten Ergeb-
nisse bestätigt werden. Allerdings führte die starke Spanumformung beim Einsatz
des geradegenuteten Bohrers 800 dazu, dass beim Gewindebohren von CuCr1Zr die
Werkzeuge frühzeitig brachen. Eine leichte Verbesserung des Spanbruchs und -
abtransports im Bereich des Gewindebohrens wurde bei diesem Werkstoff mit dem
2-schneidigen Gewindebohrer 812 erzielt. Durch die geringere Schneidenanzahl und
CuZn42 CuZn40-1 CuZn40-10 CuZn21Si3P
1 cm
889
1 cm
812
1 cm
889
1 cm
800
1 cm
812
1 cm
1 cm
800
889
1 cm
889
1 cm
971
Maschine: Chiron FZ 15 S
Prozess: Gewindebohren M3
Werkzeug: Variiert
KSS: Öl Jokisch S91, extern
Gewindetiefe: t = 6 mm
Schnittgesch.: vc = 20 m/min
800
Späne in der Regel
kurz, nur in einem Fall
wickelten sich die
Späne um den Bohrer
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 39
die dementsprechend größeren Spankammern konnten die Späne besser abtrans-
portiert werden, wodurch das Problem der starken Späneknäuel am Werkzeug, wie
beim Einsatz des Bohrers 889 beobachtet, reduziert werden konnte. Allerdings ent-
standen auch mit dem 2-schneidigen Werkzeug 812 keine kurzen Späne.
Bild 29: Spanformen beim Gewindebohren bleifreier Kupferlegierungen in Abhängig-keit von der Werkzeuggeometrie
Die Spanformung und der Spanbruch stehen in direktem Zusammenhang mit den
auftretenden Kräften und Drehmomenten. Zur Beurteilung der Werkzeuggeometrien
und der verschiedenen Fertigungsverfahren ist dieser Aspekt, insbesondere vor dem
Hintergrund des Werkzeugverschleißes und des Auftretens von Werkzeugbrüchen,
von hoher Bedeutung. Bild 30 zeigt hierzu einen Vergleich der Drehmomentenverläu-
fe beim Gewindebohren und -formen. Es ist erkennbar, dass der geradgenutete
Bohrer aufgrund der stärkeren Spanumformung zu einem deutlichen Anstieg des
Drehmoments im Vergleich zum spiralisierten Bohrer 889 bei der Bearbeitung der
bleifreien Messinglegierungen CuZn40 und CuZn42 führte. Die Auswahl der Werk-
zeuggeometrie wird in diesen Fällen entscheidend vom Zielkonflikt zwischen Span-
bruch und Drehmoment bzw. Werkzeugbelastung bestimmt. Weiteren Aufschluss
hierüber gaben Verschleißversuche an der Forschungsstelle und bei der im PA ver-
tretenen Firma Carl Leipold, vgl. Kapitel 7.
CuAl10Ni5Fe4 CuCr1Zr CuNi18Zn20
1 cm
889
1 cm
971
1 cm
812
1 cm
889
1 cm
800
889
812
Maschine: Chiron FZ 15 S
Prozess: Gewindebohren M3
WKZ: Variiert
KSS: Öl Jokisch S91, extern
Gewindetiefe: t = 6 mm
Schnittgesch.: vc = 20 m/min
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 40
Bild 30: Vergleich des Drehmoments beim Gewindebohren und -formen
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Zeit t / s Zeit t / s
Gewinde: M3, t = 6 mm, KSS: Öl, Jokisch S91, extern, Schnittgeschwindigkeit: vc = 20 m/min = const
Gewinde-
bohren: 889
Gewindebohren: 800Gewinde-
formen: 793
CuZn40-10CuZn39Pb3
Gewinde-
bohren: 889
Gewinde-
formen: 793
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,5 1 1,5 2
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Zeit t / s
Gewinde-
bohren: 889
Gewindebohren: 800
Gewindebohren: 812
Gewinde-
formen: 793
CuZn40-1
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,5 1 1,5 2
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Zeit t / s
Gewindebohren: 889
Gewindeformen: 793
(CuZn42 „weich“)
Gewindebohren: 800
Gewindebohren: 812
Gewinde-
formen: 793
CuZn42
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,5 1 1,5 2
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Zeit t / s
Gewindebohren: 889
Gewindebohren: 800
Gewinde-
formen: 793
Gewinde-
bohren: 971
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Zeit t / s
Gewindebohren: 889
Gewindebohren: 812
Gewinde-
formen: 793
CuZn21Si3P CuCr1Zr
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 41
Beim Gewindebohren von CuZn21Si3P war beim Einsatz des geradgenuteten Boh-
rers 800 hingegen eine Reduzierung des Drehmoments gegenüber Werkzeug 889 zu
verzeichnen. Dies liegt vermutlich zum einen an den geringeren Reib- und
Quetschanteilen während der Spanbildung sowie am geringeren Formänderungs-
vermögen verglichen mit CuZn40 und CuZn42. Zum anderen scheint der bessere
Spanbruch den Spanabtransport begünstigt zu haben. Dies wirkte sich vermutlich
positiv auf das Drehmoment aus. Beim Gewindebohren von CuCr1Zr traten beim
Einsatz des geradgenuteten Werkzeugs direkt beim ersten Gewinde Werkzeugbrü-
che auf, so dass hier kein Verlauf des Drehmoments abgebildet wurde.
Beim Einsatz des 2-schneidigen HSS-Gewindebohrers lagen die Drehmomente
ungefähr auf dem gleichen Niveau verglichen mit Werkzeug 889, während sehr ge-
ringe Drehmomente mit dem Hartmetallgewindebohrer 971 gemessen wurden. Hin-
sichtlich des Drehmoments konnte auch beim Gewindeformen ein positives Ergebnis
erzielt werden. Gewöhnlicherweise sind beim Gewindeformen aufgrund der reinen
Werkstoffumformung deutlich höhere Drehmomente erforderlich als beim Gewinde-
bohren. Im Fall der eingesetzten bleifreien Legierungen lagen die Drehmomente
jedoch auf einem mit dem Gewindebohren vergleichbaren Niveau. Dies ist vermutlich
auf die geringe Festigkeit und die hohe Fließfähigkeit der bleifreien Kupferwerkstoffe
im Vergleich zu anderen Werkstoffgruppen zu erklären. Da beim Gewindeformen
verfahrensbedingt zudem keine Späne entstehen, ist dieses Verfahren eine zielfüh-
rende Alternative zum Gewindebohren. Weiteren Aufschluss hierüber gaben die
Verschleißversuche an der Forschungsstelle und bei der im PA vertretenen Firma
Carl Leipold.
Beim Gewindefräsen sind grundsätzlich im Vergleich zum Gewindebohren und -
formen geringe Drehmomente erforderlich. Da hier Radialkräfte auftreten und die
Gewinde nicht genau in der Mitte der Kraftmessplattform positioniert waren, entstand
ein Moment an der Kraftmessplattform, die das Messergebnis verfälschen. An dieser
Stelle wurde daher auf eine Abbildung der Drehmomentenverläufe verzichtet.
Hinsichtlich der Gewindequalität ergaben sich diverse Unterschiede in Abhängigkeit
vom Fertigungsverfahren und Versuchswerkstoff. Grundsätzlich können beim Ge-
windeformen sehr hohe Oberflächengüten und Profilgenauigkeiten erzielt werden.
Zudem wird das Werkstoffgefüge an den Gewindeflanken infolge des Umformpro-
zesses verfestigt. Dies führt im Allgemeinen zu einer höheren Verschleißfestigkeit
und Korrosionsbeständigkeit des Gewindes. Für den Umformprozess beim Gewinde-
formen ist jedoch eine ausreichende Fließfähigkeit des Werkstoffs erforderlich, damit
sich die sog. „Krallen“ am Gewindekopf beim Umformvorgang gleichmäßig ausbilden
können und des Weiteren keine Inhomogenitäten entstehen. Beim Gewindeformen
des bleihaltigen Automatenmessings CuZn39Pb3 sowie des siliziumhaltigen Son-
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 42
dermessings CuZn21Si3P war jedoch die Fließfähigkeit gering, so dass die Krallen
am Gewindekopf sehr ungleichmäßig ausbildeten, Bild 31. Eine deutlich bessere
Gewindequalität konnte bei diesen beiden Werkstoffen mittels Gewindebohren und -
fräsen erreicht werden.
Bild 31: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von CuZn39Pb3 und CuZn21Si3P
Bei den bleifreien Messingen CuZn42 und CuZn40-1 sowie bei der niedriglegierten
Kupferlegierung CuCr1Zr wurde hingegen aufgrund des deutlich höheren Formände-
rungsvermögens der Werkstoffe eine sehr hohe Gewindequalität beim Gewindefor-
men erzielt, Bild 32 und Bild 33. Die Krallen bildeten sich hier gleichmäßig aus. Bei
Gewindeformen (793) Gewindebohren (889) Gewindefräsen (3511)
vc = 20 m/min vc = 20 m/min vc = 120 m/min, f = 0,06 mm
0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm
250 µm 250 µm 250 µm
vc = 20 m/min vc = 20 m/min vc = 120 m/min, f = 0,105 mm
0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm
250 µm 250 µm 250 µm
Gewindeformen (793) Gewindebohren (889) Gewindefräsen (3511)
Gewinde: M3, t = 6 mm, KSS: Öl, Jokisch S91, extern, Maschine: Chiron FZ 15
CuZn39Pb3
CuZn21Si3P
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 43
CuZn42 und CuZn40-1 wurde zudem eine sehr gute Gewindequalität beim Gewin-
debohren und -fräsen erreicht. Nur vereinzelt hafteten im Fall von CuZn40-1 kleine
Spanpartikel an der gebohrten Gewindeoberfläche, Bild 32.
Bild 32: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von CuZn42 und CuZn40-1 (EnViB 1)
Bei der Bearbeitung von CuCr1Zr hingegen wurden starke Riefen an den Gewinde-
flanken nach dem Gewindebohren und -fräsen festgestellt, zudem klebten hier ver-
stärkt Spanpartikel an der Gewindeoberfläche. Es ist anzunehmen, dass die Oberflä-
chenschädigungen durch das homogene kfz Werkstoffgefüge und die geringe Werk-
vc = 20 m/min vc = 20 m/min vc = 120 m/min, f = 0,105 mm
0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm
250 µm 250 µm 250 µm
Gewindeformen (793) Gewindebohren (889) Gewindefräsen (3511)
Gewinde: M3, t = 6 mm, KSS: Öl, Jokisch S91, extern, Maschine: Chiron FZ 15
CuZn42
vc = 20 m/min vc = 20 m/min vc = 120 m/min, f = 0,105 mm
0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm
250 µm 250 µm 250 µm
Gewindeformen (793) Gewindebohren (889) Gewindefräsen (3511)
Haftende Spanpartikel
CuZn40-1
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 44
stofffestigkeit und die daraus folgende starke Adhäsion zwischen Werkstoff und
Werkzeug verursacht wurden.
Bild 33: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von CuCr1Zr
In den Kurzzeitoptimierungsversuchen wurde neben dem Fertigungsverfahren, der
Werkzeuggeometrie, dem Schneidstoff und den Schnittparameter des Weiteren der
Einfluss der KSS-Strategie analysiert. Hierzu kam zum einen eine Gewindepaste der
Fa. Jokisch und zum anderen ein Aerosoltrockenschmiersystem (ATS) der Fa. Rot-
her Technologie zum Einsatz. Beide Varianten zielen auf eine deutliche Reduzierung
des KSS-Verbrauchs im Vergleich zu einer konventionellen Überflutungskühlung ab.
Bei der Gewindepaste der Fa. Jokisch handelte es sich um einen hochviskosen
Schmierstoff basierend auf Wachsen und Vaselinen, Bild 34. In den Zerspanversu-
chen an der Forschungsstelle wurde die Gewindepaste nach der Herstellung der
Kernlochbohrungen und vor dem Einbringen der Gewinde mit einem Pinsel sparsam
auf die plangefräste Werkstückoberfläche aufgetragen. Alternativ dazu wäre in der
industriellen Produktion eine Lösung denkbar, bei der das Werkzeug in bestimmten
Abständen automatisch in den Topf der Gewindepaste eintaucht.
vc = 20 m/min vc = 20 m/min vc = 120 m/min, f = 0,105 mm
Haftende SpanpartikelRiefen
0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm
250 µm 250 µm 250 µm
Gewindeformen (793) Gewindebohren (889) Gewindefräsen (3511)
CuCr1Zr
Gewinde: M3, t = 6 mm, KSS: Öl, Jokisch S91, extern, Maschine: Chiron FZ 15
Riefen
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 45
Bild 34: Eingesetzte Gewindepaste der Fa. Jokisch
Bei dem eingesetzten ATS-System der Fa. Rother Technologie (AEROSOL MAS-
TER 4000cryolub) handelt es sich um eine weiterentwickeltes System für die Mini-
malmengenschmierung (MMS). Im Vergleich zur konventionellen MMS-Technik ist
mit diesem System aufgrund eines sehr feintröpfigen Aerosols eine deutliche Redu-
zierung des Ölverbrauchs möglich. Darüber hinaus bietet das System die Möglichkeit
zur Zuführung von -78,5°C kaltem CO2-Schnee an die Zerspanstelle. In diesem For-
schungsprojekt wurde jedoch ausschließlich das Aerosol mittels einer externen Zu-
führung durch 2 Düsen eingesetzt.
Eigenschaften
Geruchsneutral
Chlorfrei, schwermetallfrei
Sehr hohe Viskosität: Sehr zähflüssig
Basiert auf Wachsen und Vaselinen mit abgestimmten
Schwefel- und Phosphorverbindungen als EP-Zusatz
(Extreme Pressure Additive)
Einsatz
Schwere Bearbeitungen beim Gewindeschneiden,
Bohren und Fräsen von Stählen, Titan,
Gusswerkstoffen etc.
Sparsamer Gebrauch durch gezielte Aufbringung an
der zu bearbeitenden Stelle
Allgemeine Vorteile (Herstellerangabe)
Lange Werkzeugstandzeiten
Sehr gute Oberflächengüte
Ermöglicht hohe SchnittgeschwindigkeitenQuelle: Jokisch
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 46
Bild 35: Eingesetzte Aerosoltrockenschmierung (ATS) der Fa. Rother Technologie
Die verschiedenen KSS-Strategien wurden zunächst exemplarisch beim Gewinde-
bohren von drei verschiedenen bleifreien Kupferlegierungen hinsichtlich des Dreh-
moments bewertet. Aus Bild 36 geht hervor, dass sowohl durch den Einsatz der
Gewindepaste als auch des ATS-Systems eine Reduzierung des Drehmoments bei
allen drei Werkstoffen erzielt wurde. Diese Reduzierung lässt auf günstigere Reibbe-
dingungen in der Zerspankontaktzone schließen. Durch die bei den beiden alternati-
ven Systemen fehlende Spülwirkung des Öls im Vergleich zu einer Überflutungsküh-
lung wurden jedoch bei einer optischen Kontrolle der Gewindequalität vereinzelt
anhaftende Spanpartikel in den Gewindegängen festgestellt. Auf die Lehrenhaltigkeit
des Gewindes hatten diese Spanpartikel allerdings keinen Einfluss. Zur weiteren
Beurteilung der Systeme wurden Verschleißversuche durchgeführt, vgl. Bild 37 und
Bild 39.
Quelle: Rother Technologie
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 47
Bild 36: Vergleich des Drehmoments in Abhängigkeit von der KSS-Strategie
Aufbauend auf den Kurzzeitversuchen zur Bewertung der Spanformen und des
-abtransports, des Drehmoments und der Gewindequalität wurden im weiteren Pro-
jektverlauf Langzeitversuche zur Beurteilung des Werkzeugverschleißes und des
Auftretens von Werkzeugbrüchen durchgeführt. In Absprache mit dem PA wurde für
die Versuche an der Forschungsstelle eine maximale Gewindeanzahl zwischen 100
und 500 Gewinden festgelegt. Nach einer solchen Gewindeanzahl ist die grundsätz-
liche Prozesssicherheit gegeben. Das Vorgehen zielte darauf ab, den Zeit- und Mate-
rialaufwand aufgrund der hohen Variation der Versuchsreihen zu reduzieren. Um
darauf aufbauend nähere Aussagen über die maximal zu erreichende Werkzeug-
standmengen treffen zu können, wurden weiterführende Versuche zur Herstellung
von M3 Innengewinden bei der im PA vertretenen Firma Carl Leipold durchgeführt,
vgl. Kapitel 7. Für die Versuche an der Forschungsstelle wurden neben dem Werk-
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,5 1 1,5
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Zeit t / s
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,5 1 1,5
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Zeit t / s
Öl, S91: Überflutungskühlung
ATS
-0,5
-0,25
0
0,25
0,5
0,75
1
1,25
0 0,5 1 1,5
Dre
hm
om
en
t M
z/ N
m
Zeit t / s
Öl, S91: Überflutungskühlung
Gewindepaste
ATS
Prozess: Gewindebohren
Gewindegröße: M3 Innengewinde
Gewindetiefe: t = 6 mm
Maschine: Chiron FZ 15
KSS: Variiert
Werkzeuggeo.: 889, Gühring
Schneidstoff: HSS-E, unbeschichtet
Schnittgeschw.: vc = 20 m/min
CuZn42
CuZn21Si3P
Öl, S91:
Überflutungskühlung
Gewindepaste
CuAl10Ni5Fe4
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 48
stoff das Fertigungsverfahren, die Werkzeuggeometrie, der Schneidstoff und die
Beschichtung, die Schnittparameter und die KSS-Strategie variiert.
In Bild 37 sind die jeweiligen Versuchsbedingungen und die eingebrachte Anzahl an
Gewinden bei der Herstellung von M3 Innengewinden in verschiedene Cu-Zn-
Legierungen zusammengefasst. Bezüglich des bleihaltigen Referenzwerkstoffs wur-
den bis auf die Grundlagenversuche in AP 1 keine weiteren Langzeitversuche durch-
geführt, da keine Notwendigkeit für eine Prozessoptimierung bestand und hohe
Standmengen im Bereich von mehr als einer Millionen Gewinde aus der verarbeiten-
den Kupferindustrie und dem PA bekannt sind.
Im Fall von CuZn21Si3P wurde aufbauend auf den Grundlagenversuchen (Bohrer
889, HSS-E unbeschichtet, vc = 20 m/min) zunächst die Schnittgeschwindigkeit auf
vc = 10 m/min reduziert. Hierdurch konnte ein Werkzeugbruch innerhalb der ersten
100 Gewinde verhindert werden, allerdings zu Lasten der Produktivität. Aus diesem
Grund wurden weitere Lösungsansätze untersucht. Die Verwendung einer TiN-
Beschichtung bei ansonsten identischen Versuchsbedingungen wie in AP 1 führte
aufgrund eines frühzeitigen Werkzeugbruchs zu keiner Verbesserung. Im Gegensatz
dazu konnten Werkzeugbrüche innerhalb der ersten 200 Gewinde durch die Ver-
wendung der Gewindepaste der Fa. Jokisch anstelle der Überflutungskühlung mit Öl
verhindert werden. Dieses Ergebnis steht in Einklang mit den Messungen des Dreh-
moments, vgl. Bild 36. Ebenso konnten Werkzeugbrüche beim Gewindebohren durch
den Einsatz eines geradgenuteten HSS-Bohrers sowie eines gedrallten (δ = 15°)
Hartmetallbohrers vermieden werden. Der Werkzeugverschleiß war nach dem jewei-
ligen Versuchsende noch sehr gering ausgeprägt. Die Verschleißmarkenbreite lag in
einem Bereich von VB ≤ 20 µm. Dies galt ebenso für die zum Gewindeformen und -
fräsen eingesetzten Werkzeuge. Bei Anwendung dieser Verfahren wurden zudem
keine Werkzeugbrüche festgestellt.
Bei der Bearbeitung der anderen bleifreien Cu-Zn-Legierungen CuZn42 und CuZn40
traten ebenso wie bei CuZn21Si3P mit den in den Kurzzeitversuchen analysierten
Lösungsansätzen keine Werkzeugbrüche auf und die Verschleißentwicklung war
sehr gering. Lediglich beim Gewindefräsen von CuZn40-1 mit einem Bahnvorschub
von f = 0,105 mm brach das Werkzeug nach 154 bzw. 176 Gewinden. Es ist zu ver-
muten, dass dies auf den geringen Restbleigehalt, die hohe Festigkeit und den ho-
hen Anteil der α-Phase im Gefüge von ca. 70% zurückzuführen ist. Die Produktivität
beim Gewindefräsen scheint auf Grundlage der Ergebnisse bei diesem Werkstoff
eingeschränkt. Erst nach Anwendung eines im Vergleich zu den anderen Cu-Zn-
Legierungen reduzierten Bahnvorschubs von f = 0,06 mm konnten prozesssicher 500
Gewinde eingebracht werden.
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 49
Neben dem erfolgreichen Einsatz der Gewindepaste beim Gewindebohren von
CuZn21Si3P konnten zudem beim Gewindebohren von CuZn42 500 Gewinde pro-
zesssicher beim Einsatz des ATS-Systems hergestellt werden. Der Verschleiß war
auch in diesem Fall noch sehr gering ausgeprägt, allerdings waren verstärkte Werk-
stoffadhäsionen am Werkzeug erkennbar, Bild 38.
Bild 37: Versuchsbedingungen und eingebrachte Anzahl an Gewinden bei der Her-stellung von M3 Innengewinden in Cu-Zn-Legierungen
WerkstoffVerfahren /
WKZKSS
Schneidstoff /
Beschichtung
vc /
(m/min)
Vorschub
f / mm
Gewinde-
anzahlKommentar
CuZn42
Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne lang
Bohren 889 ATS HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne lang
Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz
Bohren 812 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne lang
Formen 793 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100CuZn42 geglüht,
Verschleiß gering
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,105 100 Verschleiß gering, Späne kurz
CuZn40-1
Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne lang
Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz
Bohren 812 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne lang
Formen 793 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,105 154 / 176 Werkzeugbruch, Späne kurz
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,06 500 Verschleiß gering, Späne kurz
CuZn40-10Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne lang
Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz*
WerkstoffVerfahren /
WKZKSS
Schneidstoff /
Beschichtung
vc /
(m/min)
Vorschub
f / mm
Gewinde-
anzahlKommentar
CuZn39Pb3 Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne kurz
CuZn21Si3P
Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 52, 68 Werkzeugbruch, Späne kurz
Bohren 889 Öl S91 HSS-E TiN-besch. 20 - 13 Werkzeugbruch, Späne kurz
Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 10 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz
Bohren 889Gewinde-
pasteHSS-E unbesch. 20 - 200 Verschleiß gering, Späne kurz
Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne kurz
Bohren 971 Öl S91 HM unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz
Formen 793 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,06 100 Verschleiß gering, Späne kurz
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,105 500 Verschleiß gering, Späne kurz
* In einem Fall wickelten sich die Späne um den Bohrer
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 50
Bild 38: Vergleich des Werkzeugverschleißes beim Gewindebohren von CuZn42 in Abhängigkeit von der KSS-Strategie
Im Vergleich zu den bleifreien Cu-Zn-Legierungen traten bei der Bearbeitung der
anderen bleifreien Kupferlegierungen deutlich mehr Werkzeugbrüche in den Lang-
zeitversuchen auf, Bild 39. Dies liegt primär entweder in einer deutlich höheren
Werkstofffestigkeit oder einem sehr hohen Kupferanteil und einem entsprechend
zähen und verformungsfähigen kfz Gefüge begründet.
Beim Gewindebohren der Aluminiumbronzelegierung CuAl10Ni5Fe4 mit dem Werk-
zeug 889 konnte analog zu CuZn21Si3P ein Werkzeugbruch durch die Anwendung
einer Gewindepaste vermieden werden. Ebenso wurden gute Ergebnisse mit Hart-
metall anstelle von HSS als Schneidstoff erzielt. Ein geradgenuteter Bohrer sowie ein
2-schneidiger gedrallter Bohrer führten hingegen zu frühzeitigen Werkzeugbrüchen.
Die Werkzeugbelastung war hier offensichtlich zu hoch. Alternativ zum Bohren wur-
den mit dem Gewindeformen vielversprechende Ergebnisse erreicht. Werkzeugbrü-
che traten ebenso bei Anwendung eines Bahnvorschubs von f = 0,06 mm beim Ge-
windefräsen nicht auf. Allerdings wies das Gewinde infolge der Werkzeugabdrän-
gung eine gewisse Konizität auf. Vermutlich ist in diesem Fall die Anwendung gerin-
gerer Schnittparameter zielführender.
Als vielversprechendste Alternative zur Herstellung der M3 Innengewinde in CuCr1Zr
erwies sich sowohl in den Kurzzeit- als auch in den Langzeitversuchen das Gewinde-
formen. Neben der Vermeidung langer Späne und der Erzielung einer hohen Ober-
flächengüte konnten beim Gewindeformen Werkzeugbrüche vermieden werden.
Durch die hohen Kräfte und Drehmomente im Zerspanprozess, bedingt durch den
hohen Kupferanteil und das zähe kfz Gefüge, wurden beim Gewindebohren oder
CuZn42: Werkzeug 889, HSS-E unbesch., 500 Gewinde, Öl, S91: konv. Überflutungskühlung
CuZn42: Werkzeug 889, HSS-E unbesch., 500 Gewinde, ATS
100 µm 100 µm 100 µm
100 µm 100 µm 100 µm
Verstärkte Adhäsion
Freifläche
Spanfläche
5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 51
-fräsen keine guten Ergebnisse erreicht. Alle Zerspanversuche mussten wegen
Werkzeugbrüchen, langer Späne oder einer hohen Gewindekonizität frühzeitig abge-
brochen werden, Bild 39.
Bild 39: Versuchsbedingungen und eingebrachte Anzahl an Gewinden bei der Her-stellung von M3 Innengewinden in bleifreie Kupferlegierungen
WerkstoffVerfahren /
WKZ
Schneidstoff /
Beschichtung
vc /
(m/min)
Vorschub
f / mm
Gewinde-
anzahlKommentar
CuCr1Zr
Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100Abbruch, da sich Späne um
den Bohrer wickeln
Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 1 Werkzeugbruch
Bohren 812 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100
Spanform besser als bei 889,
aber Späne wickeln sich
dennoch um den Bohrer
Formen 793 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,06 4Gewinde sehr konisch,
kein Werkzeugbruch
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,105 1 Werkzeugbruch
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 100 0,042 13Gewinde nicht konisch,
Werkzeugbruch
Fräsen 3511 Öl S91 HM DLC-besch. 100 0,042 2 Werkzeugbruch
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 60 0,028 1 Werkzeugbruch
WerkstoffVerfahren /
WKZKSS
Schneidstoff /
Beschichtung
vc /
(m/min)
Vorschub
f / mm
Gewinde-
anzahlKommentar
CuAl10Ni5Fe4
Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 103 Werkzeugbruch, Späne lang
Bohren 889Gewinde-
pasteHSS-E unbesch. 20 - 200
Verschleiß gering, ein kleiner
Schneidkantenausbruch,
Späne lang
Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 46 Werkzeugbruch, Späne kurz
Bohren 812 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 1 Werkzeugbruch, Späne lang
Bohren 971 Öl S91 HM unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz
Formen 793 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering
Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,06 100 Gewinde leicht konisch
CuNi18Zn20
Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß hoch, Späne lang
Bohren 889Gewinde-
pasteHSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß hoch, Späne lang
CuSn8P Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß mittel, Späne lang
Cu-ETP Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß hoch, Späne lang
6 Bohren mit d = 1 mm 52
6 Bohren mit d = 1 mm
6.1 Grundlegende Untersuchungen zur Analyse der werkstoffspezi-
fischen Zerspanprobleme (AP 1)
Neben der Gewindeherstellung wurde in diesem Forschungsprojekt des Weiteren die
Fertigung von Bohrungen mit einem Durchmesser von d = 1 mm untersucht. Diese
Bohrungsgröße kommt ähnlich wie die M3 Innengewinde in der Kupferindustrie ins-
besondere in Bauteilen der Elektro- und Elektronikindustrie vor. Werkstoffseitig wur-
den in Absprache mit dem PA aufgrund deren hohen Bedeutung in der Industrie
hauptsächlich Cu-Zn-Legierungen verwendet (CuZn39Pb3, CuZn40, CuZn42 und
CuZn21Si3P). Darüber wurde in den Grundlagenversuchen das Reinkupfer CU-ETP
eingesetzt. Eine Übersicht über das Versuchsprogramm und die eingesetzten Werk-
zeuge ist in Bild 40 gezeigt. Für die Grundlagenversuche wurde zunächst ein unbe-
schichteter zweischneidiger Spiralbohrer aus HSS-PM mit einem variierenden Drall-
winkel von δ = 23° / 12° verwendet. Als Werkzeugspannsystem kam ein Regofix
„PowRgrip“ Spannfutter zum Einsatz.
Der Versuchsaufbau war identisch zur Herstellung der M3 Innengewinde, vgl. Bild
22. Das gelieferte Stangenmaterial wurde auf eine Länge von ca. 100 mm gesägt, in
einen Schraubstock eingespannt und plangefräst. Die Bohrungen wurden anschlie-
ßend in die gefräste Fläche eingebracht, Bild 22. Der Schraubstock war zudem auf
einer Kistler Kraftmessplattform aufgespannt, mit der die Kräfte beim Bohren gemes-
sen wurden. Analog zum Gewindebohren wurde des Weiteren keine Emulsion son-
dern ein chlor- und mineralölfreies Estheröl (Jokisch S91) verwendet.
In den Grundlagenversuchen wurden zunächst bei variierender Schnittgeschwindig-
keit (vc = 20 - 60 m/min) und variierendem Vorschub (f = 0,01 - 0,03 mm) die Zer-
spankräfte ermittelt und der Spanabtransport beurteilt. Anschließend wurde bei kon-
stanten Schnittparametern (vc = 40 m/min, f = 0,02 mm) die Schnittstrategie, die
Spanformen, die Zerspankraft und der Werkzeugverschleiß untersucht.
6 Bohren mit d = 1 mm 53
Bild 40: Versuchsprogramm zum Bohren mit d = 1 mm in den Grundlagenversuchen
Die vier verschiedenen Schnittstrategien sind in Bild 41 gegenübergestellt. Bei der 1.
Strategie wurde komplett durchgebohrt, während bei der 2. Strategie auf Höhe der
halben Bohrungstiefe das Werkzeug einmal aus der Bohrung gefahren wurde („Ent-
lüften“). Bei der 3. und 4. Strategie wurde der Bohrprozess jeweils in 5 Schnitte mit
einer Tiefe von je 1 mm unterteilt. Während bei der 3. Strategie der Bohrer jedes Mal
komplett aus der Bohrung gefahren wurde, wurde er bei der 4. Strategie nur kurz
„angehoben“. Zu Beginn wurden bei konstanten Schnittparametern (vc = 40 m/min,
f = 0,02 mm) jeweils 30 Bohrungen mit den 4 Strategien in alle Versuchswerkstoffe
eingebracht, um das Auftreten von Werkzeugbrüchen zu analysieren, Bild 41. Bei
Anwendung der 2., 3. und 4. Strategie kam es bei keinem der Werkstoffe zu einem
Werkzeugbruch. Beim Durchbohren (1. Strategie) trat jedoch im Fall von
CuZn21Si3P ein Werkzeugbruch nach 5 Bohrungen und bei CuZn42 nach 11 Boh-
rungen auf. Im Vergleich zu den anderen Werkstoffen sind die Werkzeugbrüche
vermutlich zu einem großen Teil durch die jeweils hohe Werkstofffestigkeit zu erklä-
ren. In Absprache mit dem PA wurde im Anschluss die 1. Strategie für die Untersu-
chung des Werkzeugverschleißes, der Zerspankraft und der Spanformen ausge-
wählt. Ziel war zunächst die Herstellung von 500 Bohrungen. Bei Werkzeugbrüchen
wurde auf eine andere Strategie gewechselt.
Bewertungskriterien Zerspankraft,
Spanabtransport
Schnittstrategie,
Werkzeugverschleiß,
Spanform, Zerspankraft
Maschine Chiron FZ 15 S
Prozess Bohren
Bohrergeometrie GT 500, Durchmesser d = 1 mm, Gühring
Spitzenwinkel σ = 130°, Drallwinkel δ = 23°/12°, Freiwinkel α = 20°
Schneidstoff HSS-PM, unbeschichtet
Werkstoffe CuZn39Pb3, CuZn40 (-1/-10), CuZn42, CuZn21Si3P, Cu-ETP
KSS Estheröl, Jokisch S91, externe Zuführung
Schnittg. vc / (m/min) 20; 40; 60 40
Bohrungstiefe t / mm 5 5
Vorschub f / mm 0,01; 0,02; 0,03 0,02
0,25 mm
6 Bohren mit d = 1 mm 54
Bild 41: Einfluss der Bearbeitungsstrategie auf das Auftreten von Werkzeugbrüchen nach 30 hergestellten Bohrungen
Den Verlauf der Vorschubkraft in Abhängigkeit der Bohrungsanzahl bei Anwendung
der 1. Strategie zeigt Bild 42. Hierbei wurden zu Beginn sowie alle weiteren 100
Bohrungen die minimalen und maximalen Vorschubkraftwerte ausgewertet. Die ein-
gezeichneten Messwerte stellen dabei die Mittelwerte aus 5 aufeinanderfolgenden
Bohrungen dar. Während die minimalen Kraftwerte mit Zunahme der Bohrungsan-
zahl annähernd konstant blieben oder nur geringfügig zunahmen, waren zum Teil
starke Schwankungen in den maximalen Vorschubkraftwerten zu beobachten. Dies
ist durch die Spanformen und den Spanabtransport zu erklären. Bei der Bearbeitung
von CuZn40, CuZn42 und Cu-ETP entstanden größtenteils lange Wendelspäne, Bild
43. Dies war insofern nachteilig, als dass sich die Späne um den Bohrer wickelten
und nach jeder 100. Bohrung manuell entfernt werden mussten. Vorteilhaft war hin-
gegen, dass die Wendelspäne größtenteils durch den Drall des Bohrers aus den
Spankammern abtransportiert wurden, ohne sich in der Bohrung zu verhaken. Bei
der Bearbeitung des bleihaltigen Referenzwerkstoffs CuZn39Pb3 sowie des silizium-
legierten Sondermessings CuZn21Si3P entstanden im Gegensatz zu den anderen
Werkstoffen hauptsächlich kürzere Wendespäne oder zum Teil Bröckelspäne. Die
hohen Maxima der Vorschubkraft lassen sich dadurch erklären, dass die kleinen
Späne am Bohrungsgrund oder an der Bohrungswand zwischen Werkstück und
Werkzeug verklemmten und die Kraftmaxima verursachten. Während es beim Boh-
ren von CuZn21Si3P dadurch und aufgrund der hohen Werkstofffestigkeit zu einem
frühzeitigen Werkzeugbruch kam, konnten in CuZn39Pb3 wie zuvor geplant 500
Bohrungen ohne Werkzeugbruch hergestellt werden. Diese Ergebnisse waren eine
wichtige Basis zur Optimierung der Werkzeuggeometrie in AP 2.
Ø 15
Ø 1
5
2,5
Ø 1
5
11
11
1
Ø 1
5
11
11
1
Werkzeuggeometrie: GT500
Schneidstoff: HSS-PM
f = 0,02
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: Öl S91, extern
d = 1 mm
t = 5 mm
1. Strategie 2. Strategie 3. Strategie 4. Strategie
CuZn21Si3P:
Bohrerbruch bei der
5. Bohrung
CuZn42:
Bohrerbruch bei der
11. Bohrung
Kein Bohrerbruch bei
CuZn39Pb3, CuZn40
und Cu-ETP
Kein Bohrerbruch Kein Bohrerbruch Kein Bohrerbruch
6 Bohren mit d = 1 mm 55
Bild 42: Vorschubkraft beim Bohren in Abhängigkeit von der Bohrungsanzahl
Bild 43: Spanformen beim Bohren verschiedener Kupferlegierungen
Aufgrund des erwähnten frühzeitigen Werkzeugbruchs beim Bohren von
CuZn21Si3P nach 3 Bohrungen wurde im Anschluss die 3. Strategie angewandt, die
als die „defensivste“ Strategie angesehen werden kann. Jedoch trat auch hier ein
Werkzeugbruch auf, in diesem Fall nach 134 Bohrungen, Bild 44. Ein ähnliches Er-
gebnis wurde beim Bohren des Reinkupfers Cu-ETP beobachtet, auch wenn die
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 100 200 300 400 500 600
Vo
rsch
ub
kra
ft F
f/ N
Bohrungsnummer
Cu-ETP
CuZn42
CuZn21Si3P
Werkzeugbruch
xx
Werkzeugbruch
Fmin Fmax
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 100 200 300 400 500 600
Vo
rsch
ub
kra
ft F
f/ N
Bohrungsnummer
Fmin Fmax
Werkzeuggeometrie: GT500
Schneidstoff: HSS-PM
f = 0,02 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: Öl S91, extern
d = 1 mm
t = 5 mm
CuZn39Pb3
CuZn40-1
CuZn40-10
CuZn42: Bohrung 46 CuZn40-1: Bohrung 195 Cu-ETP: Bohrung 5
Werkzeuggeometrie: GT500
Schneidstoff: HSS-PM
f = 0,02 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: Öl S91, extern
d = 1 mm
t = 5 mm
Späne wickeln sich regelmäßig um den Bohrer
Manuelle Entfernung der Späne im Abstand von 100 Bohrungen
CuZn40-10: Späne wickeln sich zum Teil ebenfalls um den Bohrer
CuZn39Pb3, CuZn21Si3P: Primär kürzere Wendelspäne
6 Bohren mit d = 1 mm 56
Werkzeugbrüche hier jeweils nach einer höheren Bohrungszahl auftraten. Ähnlich
wie aus dem Vorgängerprojekt bekannt, verursachte Cu-ETP einen im Vergleich zu
den anderen Kupferlegierungen starken abrasiven Verschleiß an der Freifläche. Die
maximale Verschleißmarkenbreite betrug nach 400 Bohrungen mit Strategie 1 unge-
fähr VBmax ≈ 60 µm. Der Grund für die Werkzeugbrüche ist jedoch nicht im Abrasiv-
verschleiß zu sehen. Vielmehr ist davon auszugehen, dass die Brüche infolge von
plötzlichen Spanklemmern auftraten. Diese Vermutung wird dadurch gestützt, dass
die Spanstauchung bei der Zerspanung von Cu-ETP sehr hoch ist (vgl. Vorgänger-
projekt IGF 16867 N) und der Spanabtransport aus den Spankammern dadurch
behindert werden kann.
Bild 44: Werkzeugverschleiß beim Bohren von Cu-ETP und CuZn21Si3P
Beim Bohren aller anderen Cu-Zn-Legierungen traten bis zur 500. Bohrung keine
Werkzeugbrüche auf. Die Werkzeuge waren sowohl nach der Bearbeitung von
CuZn42 und CuZn40-1 als auch von CuZn39Pb3 durch Werkstoffadhäsionen und
plastische Deformationen des HSS-Schneidstoffs gekennzeichnet. Maßgebliche
Unterschiede sind hier vermutlich erst nach einer deutlich höheren Bohrungsanzahl
zu erwarten. Nach Angabe mehrerer PA-Mitglieder liegen die Standmengen beim
Bohren des bleihaltigen Referenzwerkstoffs CuZn39Pb3 mit HSS- oder Hartmetall-
Werkzeugen bei über 1.000.000 Bohrungen. Eine sehr geringe Verschleißentwick-
lung bei den durchgeführten Versuchen wurde im Fall von CuZn40-10 festgestellt.
Dies ist vermutlich auf den im Vergleich zu den anderen „bleifreien“ Legierungen
höheren Restbleigehalt sowie die geringere Werkstofffestigkeit zurückzuführen, vgl.
Bild 2. Die im Vergleich dazu stärkeren Deformationen des Schneidstoffs bei
Cu-ETP:
1. Strategie: WKZ-Bruch nach 479 Bohrungen, 3. Strategie: WKZ-Bruch nach 495 Bohrungen
100 µm100 µm100 µm
Ø 1
5
Ø 1
5
11
11
1
CuZn21Si3P: 1. Strategie CuZn21Si3P: 3. Strategie
Werkzeugbruch
nach 3 Bohrungen
Werkzeugbruch
nach 134 Bohrungen
VBmax ≈ 60 µm
1. Strategie
400 Bohrungen
1. Strategie
400 Bohrungen
1. Strategie
400 Bohrungen
Werkzeuggeometrie: GT500
Schneidstoff: HSS-PM
f = 0,02 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: Öl S91, extern
d = 1 mm
t = 5 mm
6 Bohren mit d = 1 mm 57
CuZn39Pb3 könnten in einer für den Referenzwerkstoff ungünstig gewählten Werk-
zeuggeometrie liegen. Wie aus dem Verlauf der Vorschubkraftmaxima zu erkennen
(vgl. Bild 42), kam es einem Verquetschen kleiner Späne u.a. am Bohrungsgrund,
wodurch vermutlich die plastischen Deformationen an der Schneidkante verursacht
wurden.
Bild 45: Werkzeugverschleiß beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen
Neben den Versuchen mit konstanten Schnittparametern wurden in den Grundlagen-
versuchen die Schnittgeschwindigkeit und der Vorschub bei Anwendung der 3. Stra-
tegie variiert, vgl. Bild 40. Hierbei zeigte sich nahezu kein Einfluss der Schnittge-
schwindigkeit auf die Vorschubkraft, wohingegen diese mit Zunahme des Vorschubs
CuZn39Pb3
CuZn42
Plastische Verformung
Werkstoffadhäsion
Plastische Verformung
Werkstoffadhäsion
CuZn40-1
CuZn40-10
Plastische Verformung
Plastische Verformung
Werkzeuggeometrie: GT500
Schneidstoff: HSS-PM
f = 0,02 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: Öl S91, extern
d = 1 mm
t = 5 mm
6 Bohren mit d = 1 mm 58
erwartungsgemäß anstieg. Ein nachweisbarer Einfluss auf die Spanformen und den -
abtransport konnte in dem untersuchten Bereich weder für die Schnittgeschwindigkeit
noch für den Vorschub festgestellt werden.
6.2 Einfluss der Werkzeuggeometrie (AP 2), des Schneidstoffs und
der Beschichtung (AP 3) sowie der Schnittparameter (AP 6)
In den Grundlagenversuchen (AP 1) zum Bohren stellten sich Werkzeugbrüche und
Spanabtransport als hauptsächliche Probleme heraus. Aufbauend auf den Erkennt-
nissen aus AP 1 wurden im weiteren Projektverlauf verschiedene Lösungsansätze
zur Optimierung des Zerspanergebnisses entwickelt. Dies beinhaltete die Werkzeug-
geometrie (AP 2), den Schneidstoff und die Beschichtung (AP 3), das KSS-Medium
und die KSS-Zuführstrategie (AP 5) sowie die Schnittparameter (AP 6). Die Untersu-
chungen zu den einzelnen Arbeitspaketen wurden zum Teil parallel durchgeführt und
werden daher im Folgenden zusammenhängend dargestellt.
Die in den Optimierungsversuchen eingesetzten Werkzeuggeometrien und Schneid-
stoffe zum Bohren sind in Bild 46 zusammengefasst.
Bild 46: In den Optimierungsversuchen eingesetzten Werkzeuggeometrien und Schneidstoffe zum Bohren
Insgesamt kamen drei verschiedene Hartmetallbohrer und ein HSS-E Bohrer zum
Einsatz. Drei der vier Bohrer wiesen eine ausgespitzte Querschneide auf. Neben
dem Schneidstoff und der Querschneidengestaltung unterschieden sich die Werk-
zeuge primär im Spitzen-, Drall- und Freiwinkel. Alle Werkzeuge wurden von der im
PA vertretenen Fa. Gühring zur Verfügung gestellt.
WerkzeugHSS-E (HSCO):
GU 500, Gühring
Hartmetall:
Art. Nr. 3899, Gühring
Hartmetall:
Art. Nr. 701, Gühring
Hartmetall:
Art. Nr. 730, Gühring
Werkzeug-
geometrie
Durchmesser 1 mm 1 mm 1 mm 1 mm
Spitzenwinkel 118° 140° 130° 118°
Drallwinkel 38° 30° 30° 30°
Freiwinkel 5° 7° 15° 15°
0,25 mm 0,25 mm0,25 mm
0,25 mm 0,25 mm0,25 mm
0,75 mm 0,75 mm 0,75 mm
Ausspitzung
0,25 mm
0,25 mm
0,75 mm
Ausspitzung
6 Bohren mit d = 1 mm 59
Die Werkzeuggeometrien wurden im Anschluss mit verschiedenen PVD-
Beschichtungen versehen. Ein Großteil der Beschichtungen wurde von der Fa. Güh-
ring aufgetragen, vgl. Bild 48. Die DLC (ta-C) Beschichtung (Balinit Hard Carbon)
sowie die AlTiN (Baliq Micro) Beschichtung wurden freundlicherweise von der Fa.
Oerlikon Balzers bereitgestellt. Bei der DLC (Diamond-Like-Carbon) Beschichtung
handelt es sich um eine wasserstofffreie, amorphe tetraedische Kohlenstoffschicht
(ta-C). Durch den tetraedischen Aufbau überwiegen in dieser Schicht die sp3-
Bindungsanteile (Diamantbindung) gegenüber den sp2-Bindungen (Graphitbindung).
Die Schicht zeichnet sich daher im Vergleich zu anderen PVD-Beschichtungen durch
eine hohe Abrasionsbeständigkeit und zudem durch einen sehr geringen Reibwert
aus. Neben den verschiedenen Beschichtungen wurde der HSS-E GU 500 Bohrer
zudem unbeschichtet und mit polierten Spannuten eingesetzt.
Bild 47: Kombination der eingesetzten Werkzeuggeometrien mit verschiedenen PVD-Beschichtungen
HSS-E
GT 500
HSS-E
GU 500
Hartmetall
3899
Hartmetall
701
Hartmetall
730
Unbeschichtet X X X X
Poliert,
unbeschichtetX
DLC (ta-C) X X X
TiN X X
TiAlN/TiN (FIRE) X X X
TiAlN (ICE) X X X
AlTiN
(Baliq Micro)X X X
MoS2 X
Nahezu alle Bohrer hatten eine Spannutlänge von 6 mm.
Folgende Bohrer hatten eine Spannutlänge von 12 mm:
GT 500 und GU 500 mit TiN-Beschichtung
Spannutlänge
6 Bohren mit d = 1 mm 60
Bild 48: Übersicht über Schichtwerkstoffe von Gühring (Quelle: Gühring)
Die verschiedenen Werkzeuggeometrien, Schneidstoffe und Beschichtungen wurden
zunächst in Kurzzeitversuchen hinsichtlich der Vorschubkraft und der Spanformen
bzw. des Spanabtransports bewertet. Bild 49 zeigt hierzu exemplarisch einen Ver-
gleich der Vorschubkraft bei der Herstellung von 5 Bohrungen in CuZn42 und
CuZn21Si3P beim Einsatz von unbeschichteten Werkzeugen. Es wird deutlich, dass
im Vergleich zum HSS-PM Bohrer GT 500 die Ausspitzung der Querschneide beim
HSS-E Bohrer GU 500 zu wesentlich weniger Reib- und Quetschanteilen führte und
zudem der Spanabtransport verbessert wurde. Dementsprechend waren jeweils
deutlich geringere Kraftmaxima am Ende der Bohrungen im Kraftschrieb zu erken-
nen, Bild 49. Eine weitere Verbesserung des Prozesses wurde durch den Einsatz
des Hartmetallbohrers 3899 erzielt. Neben der ebenfalls ausgespitzten Querschneide
lag der Vorteil hier in günstigeren Reibbedingungen beim Kontakt mit dem Werkstoff
im Vergleich zu den HSS-Bohrern. Darüber hinaus wirkte sich der größere Spitzen-
winkel von σ = 140° positiv aus. Sowohl beim Bohren von CuZn42 als auch von
CuZn21Si3P waren nahezu keine Kraftmaxima zu erkennen und das Grundniveau
der Vorschubkraft war ebenfalls sehr gering.
6 Bohren mit d = 1 mm 61
Bild 49: Verlauf der Vorschubkraft beim Bohren von CuZn42 und CuZn21Si3P
Das verbesserte Ergebnis bezüglich der Vorschubkraft spiegelte sich zudem im
Werkzeugverschleiß wider, Bild 50. Der HSS-E GU 500 Bohrer wies nach der Her-
stellung von 500 Bohrungen in CuZn42 wesentlich weniger plastische Verformungen
und Werkstoffadhäsionen im Vergleich zum HSS-PM GT 500 Bohrer auf. Dies ist
umso bemerkenswerter, als dass der schmelzmetallurgisch hergestellte GU 500
Bohrer eine geringere Härte und Verschleißfestigkeit aufwies als der pulvermetallur-
gische Bohrer GT 500. Ähnlich wie bei der Vorschubkraft konnte eine weitere Leis-
tungssteigerung durch den Einsatz des unbeschichteten Hartmetallbohrers 3899
erreicht werden. Nach 1000 Bohrungen in CuZn42 sowie CuZn21Si3P waren noch
keine Verschleißmerkmale am Werkzeug erkennbar, Bild 50. Im Fall von CuZn42
waren lediglich leichte Werkstoffadhäsionen im Bereich der Querschneide zu be-
obachten.
Werkzeuggeometrie: variiert
Schneidstoff: variiert
f = 0,02 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: Öl, extern
d = 1 mm
t = 5 mm
Herstellung von
5 Bohrungen
CuZn42: GT 500, HSS-PM
CuZn42: GU 500, HSS-E
CuZn42: 3899, Hartmetall
CuZn21Si3P: 3899, Hartmetall
Zeit t / s
Vo
rsch
ub
kra
ft F
f/ N
6 Bohren mit d = 1 mm 62
Bild 50: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn42 und CuZn21Si3P
In einem weiterführenden Schritt wurde analysiert, inwiefern eine weitere Prozessop-
timierung durch den Einsatz von Beschichtungen möglich war. Gleichzeitig wurde der
Vorschub zwecks Produktivitätssteigerung von f = 0,02 mm auf f = 0,04 mm und
f = 0,08 mm erhöht. In Bild 51 ist der Verlauf der Vorschubkraft bei verschiedenen
Versuchsbedingungen abgebildet. Die starken Kraftanstiege beim Bohren von
CuZn39Pb3 lassen sich wie bereits erläutert durch die Bildung von kurzen Bröckel-
spänen erklären, die sich im Bohrungsgrund oder an der Bohrungswand verklemm-
ten. Zusammenfassend lässt sich festhalten, dass eine Beschichtung zu keiner Pro-
zessverbesserung führte. Vielmehr traten bei beschichteten Werkzeugen deutlich
CuZn42: 500 Bohrungen, GU 500, HSS-E unbeschichtet
Plastische Verformung
CuZn42: 500 Bohrungen, GT 500, HSS-PM unbeschichtet
Plastische Verformung
Werkstoffadhäsion
CuZn42: 1000 Bohrungen, 3899, Hartmetall unbeschichtet
CuZn21Si3P: 1000 Bohrungen, 3899, Hartmetall unbeschichtet
Werkstoffadhäsion
Werkzeuggeometrie: variiert
Schneidstoff: variiert
f = 0,02 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: Öl, extern
d = 1 mm
t = 5 mm
6 Bohren mit d = 1 mm 63
häufiger Werkzeugbrüche auf im Vergleich zu den unbeschichteten Werkzeugen und
die Anstiege der Vorschubkraft waren zum Teil stärker ausgeprägt. Das Grundniveau
der Vorschubkraft war zudem in der Regel höher.
Bild 51: Verlauf der Vorschubkraft in Abhängigkeit vom Vorschub, Werkstoff, Schneidstoff, von der Beschichtung und Werkzeuggeometrie
Eine Ausnahme stellte die MoS2-Beschichtung dar. Diese Schicht wies eine sehr
geringe Schichtdicke auf und führte infolge einer Reduzierung der Reibbedingungen
zu einer geringeren Vorschubkraft. Ähnliches galt für die unbeschichteten Werkzeuge
mit polierten Spannuten. Es ist zu vermuten, dass die Kraftanstiege und Werkzeug-
brüche bei den anderen beschichteten HSS- und Hartmetall-Werkzeuge auf eine zu
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
Vo
rsch
ub
kra
ft F
f/ N
Zeit t / s
0
10
20
30
40
50
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70
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90
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
Vo
rsch
ub
kra
ft F
f/ N
Zeit t / s
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
Vo
rsch
ub
kra
ft F
f/ N
Zeit t / s
CuZn39Pb3
unbeschichtet
TiN
TiAlN/TiN (FIRE)
Werkzeuggeometrie: variiert
Schneidstoff: variiert
f = variiert
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: Öl, extern
d = 1 mm
t = 5 mm
HSS-E GU 500
TiN, f = 0,04 mm
Bohrerbruch
HM 3899 unb.
f = 0,04 mm
HM 3899 unb.
f = 0,08 mm
HM 3899 DLC
f = 0,08 mm
CuZn21Si3P
HSS-E, GU 500
f = 0,04 mm
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
Vo
rsch
ub
kra
ft F
f/ N
Zeit t / s
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
Vo
rsch
ub
kra
ft F
f/ N
Zeit t / s
CuZn42
unbeschichtet
TiN
TiAlN/TiN
(FIRE)
TiAlN (ICE)
DLC
TiAlN/TiN (FIRE)
unbeschichtet
CuZn40-1Bohrerbruch
TiN
MoS2MoS2
HSS-E, GU 500
f = 0,04 mm
HSS-E, GU 500
f = 0,04 mm
6 Bohren mit d = 1 mm 64
große Schneidkantenverrundung oder die erhöhte Rauheit der Beschichtungen zu-
rückzuführen ist. Selbst bei geringen Schichtdicken resultierte dies offensichtlich in
zu hohen Reib- und Quetschvorgängen im Zerspanprozess.
Die Erkenntnisse aus den Kurzzeitversuchen zur Beurteilung der Vorschubkraft und
des Spanabtransports spiegelten sich in den Verschleißversuchen wieder. In Bild 52
sind die erreichten Standmengen beim Einsatz des HSS-E GU 500 Bohrers zusam-
mengefasst.
Bild 52: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit HSS-E GU 500 Werkzeugen (vc = 40 m/min)
Die Schnittgeschwindigkeit wurde in diesen Versuchen zu vc = 40 m/min konstant
gehalten, während der Vorschub und die Beschichtung variiert wurden. Eine Be-
WKZ Beschichtung CuZn42 CuZn21Si3P
f / mm Bohrungen WKZ-Bruch? f / mm Bohrungen WKZ-Bruch?
HSS-E
GU 500
Unbeschichtet0,04 100 / 300 Eckenausbrüche - - -
0,08 100 Eckenausbrüche - - -
Poliert + unb. 0,04 500 Nein - - -
TiN
0,04 500 Nein 0,04 1 Ja
0,04 6 / 30 Ja - - -
0,08 500 Nein 0,03 1 Ja
TiAlN (ICE)0,04 500 Nein - - -
0,08 300 Eckenausbrüche 0,03 2000 Kantenausbr.
AlTiN (Baliq
Micro)
0,04 1 Ja 0,04 1 Ja
- - - 0,03 11 Ja
DLC (ta-C)0,04 1 / 1 Ja 0,04 1 Ja
0,08 1 Ja 0,03 4 Ja
TiAlN / TiN
(FIRE)
0,04 100 Eckenausbrüche - - -
0,06 200Eckenausbrüche
ab 100. Bohrung- - -
0,08 500Eckenausbrüche
ab 300. Bohrung- - -
MoS2 0,04 500 Kleine Ausbrüche - - -
Versuchsabbruch: kein Bohrerbruch, keine Schneidkantenausbrüche
Bohrerbruch Große Ausbrüche an den Ecken der Hauptschneiden
WKZ Beschichtung CuZn40 EnVIB1 CuZn39Pb3
f / mm Bohrungen WKZ-Bruch? f / mm Bohrungen WKZ-Bruch?
HSS-E
GU 500
Unbeschichtet0,04 500
Kleiner lokaler
Ausbruch an
einer Schneide
0,04 100 Eckenausbr.*
- - - 0,04 11 Ja*
Poliert + unb. 0,04 231 Ja - - -
TiN0,04 10 Ja 0,04 500 Nein
0,08 37 Ja - - -
TiAlN (ICE) 0,04 100 / 100 / 100 Eckenausbr. - - -
AlTiN (Baliq
Micro)- - - - - -
DLC (ta-C) - - - -
TiAlN/TiN (FIRE) 0,04 79 Ja 0,04 500 Nein
MoS2 0,04 500 Nein - - -
* WKZ-Brüche wegen
einer für CuZn39Pb3
ungünstigen Wahl der
WKZ-Geometrie
6 Bohren mit d = 1 mm 65
schichtung führte auch hier im Vergleich zu den unbeschichteten Werkzeugen zu
keiner Leistungssteigerung. Grundsätzlich lässt sich schlussfolgern, dass die Stand-
mengen beim Einsatz von HSS-Bohrern mit Vorschüben von f ≥ 0,04 mm begrenzt
sind. Zielführend erschient hier ausschließlich der Einsatz von unbeschichteten HSS-
Werkzeugen bei einem Vorschub von f = 0,02 mm. Zur Steigerung der Produktivität
ist jedoch die Verwendung von Hartmetallwerkzeugen zielführender. In Bild 53 sind
die mit den Hartmetallwerkzeugen erreichten Standmengen zusammengefasst.
Zwischen den Hartmetallwerkzeugen zeigten sich zum Teil große Leistungsunter-
schiede. Es wurde deutlich, dass das Werkzeug 730 ohne Ausspitzung der Quer-
schneide zu wesentlich mehr Ausbrüchen an der Schneidkante tendierte. Die vielver-
sprechendsten Ergebnisse wurden beim Einsatz des unbeschichteten Werkzeugs
3899 erzielt, vgl. Bild 49 und Bild 53.
Bild 53: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit Hartmetall-Werkzeugen (vc = 40 m/min)
In einem letzten Schritt wurde zusätzlich zum Vorschub auch die Schnittgeschwin-
digkeit in einem Bereich zwischen vc = 20 - 60 m/min variiert, Bild 54. Mit steigender
Schnittgeschwindigkeit tendierten sowohl die unbeschichteten als auch die beschich-
teten HSS GU 500 Bohrer verstärkt zu Schneidkantenausbrüchen. Einen Einfluss der
Schnittgeschwindigkeit beim Einsatz des Hartmetallbohrers 3899 wurde hingegen bis
zu einer Bohrungszahl von 500 nicht festgestellt. Bei keiner der drei angewandten
Schnittgeschwindigkeiten traten Werkzeugbrüche auf und die kontinuierliche Ver-
schleißentwicklung war sehr gering.
WKZ Beschichtung CuZn42 CuZn21Si3P
f / mm Bohrungen WKZ-Bruch? f / mm Bohrungen WKZ-Bruch?
HM 3899
unbeschichtet- - - 0,04 500 Nein
0,08 500 Nein 0,08 2000 Nein
TiAlN (ICE) - - - 0,08 2000 Nein
DLC (ta-C) 0,08 500 Nein 0,08 3 Ja
730
TiAlN/TiN (FIRE) 0,1 - 0,2*Je 50 pro
VorschubNein 0,06 100 Eckenausbrüche
TiAlN (ICE)- - - 0,04 100 Eckenausbrüche
- - - 0,06 100 Eckenausbrüche
701 unbeschichtet 0,1* 50 Eckenausbrüche 0,04* 100 Eckenausbrüche
Versuchsabbruch: kein Bohrerbruch, keine Schneidkantenausbrüche
Bohrerbruch Große Ausbrüche an den Ecken der Hauptschneiden
* Bohrtiefe t = 4 mm
6 Bohren mit d = 1 mm 66
Bild 54: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit variieren-der Schnittgeschwindigkeit
6.3 Einfluss des KSS-Mediums und der KSS-Zuführstrategie (AP 5)
Analog zur Herstellung der M3 Innengewinde wurde beim Bohren mit d = 1 mm das
Leistungspotenzial der ATS-Technologie untersucht, mit dem Ziel, den KSS-Einsatz
deutlich zu reduzieren, vgl. Kapitel 5.2. Das Aerosol wurde wie beim Gewindebohren
über zwei externe Düsen zugeführt. Darüber hinaus wurde die konventionelle Über-
flutungskühlung von außen mit der inneren KSS-Zufuhr verglichen. Hierzu wurden
TiAlN-beschichtete Hartmetallbohrer vom Typ 3899 mit inneren Kühlkanälen ausge-
stattet. In Bild 55 ist der Verlauf der Vorschubkraft beim Bohren verschiedener blei-
freier Werkstoffe gegenübergestellt.
0
200
400
600
800
1000
Bo
hru
ng
san
zah
l
0
200
400
600
800
1000
Bo
hru
ng
san
zah
l
CuZn42
CuZn40-1
vc = 40 m/min
f = 0,02 mm
vc = variiert
f = 0,04 mmvc = 40 m/min
f = 0,08 mm
vc = 40 m/min
f = 0,02 mm
vc = variiert
f = 0,04 mmvc = 40 m/min
f = 0,08 mm
CuZn21Si3P
GT 500 HSS-PM Unbeschichtet
GU 500 HSS-E Unbeschichtet
GU 500 HSS-E TiAlN-beschichtet
3899 Hartmetall Unbeschichtet
3899 Hartmetall TiAlN-beschichtet
Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche
Schneidkantenausbrüche
Werkzeugbruch
40m/min
60m/min
20m/min
40m/min
60m/min
20m/min
40m/min
60m/min
20m/min
**
* 2000 Bohrungen
6 Bohren mit d = 1 mm 67
Bild 55: Vorschubkraft beim Bohren in Abhängigkeit von der KSS-Strategie
Beim Einsatz des TiAlN-beschichteten HSS-E GU 500 Bohrers (Bild 55 links) konnte
beim Bohren der beiden Messinglegierungen CuZn40-1 und CuZn42 ein ausgepräg-
ter Kraftanstieg am Ende des Bohrprozesses durch die Anwendung des ATS-
Systems verhindert werden. Dies lässt auf einen besseren Spanabtransport schluss-
folgern. Möglicherweise wurden Späne durch die Überflutungskühlung Richtung
Bohrungsgrund gespült und verklemmten dort mit dem Werkzeug. Das Grundniveau
der Vorschubkraft zu Beginn des Bohrprozesses war unabhängig von der KSS-
Strategie sehr ähnlich. Dies war auch beim Bohren des Reinkupfers Cu-ETP der Fall
gewesen. Beim Einsatz des ATS-Systems wurde hier jedoch ein kontinuierlicher
Kraftanstieg gemessen. Es ist zu vermuten, dass infolge des sehr weichen kfz Gefü-
ges von Cu-ETP die Reibung während des Prozesses aufgrund einer zu geringen
Kühlschmierung stark zunahm. Bei diesem Werkstoff ist daher die Anwendung der
ATS-Technologie sehr schwierig zu realisieren.
Beim Bohren von CuZn21Si3P wurden aufgrund der vorherigen Projektergebnisse
ausschließlich Hartmetallwerkzeuge vom Typ 3899 eingesetzt, (Bild 55 rechts). Bei
allen KSS-Strategien war ein konstanter Kraftverlauf zu beobachten und das Grund-
niveau war vergleichbar. Deutlichere Unterschiede ergaben sich lediglich durch den
Einsatz der beschichteten Werkzeuge.
In einem weiterführenden Schritt wurden die KSS-Strategien hinsichtlich des Werk-
zeugverschleißes verglichen. Nach 2000 Bohrungen in CuZn21Si3P und CuZn42
ergaben sich keine markanten Unterschiede in der Verschleißentwicklung, Bild 56
und Bild 57. Dies ist insbesondere für die ATS-Technologie ein positives Ergebnis,
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2
HSS-E, TiAlN (ICE), GU500,
vc = 40 m/min, f = 0,04 mm
Zeit t / s
Vo
rsc
hu
bk
raft
Ff/ N
Vo
rsc
hu
bk
raft
Ff/ N
Zeit t / s
CuZn21Si3P: HM, 3899,
vc = 40 m/min, f = 0,08 mm
Emulsion, IKZ, TiAlN
ATS, unbeschichtet
Öl, S91, TiAlN (ICE)
Öl, S91, unbeschichtet
Öl, S91, CuZn40-1
Öl, S91, CuZn42
ATS,
Cu-ETP
Öl, S91,
Cu-ETP
ATS, CuZn42
ATS, CuZn40-1
IKZ,
HM 3899,
CuZn42
6 Bohren mit d = 1 mm 68
das auf die grundsätzliche Möglichkeit für eine industrielle Anwendung dieses Sys-
tems schließen lässt.
Bild 56: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn21Si3P in Abhängigkeit von der KSS-Strategie
Mit dem ATS-System konnten ebenfalls beim Einsatz des TiAlN (ICE) beschichteten
HSS-E GU 500 Bohrers (vc = 40 m/min, f = 0,04 mm) 2000 Bohrungen in CuZn40-1
und Cu-ETP eingebracht werden. Die Verschleißentwicklung war auch bei diesen
Werkstoffen gering, Bild 58.
CuZn21Si3P, HM, 3899, unbeschichtet, Öl, S91, konv. Überflutung
CuZn21Si3P, HM, 3899, unbeschichtet, ATS
60 μm
60 μm 60 μm
60 μm300 μm
300 μm
60 μm 60 μm300 μm
CuZn21Si3P, HM, 3899,TiAlN ( ICE), Öl, S91, konv. Überflutung
CuZn21Si3P, HM, 3899, TiAlN (ICE), IKZ, Emulsion
60 μm 60 μm300 μm
Schädigung bereits
im Neuzustand
Werkzeuggeometrie: Gühring, 3899
Schneidstoff: Hartmetall
f = 0,08 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: variiert
d = 1 mm
t = 5 mm
6 Bohren mit d = 1 mm 69
Bild 57: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn42 in Abhängigkeit von der KSS-Strategie
Bild 58: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn40-1 und Cu-ETP beim Einsatz der ATS-Technologie
Zum Abschluss der Untersuchungen wurde die Bohrungsqualität zwischen der kon-
ventionellen Überflutungskühlung und der ATS-Technologie verglichen, Bild 59.
CuZn42, HSS-E, GU500, TiAlN (ICE), Öl, S91, konv. Überflutung
60 μm 60 μm300 μm
CuZn42, HSS-E, GU500, TiAlN (ICE), ATS
60 μm 60 μm300 μm
Werkzeuggeometrie: Gühring, GU 500
Schneidstoff: HSS-E
f = 0,04 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: variiert
d = 1 mm
t = 5 mm
CuZn40-1, HSS-E, GU500, TiAlN (ICE), vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, ATS
60 μm 60 μm300 μm
Cu-ETP, HSS-E, GU500, TiAlN (ICE), vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, ATS
60 μm 60 μm300 μm
Werkzeuggeometrie: Gühring, GU 500
Schneidstoff: HSS-E
f = 0,04 mm
vc = 40 m/min
Prozess: Bohren
Kühlung: variiert
d = 1 mm
t = 5 mm
6 Bohren mit d = 1 mm 70
Bild 59: Vergleich der Bohrungsqualität zwischen konventioneller Überflutungsküh-lung und ATS-Technologie
CuZn21Si3P, HM, 3899, unbeschichtet, vc = 40 m/min, f = 0,08 mm, Öl, S91, konv. Überflutung
CuZn21Si3P, HM, 3899, unbeschichtet, vc = 40 m/min, f = 0,08 mm, ATS
1
2
21
21
1
2
CuZn42, HSS, GU500, ICE, vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, Öl, S91, konv. Überflutung
CuZn42, HSS, GU500, ICE, vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, ATS
21
21
1
2
1
2
CuZn40-1, HSS, GU500, ICE, vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, Öl, S91, konv. Überflutung
CuZn40-1, HSS, GU500, ICE, vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, ATS
21
21
1
2
1
2
6 Bohren mit d = 1 mm 71
Hinsichtlich der Riefen und Oberflächentopographie war beim Bohren der drei unter-
suchten Werkstoffe CuZn21Si3P, CuZn42 und CuZn40-1 ein sehr ähnliches Ergeb-
nis festzustellen. Es war jedoch deutlich zu erkennen, dass bei der konventionellen
Überflutungskühlung dunkle Verfärbungen der Bohrungsoberfläche, z. T. erst ab
Mitte der Bohrungstiefe, auftraten. Bei Anwendung der ATS-Technologie waren diese
Verfärbungen deutlich schwächer ausgeprägt. Die Verfärbungen können grundsätz-
lich auf eine Temperatureinwirkung zurückgeführt werden. Es ist zu vermuten, dass
die Verfärbungen z.T. durch verbranntes Öl zu erklären sind. Die Ergebnisse lassen
darauf schließen, dass die Reibung beim Einsatz des ATS-Systems infolge einer
besseren Schmierung geringer war und dadurch geringere Prozesstemperaturen
entstanden. In Untersuchungen des oberflächennahen Gefüges in der Randzone der
Bohrungswand konnte allerdings kein markanter Unterschied zwischen den beiden
KSS-Strategien festgestellt werden.
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 72
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen
(AP 7)
Ziel dieses Arbeitspunktes war es zum einen, die an der Forschungsstelle erarbeite-
ten Lösungen während der Projektlaufzeit in der Fertigung zu erproben. Durch die
Versuche wurde überprüft, inwiefern die erarbeiteten Lösungen unter praxisnahen
Bedingungen anwendbar sind. Zum anderen war die Anzahl der hergestellten Ge-
winde und Bohrungen in den Zerspanversuchen an der Forschungsstelle auf 500
bzw. 2000 begrenzt. Es war daher ein weiteres zentrales Ziel dieses Arbeitspunktes,
deutlich mehr Gewinde und Bohrungen pro Werkzeug zu fertigen, um gezieltere
Aussagen über den Werkzeugverschleiß und die maximal zu erreichenden Stand-
mengen treffen zu können. Darüber hinaus stellten die Praxisversuche sicher, dass
eine enge Zusammenarbeit mit den Partnern im PA und eine sich eng an der betrieb-
lichen Praxis orientierende Forschung gewährleistet war.
Ein Großteil der Praxisversuche wurde bei der im PA vertretenen Firma Carl Leipold
durchgeführt. Bei dem Unternehmen handelt es sich um ein KMU mit ca. 400 Mitar-
beitern, dessen Hauptsitz in Wolfach im Schwarzwald liegt. Das Unternehmen fertigt
vor allem Messingbauteile für die Automotive- und Elektrotechnikbranche sowie
Industrie- & Haustechnik. Des Weiteren wurden Zerspanversuche bei der im PA
vertretenen Firma Rebmann, ebenfalls ein KMU, durchgeführt. Die Mitwirkung des
WZL im Rahmen dieses Arbeitspunktes umfasste die Auswahl und Absprache ge-
eigneter Schneidstoffvarianten, Werkzeuggeometrien und Schnittbedingungen, die
Mitarbeit bei der Versuchsvorbereitung und Versuchsdurchführung vor Ort bei den
Projektpartnern sowie die Analyse, Auswertung und Dokumentation der Versuchser-
gebnisse.
In Absprache mit dem PA fokussierten die Praxisversuche auf die Herstellung von
M3 Innengewinden und von Bohrungen mit d = 1 mm. Gemeinsam mit dem PA wur-
de ein Musterbauteil für die Versuche bei Carl Leipold definiert, in das 2 M3 Innen-
gewinde und 5 Bohrungen mit d = 1 mm eingebracht wurden, Bild 60. Ergänzend zu
den Versuchen an der Forschungsstelle waren die Bohrungen und Kernlochbohrun-
gen für die Gewinde nicht nur als Sackloch ausgeführt. Einige der Bohrungen trafen
auf eine Querbohrung, um den Werkzeugverschleiß und den Spanabtransport bei
diesen geänderten Bedingungen beurteilen zu können, Bild 60.
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 73
Bild 60: Definition des Musterbauteils in den Praxisversuchen
Die Zerspanversuche bei Carl Leipold wurden auf einem für die Kupferindustrie typi-
schen Rundtaktautomaten durchgeführt, Bild 61. Diese Maschinen werden grund-
sätzlich mit Öl betrieben, so dass auch in den Praxisversuchen ausschließlich Öl als
konventionelle Überflutungskühlung der Zerspanstelle zugeführt wurde.
Bild 61: Für die Praxisversuche eingesetzte Rundtaktmaschine
Die Rundtaktmaschine verfügte über 12 Stationen, deren Zuordnung zu den einzel-
nen Fertigungsprozessen des Musterbauteils in Bild 62 gezeigt ist.
B B
Schnitt A-A Schnitt B-B
2 x M3 Innengewinde mit vergleichbarer Gewindelänge
– 1 x Kernloch als Sackloch, 1 x Kernloch als Durchgang auf
Querbohrung treffend
5 x Bohrungen mit d = 1 mm
– 3 x Bohrungen als Sackloch, t = 5 mm
– 2 x Bohrungen als Durchgang auf Querbohrung treffend, t = 5,75 mm
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 74
Bild 62: Zuordnung der Fertigungsprozesse zu den Stationen der Rundtaktmaschine
In Bild 63 ist darüber hinaus die Zuordnung der Bohrungen, Gewinde und Maschi-
nenstationen zum definierten Musterbauteil dargestellt.
Bild 63: Zuordnung der Bohrungen, Gewinde und Stationen zum definierten Muster-bauteil
In Absprache mit dem PA wurden für die Praxisversuche ausschließlich die bleifreien
Cu-Zn-Legierungen CuZn40 (EnViB 10), CuZn42 (BlueBrass), CuZn21Si3P
(Ecobrass) sowie die bleihaltige Referenzlegierung CuZn39Pb3 verwendet. Die me-
chanischen Eigenschaften und der Bleigehalt der Werkstoffe sind in Bild 64 aufgelis-
tet. Die Halbzeughersteller lebronze alloys, Aurubis, Wieland und KME stellten je-
Station 12:
1 x Bohrung,
d = 1 mm, t = 5 mm
Station 11:
2 x Bohrungen,
d = 1 mm, t = 5 mm
Station 10:
Zentrieren
Station 9:
Zentrieren
Station 8:
1 x M3 Gewinde
Sackloch
Station 7:
1 x M3 Gewinde
Durchgangsbohr.
Station 6:
2 x Bohrung,
d = 1 mm, t = 5,75 mm
Durchgangsbohr.Station 1:
Sägen
Station 5:
1 x Kernlochbohrung
d = 2,5 mm, Durchgang
Station 4 horizont.:
1 x Kernlochbohrung
d = 2,5 mm, Sackloch
Station 4 vertikal:
1 x Querbohrung
d = 2,5 mm, SacklochStation 2:
Zentrieren,
Planen, Fasen
Station 3:
Zentrieren
Station 8:
1 x M3 Gewinde
Gewindetiefe: t = 5,0 – 5,5 mm
Sackloch
Station 7:
1 x M3 Gewinde
Gewindetiefe: t = 5,0 – 5,5 mm
Auf Querbohrung treffend
Station 12:
1 x 1 mm Bohrung
Bohrtiefe: t = 5,0 mm
Sackloch
Station 11:
2 x 1 mm Bohrung
Bohrtiefe: t = 5,0 mm
Sackloch
Station 6:
2 x 1 mm Bohrung
Bohrtiefe: t = 5,75 mm
Auf Querbohrung treffend
Station 4h:
1 x M3 Kernloch
Bohrtiefe: t = 8,0 mm
Sackloch
Station 5:
1 x M3 Kernloch
Bohrtiefe: t = 5,75 mm
Auf Querbohrung treffend
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 75
weils ca. 500 kg Stangenmaterial einer Legierung mit einem Durchmesser von
10 mm und einer Länge von 3 m zur Verfügung.
Bild 64: Mechanische Eigenschaften und Bleigehalt der Versuchswerkstoffe
Die Auswahl der Werkzeuge erfolgte zwischen dem WZL, Gühring und Carl Leipold,
Bild 65. Für die Praxisversuche wurden ausschließlich Werkzeuge eingesetzt, die
zuvor bereits in den Zerspanversuchen am WZL verwendet wurden. Zur Herstellung
der M3 Innengewinde wurde neben dem Gewindebohren das Gewindeformen in die
Versuche einbezogen. Die Werkzeuge zum Bohren und Gewindebohren unterschie-
den sich im Schneidstoff, in der Beschichtung und der Werkzeuggeometrie.
Bild 65: Übersicht über die in den Praxisversuchen eingesetzten Gühring-Werkzeuge
Eine Übersicht über das definierte Versuchsprogramm ist in Bild 66 gezeigt. Beim
Bohren wurde eine konstante Schnittgeschwindigkeit von vc = 22,6 m/min gewählt.
Hierbei wurde die maximal auf der Maschine mögliche Drehzahl von n = 7200 min-1
eingestellt. Der Vorschub variierte je nach Bearbeitungsoperation und Werkstoff
zwischen f = 0,012 und 0,111 mm. Ziel war hierbei die Anwendung eines möglichst
hohen Vorschubs zur Erreichung einer hohen Produktivität und gleichzeitig hohen
Prozesssicherheit.
Werkstoff Lieferant
Pb-
Gehalt
Rm /
(N/mm2)
Rp0,2 /
(N/mm2) A / %
CuZn40 (EnviB10) Lebronze 0,099% 555 n/a 10
CuZn42 Aurubis 0,08% 591 n/a 16
CuZn21Si3P Wieland 0,03% 712 465 24
CuZn39Pb3 KME 3,00% 543 430 9
1 mm Bohrer Gewindebohrer Gew.former
Typ 3899 GU500 889 800 812 971 793
SchneidstoffHartmetall HSS HSS HSS HSS Hartmetall HSS
Beschichtung---
TiAlN
(A)--- T
iN
TiA
lN TiN
(S)
TiCN
(C)
TiN
(S)
TiCN
(C)
TiN
(S)
TiCN
(C)---
TiN
(S)
TiCN
(C)
Schneiden /
Druckstollen2 2 3 3 2 3 4
Spiralwinkel30° 38° 40° 0° 45° 15° 0°
Anzahl12 30 15 20 10 5 5 5 5 5 5 10 5 5
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 76
Beim Gewindebohren wurde eine konstante Schnittgeschwindigkeit von
vc = 15,1 m/min eingestellt. Die Variationen konzentrierten sich auf die Werkzeugge-
ometrie, den Schneidstoff und die Beschichtung sowie das Fertigungsverfahren. Pro
Versuchsreihe mit identischen Versuchsbedingungen wurde die Herstellung von ca.
10.000 Bauteilen anvisiert. Zum Teil lag die Bauteilmenge aber auch deutlich höher,
maximal bei 32.000 Bauteilen.
Bild 66: Versuchsprogramm in den Praxisversuchen
Im Folgenden werden die Versuchsergebnisse hinsichtlich der Werkzeugstandmen-
ge, der Spanformen, dem Werkzeugverschleiß und der Bohrungs- / Gewindequalität
für die jeweiligen Versuchswerkstoffe beschrieben.
CuZn40-10
In Bild 67 ist eine Übersicht über die Anzahl der hergestellten Bohrungen und Ge-
winde in CuZn40-10 dargestellt. Bis auf je einen Werkzeugbruch beim Bohren und
Gewindebohren wurde ein ausgesprochen positives Ergebnis erzielt. Die Gewinde-
bohrer wurden bis zur vorgesehenen Menge von 10.000 Gewinden eingesetzt und
die maximale Anzahl an hergestellten 1 mm Bohrungen pro Werkzeug betrug 40.000.
Die Werkzeugbrüche zu Beginn der Versuchsreihe können zum einen auf die Ent-
stehung langer Späne und zum anderen beim Bohren zusätzlich auf die Wahl eines
zu hohen Vorschubs von f = 0,098 mm zurückgeführt werden. Bei den zu Beginn
gewählten Bedingungen wickelten sich lange Wendel- und Wirrspäne um die Werk-
zeuge (Bild 68), die in bestimmten Abständen manuell entfernt werden mussten. Zur
Behebung dieses Problems wurden neue Spannzangen eingesetzt, die im Gegen-
satz zu den zuvor verwendeten Spannzangen keine Nuten und Aussparungen auf-
wiesen. Die Späne verklemmten sich daraufhin nicht mehr in der Spannzange, so
Bohren 1 mm Gewindebohren / -formen
Station 6 11 12 7 8
KSS Öl
Drehzahl
n / min-17200 = const 1600 = const
Schnittgeschw.
vc / (m/min)22,6 = const 15,1 = const
Vorschub
f / mmVariiert: 0,012 – 0,111 Abhängig von Gewindesteigung: const
Zielgrößen des
Versuchs
Bauteile pro
Versuchsreihe ca. 10.000 Bauteile, maximal 32.000 Bauteile pro Werkstoff
Gezielte Variation der WZ-
Geometrie und des Verfahrens
Untersuchung der Standzeit bei
definierten Parametern für den
jeweiligen Werkstoff
Untersuchung der Gewindequalität
Gezielte Variation des Vorschubs und der Beschichtung
für maximale Produktivität bei stabiler Prozessführung
Untersuchung der Standzeit des Werkzeugs bei
definierten Parametern für den jeweiligen Werkstoff
Untersuchung der Bohrungsqualität
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 77
dass die Gefahr reduziert wurde, dass sich die Späne um die Werkzeuge wickelten.
Beim Gewindebohren reichte diese Änderung vollständig aus, um das Aufwickeln der
Späne zu vermeiden, Bild 68. Beim Bohren mit d = 1 mm war zusätzlich an Station
11 (vgl. Bild 63) eine Reduzierung des Vorschubs auf f = 0,054 mm erforderlich.
Beim vorherigen Vorschub schmierten die Späne die Spannuten des Bohrers stark
zu, wodurch der Spanabtransport behindert und ein Werkzeugbruch verursacht wur-
de. Ein ähnlich geringer Vorschub wurde beim Einsatz eines TiAlN-beschichteten
Bohrers gewählt, der zum Ende des Bohrprozesses auf die Querbohrung auftrat.
Durch die hier verursachte plötzliche Schlagbelastung auf das Werkzeug ist ein ge-
ringerer Vorschub grundsätzlich zielführend. Im Gegensatz dazu konnte beim Einsatz
des gleichen Werkzeugtyps mit TiAlN-Beschichtung an Station 12 ein sehr hoher
Vorschub von f = 0,111 mm gewählt werden, da an dieser Station ein Sackloch ein-
gebracht wurde. Im Vergleich zum unbeschichteten Werkzeug an Station 11 ermög-
lichte der Einsatz der TiAlN-Beschichtung offensichtlich eine Vorschub- und damit
Produktivitätssteigerung.
Bild 67: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn40-10
0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000
Anzahl der Bohrungen / Gewinde
f = 0,051 mm
f = 0,098 mm
f = 0,054 mm
f = 0,111 mm
Station 8
Station 7
Station 12
Station 11
Station 6
HM-3899, unb.
HM-3899, TiAlN
HSS-889, TiN
HSS-889, TiCN
HSS-800, TiCN
HSS-793, TiCN
Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche Schneidkantenausbrüche Werkzeugbruch
Ge
win
de
Bo
hru
ng
d =
1 m
m
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 78
Bild 68: Spanformen beim Bohren und Gewindebohren in CuZn40-10
Zum jeweiligen Versuchsende war das Standzeitende der Werkzeuge noch nicht
erreicht. Die TiAlN-beschichteten 1 mm Bohrer wiesen nur einen sehr geringen Ver-
schleiß auf, wohingegen das unbeschichtete Werkzeug an einer Schneidkante durch
mehrere kleine Ausbrüche geschädigt war. Zu Beginn wurde das Werkzeug noch bei
einem Vorschub von f = 0,098 mm eingesetzt, so dass nicht auszuschließen ist, das
die Ausbrüche von dieser Bearbeitung und den damit zusammenhängenden Spa-
naufwicklungen stammen. Unabhängig davon zeigten die TiAlN-beschichteten 1 mm
Bohrer eine geringere Verschleißentwicklung bei teils noch höherem Vorschub.
Die Gewindebohrer und der Gewindeformer wiesen unabhängig von der Geometrie
und Beschichtung nach jeweils ca. 10.000 hergestellten Gewinden einen sehr gerin-
gen Verschleiß auf, Bild 70.
St. 6: 3899-TiAlN St. 11: 3899-unb. St. 12: 3899-TiAlN St. 7: 889-TiCN St. 8: 889-TiN
800-TiCN:
Kurze Späne, die sich
nicht um das
Werkzeug wickelten
793-TiCN:
Gewindeformer,
keine Spanbildung
f = 0,051 mm
Spannzangenänderu
ng
Spannzangenänderu
ng
Spannzangenänderu
ng
Spannzangenänderu
ng
f = 0,098 mm f = 0,111 mm
f = 0,054 mm
f = 0,098 mm
Vors
chub r
eduzie
rt
f = 0,111 mm
f = 0,111 mm
Ohne Ä
nderu
ng
* Bei CuZn42,
CuZn21Si3P und
CuZn39Pb3 wurde kein
Problem mit Spänen,
die sich um das
Werkzeug wickelten,
festgestellt. Neben den
veränderten Werkstoff-
eigenschaften kann
dies zudem an der
Änderung der
Spannzangen liegen.
Spannzangenänderung
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 79
Bild 69: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn40-10
Bild 70: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn40-10
CuZn40: HM, 3899, TiAlN-beschichtet, Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,111 mm, 20.000 Bohrungen
CuZn40: HM, 3899, unbeschichtet, Station 11, vc = 23 m/min, f = 0,054 mm, 37.030 Bohrungen
Spanschläge
CuZn40: HM, 3899, TiAlN-beschichtet, Station 6, vc = 23 m/min, f = 0,051 mm, 40.000 Bohrungen
Sta
tio
n 7
:
9.8
07
Ge
win
de
200 µm
200 µm
200 µm
200 µm
Kleiner Ausbruch
Kleiner Ausbruch und
Schichtabplatzung
CuZn40: HSS, 889, TiCN, vc = 15 m/min CuZn40: HSS, 800, TiCN, vc = 15 m/min
Sta
tio
n 7
:
10
.00
0 G
ew
ind
e
Sta
tio
n 8
:
9.8
07
Ge
win
de
CuZn40: HSS, 889, TiN, vc = 15 m/min CuZn40: HSS, 793, TiCN, vc = 15 m/min
Sta
tio
n 8
:
10
.00
0 G
ew
ind
e
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 80
Hinsichtlich der Bohrungsqualität erwiesen sich die TiAlN-beschichteten Bohrer hin-
gegen als nachteilig gegenüber den unbeschichteten Werkzeugen, Bild 71. Die
Oberfläche war stärker durch Riefen und Unebenheiten gekennzeichnet, so dass die
Oberfläche deutlich matter wirkte. Dieser Aspekt ist vermutlich auf die größere
Schneidkantenverrundung infolge der Beschichtung und den entsprechend verstärk-
ten Reib- und Quetschanteilen zurückzuführen. Die Gratbildung beim Bohrungsaus-
tritt bzw. -eintritt in die Querbohrung war jedoch beim Einsatz des beschichteten
Werkzeugs an Station 6 gering. Die Gewindequalität war unabhängig von der Werk-
zeuggeometrie und Beschichtung sowie Gewindeanzahl sowohl beim Gewindeboh-
ren als auch Gewindeformen hoch, Bild 71.
Bild 71: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn40-10
Station 6, HM3899, TiAlN
(A-Schicht), f = 0,051 mm
Bohrungseintritt
250 µm 250 µm
250 µm 250 µm250 µm
250 µm
Anzahl Bohrungen: 1
Anzahl Bohrungen: 40.000
Station 12, HM 3899, TiAlN
(A-Schicht), f = 0,111 mm
Station 11, HM 3899,
unbesch., f variiert
Station 7, vc = 15 m/min
889, HSS-E, TiCN
800, HSS-E, TiCN
f = 0,098 mm
f = 0,054 mm
250 µm 250 µm
250 µm250 µm250 µm
250 µm
Anzahl Bohrungen: 1
Anzahl Bohrungen: 20.000
Anzahl Bohrungen: 1
Anzahl Bohrungen: 40.000
Anzahl Gewinde: 1
Anzahl Gewinde: 10.000
Station 8, vc = 15 m/min
889, HSS-E, TiN
793, HSS-E, TiCN
250 µm
250 µm
Anzahl Gewinde: 1
Anzahl Gewinde: 10.000
Station 6, HM3899, TiAlN
(A-Schicht), f = 0,051 mm
Austritt in Querbohrung
Station 6, HM3899, TiAlN
(A-Schicht), f = 0,051 mm
Bohrungswand
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 81
CuZn42
Eine Übersicht über die in CuZn42 hergestellten Bohrungen und Gewinde zeigt Bild
72. Ähnlich wie bei CuZn40-10 ist auch für diesen Werkstoff das Ergebnis der Pra-
xisversuche als grundsätzlich sehr positiv zu bewerten.
Beim Bohren der Sacklochbohrungen an den Stationen 11 und 12 traten unter den
zur Bearbeitung von CuZn40-10 identischen Bedingungen und Vorschüben ebenfalls
keine Werkzeugbrüche auf. Im Vergleich zu CuZn40-10 konnte darüber hinaus an
Station der 11 der Vorschub für ca. 25.000 Bohrungen auf f = 0,098 mm gesteigert
werden, ohne dass ein Werkzeugbruch auftrat. Bei identischem Vorschub war es
beim Bohren von CuZn40-10 zu einem Werkzeugbruch aufgrund des Aufwickelns
der Späne gekommen, vgl. Bild 68. Dieses Problem war bei f = 0,098 mm auch durch
das Wechseln der Spannzangen nicht behoben. Beim Bohren von CuZn42 wickelten
sich die Späne beim Einsatz der neuen Spannzangen ohne Nuten im Gegensatz
dazu bei keinem der angewandten Vorschübe um die Werkzeuge, Bild 68. Dies ist
vermutlich auf das bessere Spanbruchverhalten infolge des höheren Anteils der β-
Phase im Gefüge zu erklären.
Beim Bohren der Durchgangsbohrung (auf Querbohrung treffend) an Station 6 traten
zu Beginn im Gegensatz zur Herstellung der Sacklochbohrungen einige Werkzeug-
brüche auf. Erst nach einer deutlichen Vorschuberhöhung auf f = 0,085 mm konnten
höhere Stückzahlen von ca. 14.000 und 28.000 Bohrungen realisiert werden. Die
Prozesssicherheit war bei diesem Prozess jedoch nicht optimal. Der Grund für die
Werkzeugbrüche beim Eintritt in die Querbohrung ist möglicherweise in der höheren
Werkstofffestigkeit gegenüber CuZn40-10 zu sehen, vgl. Bild 64.
Bei der Herstellung der M3 Innengewinde traten unabhängig vom eingesetzten
Werkzeug und Verfahren keine Probleme und Werkzeugbrüche auf, Bild 72. Auch
hier wickelten sich ähnlich wie beim Bohren beim Einsatz der Spannzangen ohne
Nuten keine Späne um die Werkzeuge.
Zusätzlich zur beschriebenen, analog zu CuZn40-10 durchgeführten Versuchsreihe
wurden weitere Versuche mit HSS-E GU 500 Bohrern sowie alternativen Varianten
zur Gewindeherstellung durchgeführt, Bild 72 unten. Mit den HSS-E GU 500 Bohrern
konnten unabhängig von der Beschichtung und vom Einsatz polierter Spannuten
keine hohen Werkzeugstandmengen erzielt werden. Bezüglich der Herstellung der
M3 Innengewinde traten beim Einsatz des Hartmetallgewindebohrers wiederkehrend
Werkzeugbrüche auf. Dies ist möglicherweise auf einen zu geringen Drallwinkel von
δ = 15° und die geringere Zähigkeit von Hartmetall gegenüber HSS zurückzuführen.
Bei Verwendung des 2-schneidigen TiCN-beschichteten HSS-Gewindebohrers 812
wurde ebenfalls ein deutlich schlechteres Ergebnis im Vergleich zu den 3-
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 82
schneidigen HSS-Gewindebohrern ermittelt. Nach geringer Gewindeanzahl trat ein
sehr großer Schneidkantenausbruch auf, der das Standzeitende definierte und ver-
mutlich durch die höhere Werkzeugbelastung zu erklären ist.
Bild 72: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn42
Der Verschleißzustand der 1 mm Bohrer nach dem jeweiligen Versuchsende ist in
Bild 73 gegenübergestellt. Bis auf einen Ausbruch an einer Schneidkante war bei
allen Bohrern, sowohl unbeschichtet als auch TiAlN-beschichtet, der Verschleiß noch
sehr gering ausgeprägt. Bei den HSS-Bohrern traten wie oben bereits beschrieben
hingegen nach geringer Bohrungsanzahl Schneidkantenausbrüche und Werkzeug-
brüche auf. Darüber hinaus war die Verschleißentwicklung im Bereich der Gewinde-
0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000
Anzahl der Bohrungen / Gewinde
f = 0,056 mm
f = 0,085 mm
f = 0,041 mm
f = 0,098 mm
f = 0,056 mm
f = 0,054 mm
f = 0,111 mm
f = 0,111 mm
Station 8
Station 7
Station 12
Station 11
Station 6
HM-3899, unb.
HM-3899, TiAlN
HSS-889, TiN
HSS-889, TiCN
HSS-800, TiCN
HSS-793, TiCN
f = 0,085 mm
Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche Schneidkantenausbruch Werkzeugbruch
Nach Umrüstung gebrochen,
Maschinenfehler?!
0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000
Anzahl der Bohrungen / Gewinde
Station 8
Station 7
Station 12
Station 11
Station 6
Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche Schneidkantenausbrüche Werkzeugbruch
HSS, GU500, pol.
HSS, GU500, TiAlN
HSS, GU500, TiN
HSS-812, TiCN
HM-971, unb.
f = 0,051 mm
f = 0,041 mm
f = 0,02 mm
f = 0,072 mm
Ge
win
de
Bohru
ng d
= 1
mm
Ge
win
de
Bohru
ng d
= 1
mm
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 83
werkzeuge bis auf den erwähnten Ausbruch am 2-schneidigen HSS-Bohrer 812 bei
allen anderen Gewindebohrer und -formern noch sehr gering, Bild 74.
Bild 73: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn42
CuZn42: HM, 3899, TiAlN-beschichtet, Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,111 mm, 10.000 Bohrungen
CuZn42: HM, 3899, TiAlN-beschichtet, Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,111 mm, 12.797 Bohrungen
CuZn42: HM, 3899, unbeschichtet, Station 11, vc = 23 m/min, f = 0,054 mm: 20.000 B., f = 0,098 mm: 25.594 B.
CuZn42: HM, 3899, TiAlN-beschichtet, Station 6, vc = 23 m/min, f = 0,085 mm, 28.594 Bohrungen
Direkt nach einer Versuchsunterbrechung und
Maschinenumrüstung gebrochen:
Vermutlich lag ein Maschinenfehler vor!
5.000 Bohrungen
100 µm
CuZn42: HSS, GU500, unbeschichtet + poliert, Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,072 mm, 1.844 Bohrungen
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 84
Bild 74: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn42
Die Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn42 zeigt Bild 75.
Die grundsätzlichen Erkenntnisse und Aussagen gelten hier analog zur Bearbeitung
von CuZn40-10, vgl. Bild 71. Beim geformten Gewinde ist zu erkennen, dass die
Ausbildung der „Werkstoffzipfel“ am Gewindekopf nicht so regelmäßig erfolgte wie
bei CuZn40-10. Dies ist auf das geringere Formänderungsvermögen des Werkstoffs
aufgrund des höheren Anteils der β-Phase zurückzuführen. Die Gewindequalität
beim Formen war aber auch bei CuZn42 als gut zu beurteilen.
Sta
tio
n 7
:
10
.00
0 G
ew
ind
e
200 µm
200 µm
200 µm
200 µm
CuZn42: HSS, 889, TiCN, vc = 15 m/min CuZn42: HSS, 800, TiCN, vc = 15 m/min
Sta
tio
n 7
:
12
.79
7 G
ew
ind
e
Sta
tio
n 8
:
10
.00
0 G
ew
ind
e
CuZn42: HSS, 889, TiN, vc = 15 m/min CuZn42: HSS, 793, TiCN, vc = 15 m/min
Sta
tio
n 8
:
12
.79
7 G
ew
ind
e
200 µm
Sta
tio
n 8
:
2.3
44
Ge
win
de
CuZn42: HSS, 812, TiCN, vc = 15 m/min
200 µm
Großer Ausbruch
200 µm
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 85
Bild 75: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn42
CuZn21Si3P
Bei der Bearbeitung von CuZn21Si3P traten im Vergleich zu CuZn40-10 und CuZn42
mehr Werkzeugbrüche und Schneidkantenausbrüche auf. Diese konnten jedoch
nach einer Prozessanpassung vermieden werden, so dass auch im Fall von
CuZn21Si3P hohe Stückzahlen realisiert werden konnten.
Es kann als eindeutiges Ergebnis festgehalten werden, dass bei der verwendeten
Werkzeuggeometrie die TiAlN-Beschichtung beim Bohren mit d = 1 mm nicht pro-
zesssicher eingesetzt werden konnte. In verschiedenen Versuchen mit variierendem
Vorschub zwischen f = 0,022 mm und f = 0,062 mm kam es bereits nach kurzer Ein-
satzzeit zu Werkzeugbrüchen, Bild 76. Dies betraf sowohl die Sackloch- als auch
Durchgangsbohrungen. Erst nach einer Reduzierung der Bohrtiefe von t = 5 mm auf
t = 4 mm konnten bei einem Vorschub von f = 0,062 mm ca. 8000 Bohrungen ohne
Komplikationen hergestellt werden. Dies legt die Vermutung nahe, dass Probleme
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm250 µm
250 µm
Anzahl Bohrungen: 2.200
Anzahl Bohrungen: 23.000
Station 12, HM 3899, TiAlN
(A-Schicht), f = 0,111 mm
Station 11, HM 3899,
unbesch., f variiert
Station 7, vc = 15 m/min
889, HSS-E, TiCN
800, HSS-E, TiCN
f = 0,054 mm
f = 0,098 mm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
Anzahl Bohrungen: 2.500
Anzahl Bohrungen: 10.000
Anzahl Bohrungen: 5.000
Anzahl Bohrungen: 40.000
Anzahl Gewinde: 1
Anzahl Gewinde: 10.000
Station 8, vc = 15 m/min
889, HSS-E, TiN
793, HSS-E, TiCN
250 µm
250 µm
Anzahl Gewinde: 2500
Anzahl Gewinde: 10.000
Station 6, HM3899, TiAlN
(A-Schicht), f = 0,085 mm
Bohrungseintritt
Station 6, HM3899, TiAlN
(A-Schicht), f = 0,085 mm
Austritt in Querbohrung
Station 6, HM3899, TiAlN
(A-Schicht), f = 0,085 mm
Bohrungswand
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 86
beim Spanabtransport die Werkzeugbrüche verursachten. Bei der Bearbeitung von
CuZn21Si3P entstanden durch die Zugabe von Silizium und die Bildung einer harten
κ-Phase im Gefüge vorrangig kurze Späne beim Bohren. Es ist anzunehmen, dass
diese kurzen Späne beim Einsatz des gedrallten Bohrers nicht einwandfrei abgeführt
wurden. Durch die Beschichtung verstärkte sich dieses Problem, da sich infolge einer
höheren Schneidkantenverrundung die Reib- und Quetschanteile während der
Spanbildung erhöhten und die Werkzeugbelastung zunahm. Durch die Anwendung
der scharfkantigen unbeschichteten Hartmetallbohrer konnten Werkzeugbrüche
unabhängig vom Vorschub vermieden werden. Bei der Herstellung der Sacklochboh-
rungen konnten mit dem höchsten angewandten Vorschub von f = 0,098 mm annä-
hernd 25.000 Bohrungen ohne Werkzeugbruch oder Schneidkantenausbrüche gefer-
tigt werden. Die Durchgangsbohrungen (auf Querbohrung treffend) konnten mit ei-
nem Vorschub zwischen f = 0,033 mm und f = 0,054 mm gefertigt werden. Dieser
Bereich war mit dem Bohren von CuZn40-10 vergleichbar. Allerdings traten nach ca.
20.000 Bohrungen kleinere Schneidkantenausbrüche an den Werkzeugen auf.
Bild 76: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn21Si3P
Bei der Gewindeherstellung ergab sich ein im Vergleich zu den anderen bleifreien
Cu-Zn-Legierungen ähnliches Ergebnis. Mit einem Großteil der Werkzeuge konnten
die anvisierten 10.000 Gewinde gefertigt werden. Beim Einsatz des 2-schneidigen
HSS-Bohrers 812 traten ähnlich wie bei CuZn42 große Schneidkantenausbrüche auf.
Analog zu den Versuchen an der Forschungsstelle wurden zudem Werkzeugbrüche
bei Verwendung des gedrallten 3-schneidigen HSS-Bohrers 889 beobachtet. Ein
Wechsel von einer TiN- zu einer TiCN-Beschichtung schaffte hier Abhilfe. Ein sehr
gutes Ergebnis wurde mit dem geradgenuteten Gewindebohrer 800 erzielt. Im Ge-
Station 12
0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000
Anzahl der Bohrungen / Gewinde
Station 7
Station 8
Station 11
Station 6
HM-3899, unb.
HM-3899, TiAlN
HSS-889, TiN
HSS-889, TiCN
HSS-889, unb.
HSS-800, TiCN
HSS-812, TiCN
HSS-793, TiCN
HM-971, unb.
HSS, GU500, unb.
f = 0,044 mm
f = 0,033 mm
f = 0,054 mm
f = 0,029 mm
f = 0,054 mm
f = 0,098 mm
f = 0,043 mm
f = 0,022 mm
f = 0,03 mm
f = 0,072 mm
f = 0,043 mm
f = 0,022 mm
f = 0,062 mm
f = 0,062 mm
f = 0,054 mmReduzierte
Bohrtiefe
t = 4 mm
(2 kleine Ausbröckelungen an der Hauptschneide)
Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche Schneidkantenausbruch Werkzeugbruch
Ge
win
de
Bohru
ng d
= 1
mm
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 87
gensatz dazu war die Gewindezahl mit dem Hartmetallgewindebohrer aufgrund eines
Schneidkantenausbruchs ähnlich wie bei CuZn42 begrenzt. Ursache ist vermutlich
die geringere Zähigkeit im Vergleich zu HSS.
Bild 77: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn21Si3P (Sacklochbohrungen)
CuZn21Si3P: HM, 3899, TiAlN-beschichtet, Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,062 mm, 8.480 Bohrungen, t = 4 mm
CuZn21Si3P: HM, 3899, Unbesch., Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,054 mm, 10.000 B., f = 0,072 mm, 12.174 B.
CuZn21Si3P: HM, 3899, Unbeschichtet, Station 11, vc = 23 m/min, f = 0,029 mm, 20.332 Bohrungen
CuZn21Si3P: HM, 3899, Unbeschichtet, Station 11, vc = 23 m/min, f = 0,054 mm, 20.000 Bohrungen
CuZn21Si3P: HM, 3899, Unbeschichtet, Station 11, vc = 23 m/min, f = 0,098 mm, 24.348 Bohrungen
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 88
REM-Aufnahmen der 1 mm Bohrer nach Herstellung der Sacklochbohrungen sind in
Bild 77 abgebildet. Keiner der Bohrer hatte das Standzeitende zum Versuchsende
erreicht, die Verschleißentwicklung war jeweils noch sehr gering.
Im Gegensatz zu den Sacklockbohrungen trat deutlich erhöhter Verschleiß bei der
Herstellung der Durchgangsbohrungen infolge der plötzlichen Schlagbelastung auf,
Bild 78. Im Vergleich zu den anderen Werkstoffen ist dies insbesondere auf die höhe-
re Festigkeit von CuZn21Si3P zurückzuführen. Für diese Bearbeitungsaufgabe emp-
fiehlt sich daher ein geringer Vorschub von f = 0,033 mm oder kleiner.
Bild 78: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn21Si3P (Durchgangsbohrungen)
Lichtmikroskopaufnahmen der Gewindewerkzeuge zeigt Bild 79. Die Aufnahmen
unterstützen die obigen Erläuterungen.
CuZn21Si3P: HM, 3899, Unbeschichtet, Station 6, vc = 23 m/min, f = 0,054 mm, 20.000 Bohrungen
CuZn21Si3P: HM, 3899, Unbeschichtet, Station 6, vc = 23 m/min, f = 0,033 mm, 19.754 Bohrungen
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 89
Bild 79: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn21Si3P
Die bei der Bearbeitung von CuZn21Si3P erzielte Bohrungs- und Gewindequalität
kann ähnlich wie bei den anderen Versuchswerkstoffen insgesamt als sehr gut ein-
gestuft werden, Bild 80.
Sta
tion 7
:
9.9
02 G
ew
inde
200 µm
200 µm
200 µm
200 µm
CuZn21Si3P: HM, 971, unb., vc = 15 m/min CuZn21Si3P: HSS, 800, TiCN, vc = 15 m/min
Sta
tion 7
:
10.0
00 G
ew
inde
Sta
tion 8
:
9.9
02 G
ew
inde
CuZn21Si3P: HSS, 793, TiCN, vc = 15 m/min CuZn21Si3P: HSS, 889, TiCN, vc = 15 m/min
Sta
tion 8
:
10.0
00 G
ew
inde
Große
Ausbrüche
Sta
tion 7
:
12.1
74 G
ew
inde
200 µm
CuZn21Si3P: HSS, 812, TiCN, vc = 15 m/min
200 µm
Großer Ausbruch
Großer Ausbruch
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 90
Bild 80: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn21Si3P
CuZn39Pb3
Beim Gewindebohren und insbesondere beim Bohren mit d = 1 mm in CuZn39b3
traten im Vergleich zu den bleifreien Versuchswerkstoffen zunächst deutlich mehr
Werkzeugbrüche auf, Bild 81. Dies lag daran, dass die eingesetzten Werkzeuge
gezielt für die Bearbeitung der bleifreien Werkstoffe ausgewählt wurden. Die bei der
Zerspanung von CuZn39Pb3 entstandenen kurzen Nadelspäne konnten daher nicht
optimal abtransportiert werden, sondern verklemmten am Bohrungsgrund und an der
Bohrungswand mit dem Werkzeug. Ähnlich wie bei CuZn39Pb3 traten die Werk-
zeugbrüche vor allem beim Einsatz der beschichteten 1 mm Bohrer auf. Das Ver-
klemmen der Späne mit dem Werkzeug war unter dem Lichtmikroskop und REM
deutlich anhand von Riefen an der Bohrungswand sowie im Fall der HSS-Bohrer
zusätzlich anhand von Spaneindrücken im Schneidstoff erkennbar.
250 µm
250 µm 250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
Anzahl Bohrungen: 5.000
Anzahl Bohrungen: 20.000
Schlechtere
Oberflächenqualität wegen
Werkzeugverschleiß
Station 12, HM 3899,
unbesch., f = 0,054 mm
Station 11, HM 3899,
unbesch., f = 0,054 mm
Station 7, 800, HSS-E, TiCN
(C-Schicht), vc = 15 m/min
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
250 µm
Anzahl Bohrungen: 2.500
Anzahl Bohrungen: 10.000
Anzahl Bohrungen: 5.000
Anzahl Bohrungen: 20.000
Anzahl Gewinde: 2.500
Anzahl Gewinde: 10.000
Station 6, HM3899,
unbesch., f = 0,054 mm
Bohrungseintritt
Station 6, HM3899,
unbesch., f = 0,054 mm
Austritt in Querbohrung
Station 6, HM3899,
unbesch., f = 0,054 mm
Bohrungswand
Station 7, 889, HSS-E, TiCN
(C-Schicht), vc = 15 m/min
250 µm
250 µm
Anzahl Gewinde: 15000
Anzahl Gewinde: 22.500
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 91
Bild 81: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn39Pb3
Im weiterführenden Versuchen wurden die Werkzeuge gezielt auf die Bearbeitung
des bleihaltigen Werkstoffs angepasst. Die Anpassung beinhaltete insbesondere
eine Reduzierung des Drallwinkels von zuvor δ = 30° (HM 3899) und 38° (HSS-E GU
500) auf δ = 12 - 17° bei einem Großteil der Werkzeuge. Hierfür kamen verschiedene
unbeschichtete Hartmetallwerkzeuge der Fa. Gühring und Karnasch zum Einsatz.
Durch diese Werkzeugumstellung konnten in diversen Zerspanversuchen bei den im
PA vertretenen Firmen Carl Leipold und Rebmann unter verschiedenen Prozesspa-
rametern (vc = 23 - 30 m/min, f = 0,04 - 0,18 mm) bis zu 160.000 Bohrungen ohne
Werkzeugbrüche und Schneidkantenausbrüche hergestellt werden, Bild 81. Die
Versuche wurden anschließend wegen des hohen Versuchsaufwands und Kapazi-
tätsproblemen auf den Maschinen abgebrochen. Nach Angaben verschiedener Un-
ternehmen aus dem PA liegt die erreichbare Standmenge beim Bohren mit d = 1 mm
in CuZn39Pb3 derzeit in der Industrie bei über 850.000 Bohrungen, Bild 81. Wie
hoch die maximal mögliche Bohrungsanzahl beim Bohren der bleifreien Cu-Zn-
Legierungen ist, konnte in den Praxisversuchen aufgrund des hohen Zeit- und Mate-
rialaufwands nicht ermittelt werden. Es konnte allerdings gezeigt werden, dass unter
f = 0,054 mm
0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000
Anzahl der Bohrungen / Gewinde
Station 7
Station 8
Station 12
Station 11
Station 6
HM-3899, unb.
HM-3899, TiAlN
HSS-889, TiN
HSS-889, MoS2
HSS, GU500, TiN
HSS, GU500, unbesch.
HSS, GU500, pol.
f = 0,037 mmf = 0,098 mm
Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche Schneidkantenausbrüche Werkzeugbruch
f = 0,085 mm
f = 0,041 mm
f = 0,024 mm
f = 0,069 mm
f = 0,056 mm
f = 0,012 mm
f = 0,056 mm
Reduzierte
Bohrtiefe
t = 4 mm
Komplette
Bohrtiefe
t = 5,75 mm
f = 0,022 – 0,026 mm, Bohren mit Entspanen
f = 0,111 mm
f = 0,054 – 0,087 mm, Bohren mit Entspanen
f = 0,085 – 0,133 mm, Bohren mit Entspanenf = 0,108 – 0,201 mm, Bohren mit Entspanen
f = 0,018 – 0,019 mm, Bohren mit Entspanen
f = 0,049 – 0,062 mm, Bohren mit Entspanen
f = 0,038 – 0,047 mm, Bohren mit Entspanen
Einsatz von Werkzeugen, die gezielt für die
Bearbeitung der bleifreien Cu-Zn-Legierungen
ausgewählt wurden. Durch einen damit
verbundenen mangelhaften Abtransport der kleinen
Nadelspäne beim Bohren von CuZn39Pb3 wurde
eine Vielzahl an Werkzeugbrüchen verursacht.
V3*: Carl Leipold: CuZn36Pb3, Bohrer Karnasch, HM unbeschichtet, poliert, δ = 17°, Art. Nr. 220360, vc = 28 m/min, f = 0,14 mm
V1*: Carl Leipold: CuZn39Pb3, Bohrer Karnasch, HM unbeschichtet, poliert, δ = 17°, Art. Nr. 220360, vc = 23 m/min, f = 0,08 mm
V4*: Rebmann: CuZn39Pb3, Bohrer Gühring 206, HSS unbeschichtet, δ = 12°, vc = 30 m/min, f = 0,04 mm
Werkzeuganpassung
V5*: Rebmann: CuZn39Pb3, Bohrer Gühring 732, HSS unbeschichtet, δ = 30°, vc = 30 m/min, f = 0,04 mm
V6*: Rebmann: CuZn39Pb3, Bohrer Gühring 6401, HM AlTiN-beschichtet, δ = 30°, vc = 30 m/min, f = 0,04 mm
V1*: Carl Leipold, CuZn39Pb3 (KME), 40.000 Bohrungen
V3*: Carl Leipold, CuZn36Pb3, 150.000 Bohrungen (Abbruch wegen Kapazitätsproblem)
V4*, V5*, V6*: Rebmann, CuZn39Pb3, 160.000 Bohrungen (Abbruch wegen Kapazitätsproblem)
Angabe der Anwender aus dem PA: Erreichbare Standmenge beim Bohren von CuZn39Pb3 > 850.000 Bohrungen
Werkzeug-
anpassung
Gew
.B
ohru
ng d
= 1
mm
V2*: Carl Leipold, CuZn39Pb3 (KME), 60.000 Bohrungen (Material verbraucht)
V2*: Carl Leipold: CuZn39Pb3, Bohrer Karnasch, HM unbeschichtet, poliert, δ = 17°, Art. Nr. 220360, vc = 30 m/min, f = 0,18 mm
7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 92
angepassten Werkzeug - und Prozessbedingungen auch bei den bleifreien Werkstof-
fen hohe Standmengen von > 45.000 Bohrungen bei hoher Prozesssicherheit zu
erreichen sind.
8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die Gewindeherstellung 93
8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die
Gewindeherstellung
Auf Grundlage der Projektergebnisse wurden zum Abschluss des Projektes Tabellen
mit Richtwerten und Empfehlungen für das Bohren und die Gewindeherstellung der
bleifreien Kupferwerkstoffe entwickelt. Bezüglich des Gewindedrehens der M24 Au-
ßen- und M16 Innengewinde basieren die Tabellen auf den Zerspanversuchen an
der Forschungsstelle, wohingegen beim Bohren mit d = 1 mm und bei der Fertigung
der M3 Innengewinde zusätzlich die Praxisversuche bei Carl Leipold herangezogen
wurden.
8.1 Gewindedrehen von M24 Außengewinden und M16 Innenge-
winden
Die Richtwerte und Empfehlungen zum Gewindedrehen von M24 Außengewinden
und M16 Innengewinden berücksichtigen den Werkstoff, die Schnittgeschwindigkeit,
die Werkzeuggeometrie, den Schneidstoff und die Beschichtung, die Zustellungsart,
die Anzahl an Überläufen sowie den KSS-Einsatz, Bild 82 und Bild 83. Empfehlun-
gen für das Gewindefräsen als Alternative zum Gewindedrehen können Kapitel 4.4
entnommen werden.
Bild 82: Empfehlungen und Richtwerte für das Gewindedrehen: M24 Außengewinde
Werkstoff CuZn38As CuZn8Si3-C CuSn12-C CuZn21Si3P CuZn39Pb3
Schnittge-
schwindigkeitvc = 150 m/min vc = 150 m/min vc = 150 m/min vc = 150 m/min vc = 150 m/min
Spanleitstufe
erforderlich?Ja Ja Nein Nein Nein
Schneidstoff Hartmetall Hartmetall Hartmetall Hartmetall Hartmetall
Beschichtung TiAlN TiAlN AlCrN TiAlN TiAlN
Empfehlung
Schneidplatte
Sandvik 266 /
Seco A1
Sandvik 266 /
Seco A1
Paul Horn
L315.1830.02
Paul Horn
L315.1830.02
Paul Horn
L315.1830.02
Zustellungs-
art
Flanke /
(Radial)Radial Radial Radial Radial
Anzahl
Schnitte6 6 8 6 6
KSS
Nass,
trocken nicht zu
empfehlen
Nass
(trocken
möglich)
Nass, trocken
nicht zu
empfehlen
Nass
(trocken
möglich)
Nass
(trocken
möglich)
8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die Gewindeherstellung 94
Bild 83: Empfehlungen und Richtwerte für das Gewindedrehen: M16 Innengewinde
8.2 Gewindebohren, -fräsen und -formen von M3 Innengewinden
Eine werkstoffspezifische Tabelle mit Richtwerten und Empfehlungen zur Herstellung
von M3 Innengewinden zeigt Bild 84. Die Tabelle umfasst Angaben zum Fertigungs-
verfahren, Schneidstoff, zur Beschichtung, Werkzeuggeometrie, zu den Schnittpara-
metern, zur KSS-Strategie und zur erwarteten Standmenge. Hinsichtlich der KSS-
Strategie sei angemerkt, dass in einem Großteil der Zerspanversuche Öl als Überflu-
tungskühlung eingesetzt wurde. Dies gilt insbesondere für die Praxisversuche bei
Carl Leipold, die ebenfalls als wichtige Basis zur Erstellung der Tabelle herangezo-
gen wurden, vgl. Kapitel 7. In der Tabelle wird daher Öl als KSS-Strategie empfohlen.
Grundsätzlich ist aber auch der Einsatz einer Emulsion denkbar. Darüber hinaus
wurden in diesem Projekt zwei Lösungsansätze (Gewindepaste und ATS-System)
zur maßgeblichen Reduzierung des KSS-Verbrauchs mit vielversprechenden Ergeb-
nissen eingesetzt. Grundsätzlich sind daher auch diese KSS-Strategien zu empfeh-
len.
Werkstoff CuZn38As CuZn8Si3-C CuSn12-C CuZn21Si3P CuZn39Pb3
Schnittge-
schwindigkeitvc = 100 m/min vc = 100 m/min vc = 100 m/min vc = 100 m/min vc = 100 m/min
Spanleitstufe
erforderlich?
Nein, aber zu
empfehlen
Nein, aber zu
empfehlenNein Nein Nein
Schneidstoff Hartmetall Hartmetall Hartmetall Hartmetall Hartmetall
Beschichtung TiAlN TiAlN AlCrN TiAlN TiAlN
Empfehlung
Schneidplatte
Paul Horn
R114.1020.02
Paul Horn
R114.1020.02
Paul Horn
R114.1020.02
Paul Horn
R114.1020.02
Paul Horn
R114.1020.02
Zustellungs-
artFlanke Flanke Flanke Flanke Flanke
Anzahl
Schnitte6 6 6 - 7 5 - 6 5 - 6
KSS
Nass,
trocken nicht zu
empfehlen
Nass
(trocken
möglich)
Nass, trocken
nicht zu
empfehlen
Nass
(trocken
möglich)
Nass
(trocken
möglich)
8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die Gewindeherstellung 95
Bild 84: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von M3 Innengewinden
Werkstoff Verfahren Schneid-
stoff
Beschich-
tung
WZ-
Geometrie
Empfeh-
lung
Gühring
vc
/ (m/min)
f / mm Erwartete
Stand-
menge
KSS-
Strategie
CuCr1ZrGewinde-
formen
HSS TiCN z = 4
δ = 0°
793 10 - 20 - Nicht
untersucht
Öl
CuSn8P
Gewinde-
bohren
HSS TiCN z = 3
δ = 30-40°
889 10 - 15 - Nicht
untersucht
Öl
Weitere Gewindebohrer sowie das Gewindeformen und fräsen wurden nicht untersucht
CuNi18Zn20
Gewinde-
bohren
HSS TiCN z = 3
δ = 30-40°
889 10 - 15 - Nicht
untersucht
Öl
Weitere Gewindebohrer sowie das Gewindeformen und fräsen wurden nicht untersucht
Cu-ETP
Gewinde-
bohren
HSS TiCN z = 3
δ = 30-40°
889 10 - 15 - Nicht
untersucht
Öl
Weitere Gewindebohrer sowie das Gewindeformen und fräsen wurden nicht untersucht
Werkstoff Verfahren Schneid-
stoff
Beschich-
tung
WZ-
Geometrie
Empfeh-
lung
Gühring
vc
/ (m/min)
f / mm Erwartete
Stand-
menge
KSS-
Strategie
CuZn21Si3P
Gewinde-
bohren
HSS TiCN z = 3
δ = 0°
800 15- 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
formen
HSS TiCN z = 4
δ = 0°
793 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
fräsen
HM Unbesch. z = 3
δ = 27°
3511 120 0,105 Nicht
untersucht
Öl
CuZn39Pb3
Gewinde-
bohren
HSS TiCN / TiN z = 3
δ = 30-40°
889 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
bohren
HSS TiCN / TiN z = 3
δ = 0°
800 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
formen
HSS TiCN / TiN z = 4
δ = 0°
793 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
fräsen
HM Unbesch. z = 3
δ = 27°
3511 120 0,105 Nicht
untersucht
Öl
CuAl10Ni5Fe4
Gewinde-
bohren
HM Keine z = 3
δ = 15°
971 10 - Nicht
untersucht
Öl
Gewinde-
formen
HSS TiCN z = 4
δ = 0°
793 10 - Nicht
untersucht
Öl
Werkstoff Verfahren Schneid-
stoff
Beschich-
tung
WZ-
Geometrie
Empfeh-
lung
Gühring
vc /
(m/min)
f / mm Erwartete
Stand-
menge
KSS-
Strategie
CuZn42
Gewinde-
bohren
HSS TiCN / TiN z = 3
δ = 30-40°
889 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
bohren
HSS TiCN / TiN z = 3
δ = 0°
800 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
formen
HSS TiCN / TiN z = 4
δ = 0°
793 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
fräsen
HM Unbesch. z = 3
δ = 27°
3511 120 0,06 Nicht
untersucht
Öl
CuZn40
Gewinde-
bohren
HSS TiCN / TiN z = 3
δ = 30-40°
889 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
bohren
HSS TiCN / TiN z = 3
δ = 0°
800 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
formen
HSS TiCN / TiN z = 4
δ = 0°
793 15 - 25 - > 10.000 Öl
Gewinde-
fräsen
HM Unbesch. z = 3
δ = 27°
3511 120 0,06 Nicht
untersucht
Öl
8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die Gewindeherstellung 96
8.3 Bohren mit d = 1 mm
Die Empfehlungstabellen und Richtwerte für das Bohren mit d = 1 mm sind in die
Herstellung von Sackloch- und Durchgangsbohrungen aufgeteilt, da sich in den Pra-
xisversuchen bei Carl Leipold diesbezüglich Unterschiede ergaben, Bild 85 und Bild
86. Hinsichtlich der KSS-Strategie gelten die Erläuterungen aus dem vorherigen
Kapitel 8.2 analog. Die Angaben zu den erwarteten Standmengen basieren primär
auf den Praxisversuchen bei Carl Leipold. Im Fall des bleihaltigen Referenzwerk-
stoffs CuZn39Pb3 wurden Praxiserfahrungen der Unternehmen aus dem PA mit
aufgenommen.
Bild 85: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von 1 mm Sacklochboh-rungen
Werkstoff Schneid-
stoff
Beschich
-tung
WZ-
Geometrie
Empfeh-
lung
Gühring
Strategie vc
/ (m/min)
f / mm Erwartete
Stand-
menge
KSS-
Strategie
CuZn42
HSS Keineσ = 118°
δ = 30-40°
Ausspitzung
GU500 Durch-
bohren
20 - 30 0,02 < 2.000 Öl, MMS
möglich
HSS TiAlN GU500 Durch-
bohren
20 - 30 0,03 – 0,04 < 2.000 Öl, MMS
möglich
Hartmetall Keineσ = 140°
δ = 30°
Ausspitzung
3899 Durch-
bohren
40 0,04 – 0,08 > 40.000 Öl, MMS
möglich
Hartmetall TiAlN 3899 Durch-
bohren
40 0,05 – 0,09 10.000 –
30.000
Öl, MMS
möglich
CuZn40
HSS Keineσ = 118°
δ = 30-40°
Ausspitzung
GU500 Durch-
bohren
20 - 30 0,02 < 2.000 Öl
HSS TiAlN GU500 Durch-
bohren
20 - 30 0,03 – 0,04 < 2.000 Öl
Hartmetall Keineσ = 140°
δ = 30°
Ausspitzung
3899 Durch-
bohren
40 0,04 – 0,06 30.000 –
60.000
Öl
Hartmetall TiAlN 3899 Durch-
bohren
40 0,05 – 0,08 > 40.000 Öl
CuZn21Si3P
Hartmetall Unbesch. σ = 140°
δ = 30°
Ausspitzung
3899 Durch-
bohren
40 0,04 - 0,06 > 40.000 Öl, MMS
möglich
CuZn39Pb3
HSS Unbesch. σ = 118°
δ = 10-20°
Ausspitzung
206, 732 Durch-
bohren
20 - 30 0,02 – 0,04 > 850.000
(Angabe
des PA)
Öl, MMS
möglich
Hartmetall Unbesch. σ = 130-140°
δ = 15-30°
Ausspitzung
6401,
Karnasch
220360
Durch-
bohren
40 0,04 – 0,16 > 850.000
(Angabe
des PA)
Öl, MMS
möglich
8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die Gewindeherstellung 97
Bild 86: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von 1 mm Durchgangs-bohrungen
Werkstoff Schneid-
stoff
Beschich
-tung
WZ-
Geometrie
Empfeh-
lung
Gühring
Strategie vc
/ (m/min)
f / mm Erwartete
Stand-
menge
KSS-
Strategie
CuZn42
Hartmetall TiAlN σ = 140°
δ = 30°
Ausspitzung
3899 Durch-
bohren
40 0,06 – 0,09 10.000 –
40.000
Öl, MMS
möglich
CuZn40
Hartmetall TiAlN σ = 140°
δ = 30°
Ausspitzung
3899 Durch-
bohren
40 0,04 – 0,06 10.000 –
40.000
Öl
CuZn21Si3P
Hartmetall Unbesch. σ = 140°
δ = 30°
Ausspitzung
3899 Durch-
bohren
40 0,02 – 0,04 < 30.000 Öl, MMS
möglich
CuZn39Pb3
Hartmetall Unbesch. σ = 130-140°
δ = 15-30°
Ausspitzung
6401 Durch-
bohren
40 0,04 – 0,1 > 850.000
(Angabe
des PA)
Öl, MMS
möglich
9 Ergebnistransfer in die Wirtschaft 98
9 Ergebnistransfer in die Wirtschaft
Die durchgeführten Transfermaßnahmen sind in der folgenden Tabelle zusammen-
gefasst. Die Maßnahmen stellen einen schnellen und effektiven Transfer der Projekt-
ergebnisse in die Wirtschaft sicher.
Maßnahme Ziel Ort / Rahmen Datum / Zeitraum
Projektbegleitender
Ausschuss (PA)
Fortschrittsbericht,
Abstimmung der
weiteren Vorge-
hensweise
PA-Sitzungen am WZL
der RWTH Aachen
29.01.2014
03.07.2014
25.11.2014
15.04.2015
12.11.2015
Beratungstätigkeit
des Deutschen
Kupferinstituts (DKI)
Ergebnistransfer in
die Wirtschaft
Homepage des DKI und
Beratung anfragender
Unternehmen
Kontinuierlich
Konferenzen und
Seminare am WZL
der RWTH Aachen
Ergebnistransfer
für ein breites
Fachpublikum
5. Aachener HPC-
Konferenz
30.09./01.10.2014
Aachener Werkzeugma-
schinen-Kolloquium AWK
22./23.05.2014
Basisseminar
Zerspantechnik
23./24.04.2014
18./19.11.2014
29./30.04.2015
Beratung des WZL
der RWTH Aachen
Ergebnistransfer in
die Wirtschaft
Homepage des WZL und
Beratung anfragender
Unternehmen
Kontinuierlich
Arbeitskreise am
WZL der RWTH
Aachen
Ergebnistransfer in
die Wirtschaft
Technologie-Arbeitskreis 19.03.2014
18.03.2015
Vortrag auf exter-
nen Konferenzen
Ergebnistransfer in
die Wissenschaft
und Wirtschaft
Hochschulkupfer-
symposium des DKI in
Berlin
4./5.11.2015
Integration der
Ergebnisse in die
Lehre der RWTH
Aachen
Ausbildung von
Nachwuchs-
ingenieuren
Bachelorarbeit 10/2014 - 06/2015
Veröffentlichung
(VÖ) in Fachzeit-
schriften
Ergebnistransfer in
die Wissenschaft
und Wirtschaft
METALL - Fachzeitschrift
für Metallurgie
Weitere VÖ in Arbeit
11/2015
05/2016
9 Ergebnistransfer in die Wirtschaft 99
Beratung von An-
wendern und Öf-
fentlichkeitsarbeit
Weitergabe der im
Projekt erzielten
Ergebnisse an die
Industrie
Im PA vertretene Halb-
zeug- und Werkzeugher-
steller:
Beratung ihrer Kunden
Kontinuierlich
Dissertation Wissenschaftliche
Qualifikation des
Projektbearbeiters,
Ergebnistransfer in
die Wissenschaft
und Wirtschaft
Veröffentlichung der
Dissertation über einen
Verlag
03/2016
Abschlussbericht Ergebnistransfer in
die Wissenschaft
und Wirtschaft
Veröffentlichung online
über die RWTH Aachen
und den Stifterverband
Metalle
03/2016
III Literaturverzeichnis 100
III Literaturverzeichnis
[AEG00] Richtlinie 2000/53/EG des Europäischen Parlamentes und des Rates
vom 18. September 2000 über Altfahrzeuge, Amtsblatt der Europäi-
schen Gemein-schaften, L 269/34, DE, 21.10.2000
[AEG02] Richtlinie 2002/95/EG des Europäischen Parlamentes und des Rates
vom 27. Januar 2003 zur Beschränkung der Verwendung bestimmter
gefährlicher Stof-fe in Elektro- und Elektronikgeräten. Amtsblatt der Eu-
ropäischen Union, 13.2.2003, DE, L 37/19
[BGB01] Verordnung zur Novellierung der Trinkwasserverordnung vom 21 Mai
2001. Bundesgesetzblatt, Jahrgang 2001, Teil I Nr. 24, ausgegeben zu
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[DEUT04] Deutsches Kupferinstitut, Informationsdruck i.25: Kupfer-Zinn- und
Kupfer-Zinn-Zink-Gusslegierungen (Zinnbronzen), 2004
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spanende Bearbeitung von Kupfer und Kupferlegierungen, 2010
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„3D-Finite-Elemente-Mikrobohrsimulation mehrphasiger Werkstoffe“,
Werkzeug-maschinenlabor der RWTH Aachen
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[WIEL15] Wieland-Werke AG, Werkstoff-Datenblatt CuZn21Si3P, 2015