Thermische Analyse des Zerspanens metallischer Werkstoffe bei hohen Schnittgeschwindigkeiten

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1 Thermische Analyse des Zerspanens metallischer Werkstoffe bei hohen Schnittgeschwindigkeiten Von der Fakultät für Maschinenwesen der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen zur Erlangung des akademischen Grades eines Doktors der Ingenieurwissenschaften genehmigte Dissertation vorgelegt von Dipl.-Ing. Bernhard Müller aus Kaiserslautern Berichter: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Ulrich Renz Univ.-Prof. Dr.-Ing. Manfred Zeller Tag der mündlichen Prüfung: Diese Dissertation ist auf den Internetseiten der Hochschulbibliothek online verfügbar.

2 Seite I Vorwort Die vorliegende Dissertation entstand während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mitarbeiter am Lehrstuhl für Wärmeübertragung und Klimatechnik (WÜK) der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen. Herrn Prof. Dr.-Ing. Ulrich Renz, dem Inhaber des Lehrstuhls, gilt mein besonderer Dank für die Ermöglichung und wissenschaftliche Betreuung dieser Arbeit. Insbesondere den Freiraum und die vielfältigen Möglichkeiten bei der Bearbeitung habe ich sehr geschätzt, aber auch das von ihm maßgeblich beeinflusste positive Arbeitsklima am Institut. Bei Herrn Prof. Dr.-Ing. Manfred Zeller bedanke ich mich für die Übernahme des Korreferats und die gewissenhafte Durchsicht dieser Arbeit. Seine konstruktive Kritik und Diskussionsbereitschaft waren sehr hilfreich. Bei meinen Institutskollegen bedanke ich mich für das angenehme Arbeitsklima und die gute Zusammenarbeit. Für die gute Laune und entspannte Stimmung in unserem Büro danke ich Dirk Müller, Faruk Al-Sibai und Ansgar Leefken, dessen gewissenhafte Durchsicht dieser Arbeit ich ebenfalls sehr zu schätzen weiß. Auch den Studenten, die mich tatkräftig unterstützt haben, möchte ich herzlich danken, insbesondere meinen HIWIs Florian Zink, Daniel Freis, Lars-Uve Schrader und Mike Hofmann. Auch bei meinen Kollegen des Zerspanprojektes Christoph Treppmann, Stefan Hoppe und Marcus Korthäuer bedanke ich mich für die hervorragende Zusammenarbeit. Die anregenden Diskussionen haben den Verlauf des Projektes maßgeblich beeinflusst. Der Teamgeist und die zahlreichen Fahrten zu den Arbeitskreistreffen, auf denen wir die Aachener Fahne hoch gehalten haben, haben mir viel Spaß gemacht. Für die hervorragende und unbürokratische Unterstützung danke ich den Mitarbeitern des Elektronik-Labors, der mechanischen Werkstatt und der Computer Abteilung um Kurt Nährich. Hans-Dieter Hilgers war stets hilfsbereit, wenn es mal etwas schneller gehen musste. Ohne das Engagement von Hans Dautzenberg und Dimitri Hospital wäre die Entwicklung des Pyrometers FIRE-1 nicht möglich gewesen, und insbesondere bei den Verkäufen des Systems wäre ich ohne sie manchesmal verzweifelt. Der größte Dank gilt meiner Frau Isabella, die mit mir während dieser Jahre alle Höhen und Tiefen durchlebt hat und immer an mich geglaubt hat. Unser Sohn Hendrik hat mir in den ersten Monaten seines Lebens durch sanften Druck zu einem optimierten Zeitmanagement beim Erstellen dieser Arbeit verholfen. Auch meinen Eltern danke ich für Ihre Unterstützung und meinem Vater für das Interesse an meiner Arbeit und die hilfreichen Diskussionen. Stuttgart, November 2004 Bernhard Müller

3 Seite II Zusammenfassung Die beim Zerspanen auftretenden Temperaturen beeinflussen den gesamten Prozess, da hierdurch Parameter wie Schneidenverschleiß, Materialverhalten und Reibungseigenschaften bestimmt werden. Ein Drehprozess mit Schnittgeschwindigkeiten bis zu 100 m/s wird in dieser Arbeit für die Werkstoffe Ck45N, AlZnMgCu1,5 und TiAl6V4 untersucht. Die Temperaturen zeigen an der Spanunterseite eine starke Erhöhung bei steigender Schnittgeschwindigkeit und nähern sich asymptotisch einem Grenzwert, der bei der Aluminiumlegierung der Schmelztemperatur entspricht. Die Werkstücktemperaturen zeigen ebenfalls einen deutlichen Anstieg mit der Geschwindigkeit und sind stark abhängig vom Werkzeugverschleiß. Für die Temperaturmessung der Span- und Werkstückoberflächen beim Drehen wurde ein schnelles faseroptisches Zwei-Farben-Pyrometer entwickelt. Das Zwei-Farben Prinzip ermöglicht Messungen mit hoher absoluter Genauigkeit, ohne dass der Emissionsgrad der Oberfläche bekannt sein muss. Quarzfasern mit kleinen Durchmessern erlauben die Messung an Stellen mit begrenzter optischer Zugänglichkeit. Parallel zu den pyrometrischen Messungen wurden mit einer Hochgeschwindigkeits-Infrarotkamera Temperaturfelder während der Spanentstehung im Orthogonalschnitt aufgenommen. Hieraus wurden die Temperaturverläufe in der Scherzone ausgewertet, und es konnte die Geschwindigkeitsabhängigkeit des Materialverhaltens gezeigt werden. In einem weiteren Versuchsaufbau wurde der zeitliche Verlauf der Temperaturverteilung der Schneidplatten erfasst. Temperaturmessungen sind nicht an allen interessierenden Stellen möglich, wie zum Beispiel in den Reibzonen zwischen Werkzeug und Span oder in der Randzone der bearbeiteten Werkstückoberfläche. Zur Bestimmung der kompletten Temperaturverteilungen und Maximalwerte von Werkzeug, Werkstück und Span wurde die zweidimensionale Energieerhaltungsgleichung numerisch gelöst. Hierfür wurde eine Finite-Volumen-Methode mit strukturierten Gittern eingesetzt, die sowohl instationäre als auch stationäre Berechnungen ermöglicht. Die theoretisch ermittelte Verteilung der Wärmequellterme wurde durch Vergleich mit den gemessenen Temperaturen angepasst. Die Ergebnisse zeigen, dass die Schmelztemperatur von Ck45N in den Reibzonen erreicht werden kann. Extrem hohe Temperaturgradienten liegen in der Werkstückrandzone vor und die Temperaturen übersteigen die Gefügeumwandlungstemperatur, bei der sich das Ferrit/Perlit- in Austenit-Gefüge umwandelt. Der Einfluss der Gefügeumwandlungsenthalpie auf die Temperaturen wurde ebenfalls untersucht. Aus den Temperaturfeldern wurden verschiedene Wärmeströme ermittelt. Der Wärmestrom ins Werkzeug nimmt mit fortlaufender Schnittzeit stark ab und ist im stationären Zustand vernachlässigbar. Der Wärmestrom ins Werkstück ist auch bei konventionellen Geschwindigkeiten deutlich höher als in der Vergangenheit angenommen.

4 Seite III Abstract The temperatures occuring in a machining operation affect the whole process, since parameters as tool wear, material behaviour and friction are influenced. A turning process with cutting speeds up to 100 m/s is investigated in this work for the workpiece materials AISI 1045 steel, AA 7075 aluminium, and Ti6Al4V titanium. The results show a strong temperature increase with rising cutting speed for the chip bottom surface approaching asymptotically a limiting value, which corresponds to the melting temperature in case of AA 7075 aluminium alloy. The workpiece surface temperatures also show a strong increase with cutting speed and are strongly affected by tool wear. For temperature measurements of chip and workpiece surfaces a fast fibre-optic two-colour pyrometer has been developed. The two-colour principle allows temperature measurements with high absolute accuracy without knowledge of the surface emissivity. Quartz fibres with small diameters enable measurements at locations with limited optical access. Additionally a high-speed infrared camera has been applied to measure temperature distributions during the chip formation in an orthogonal turning process. The temperature distributions in the primary shear zone have been evaluated, which show that material behaviour is depending on the cutting speed. The time dependent temperature distribution of the tool has been measured in an alternative experimental set-up. Temperature measurements are hardly possible at each location of interest, e. g. in the friction zone between tool and chip or in the finished workpiece subsurface layer, due to the small scales and high temperature gradients. To determine the complete temperature distribution of tool, workpiece, and chip the two-dimensional energy equation is solved numerically. A finite-volumemethod with structured grids is applied for the solution, which allows the calculation of steady-state and time dependent temperature fields. The theoretically determined distribution of the heat source terms at different locations has been corrected by a comparison of the calculated temperatures with measured values. The results show that the melting temperature of the workpiece material can be reached in the friction zones for AISI 1045 steel. Extremely high temperature gradients occur in the workpiece subsurface layer and the temperatures exceed the structural transformation temperature at which Ferrite/Pearlite changes into Austenite. The influence of the transformation enthalpy on the temperatures has also been investigated. Heat fluxes have been evaluated from the temperature fields. The heat flux into the tool decreases strongly with increasing time and is negligible for the steady state. Even for conventional speeds the heat flux into the workpiece is significantly higher than assumed in the past.

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6 Seite V Inhaltsverzeichnis 1 Einleitung Fertigungstechnische Aspekte Grundlagen der Zerspanung Bearbeitungsverfahren Spanbildung Spanbildungsmodell nach Ernst & Merchant Kräfte beim Außenlängsdrehen Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten Temperaturen bei der Hochgeschwindigkeitszerspanung Messergebnisse Eigenschaften der Werk- und Schneidstoffe Experimentelle Untersuchungen Überblick über Temperaturmessungen beim Zerspanen Zwei-Farben-Pyrometer Theorie Pyrometer-Entwicklung Aufbau des Pyrometers Kalibrierung Fehleranalyse Pyrometrische Messungen beim Drehen Messpositionen Werkstoff Ck45N Werkstoff AlZnMgCu1, Werkstoff TiAl6V Thermografische Messungen Infrarotkamera Messung während der Spanentstehung Messung der Schneidplattentemperatur Thermophysikalische Stoffdaten

7 Seite VI 4 Theoretische Untersuchungen Überblick über verschiedene Berechnungsmethoden Analytische Berechnungen Werkstückrandzone Mathematische Beschreibung und Lösungsverfahren Ergebnisse Numerische Berechnungen für Ck45N Thermisches Modell Bestimmung der Wärmequellterme Modellierung der Gefüge- und Phasenumwandlung Reibzonenmodell Programmierung der Quelltermberechnung Numerische Berechnung Berechnungsgitter Randbedingungen Ergebnisse der stationären Berechnungen Ergebnisse der instationären Berechnungen Schlussfolgerungen Fazit Literaturverzeichnis Anhang Bessel-Funktionen

8 Seite VII Nomenklatur Lateinische Symbole a m 2 /s Temperaturleitfähigkeit a p m Schnitttiefe A m 2 Spanungsquerschnitt; Fläche b m Spanungsbreite; halbe Quellenbreite B m allg. Breite c p J/kgK spezifische Wärmekapazität C F - Skalierungsfaktor für Kräfte an Freifläche C Sh2 - Skalierungsfaktor für sekundäre Scherzone d m Durchmesser E W/m 2 µm spezifische Ausstrahlung f m Vorschub F N Kraft F T % Temperaturfehler FR - Reibzone G V/A Verstärkungsfaktor (gain) h m Spanungsdicke h ch m Spandicke I V Spannungssignal K - Pyrometerkonstante K c1, K c2 - Konstanten für Kräfte an Freifläche l m Länge L W/m 2 µm, m Strahldichte, charakteristische Länge l c1 m Kontaktzonenlänge Span-Schneide l c2 m Kontaktzonenlänge Werkstück-Schneide m kg Masse P W Leistung q'' W/m 2 Wärmestromdichte Q J Wärme R - Signalverhältnis des Zwei-Farben-Pyrometers

9 Seite VIII R c K/W Kontaktwärmeübergangswiderstand s m Profilkoordinate in primärer Scherzone S A/W Empfindlichkeit Sh - Scherzone t s Zeit T C, K Temperatur T r K Strahlungstemperatur T R K Scheinbare Verhältnistemperatur u m/s Geschwindigkeit in x-richtung v m/s Geschwindigkeit in y-richtung, allg. Geschwindigkeit V m 3 Volumen W J Arbeit x m horizontale Koordinate, allg. Ortskoordinate y m vertikale Koordinate z m Koordinate in Richtung der Tiefe Griechische Symbole α -; W/Km 2 Absorptionsgrad; Wärmeübergangskoeffizient α c W/Km 2 Kontaktwärmeübergangskoeffizient α o Freiwinkel β -; 1/K; β o Keilwinkel γ o Spanwinkel ε -; - Emissionsgrad; Dehnung Anteil von Wärme an plastischer Umformarbeit; isobarischer Ausdehnungskoeffizient; Polarwinkel ε 1/s Dehnrate η kg/ms; - Dynamische Viskosität; Parameter zu Energieverteilung θ Winkel zwischen Scherbene und resultierender Kraft κ Einstellwinkel λ ; W/Km; µm Neigungswinkel; Wärmeleitfähigkeit; Wellenlänge µ - Reibkoeffizient ν Faserwinkel ξ - Anteil Wärmestrom ins Werkstück

10 Seite IX ρ kg/m 3 Dichte σ N/m 2 Normalspannung σ V N/m 2 Vergleichsspannung τ N/m 2 Schubspannung τ s N/m 2 Scherfließspannung υ - Substitutionsvariable Φ W Wärmequellterm ϕ ; - Azimutwinkel; Einstrahlzahl φ Scherwinkel Indizes 0 Ursprung 1 primär; erster Pyrometerkanal 2 sekundär; zweiter Pyrometerkanal 3 tertiär ave durchschnittlich c Schnitt, Kalibrierung ch Span c1 Kontaktzone Span-Spanfläche c2 Kontaktzone Werkstück-Freifläche ch Span eff effektiv f Vorschub F Faser Fr Reibzone ges gesamt I Gitterzellenindex in x-richtung J Gitterzellenindex in y-richtung lam laminar L Luft max Maximum mess gemessen Mh Meißelhalter

11 Seite X n O p s Sh SO SU t th turb W WS λ φ normal Oberfläche plastisch; passiv schwarzer Körper Scherzone Spanoberseite Spanunterseite tangential Meißelhalter turbulent Wand Werkstück Wellenlänge, spektral Scherebene Physikalische Konstanten C 1 = 3, Wm 2 Erste Plancksche-Strahlungskonstante C 2 = 14387,69 µm K Zweite Plancksche-Strahlungskonstante c 0 = 299, ms 1 g = 9,81 ms 2 h = 6, Js k = 1, σ = 5, JK 1 Wm 2 K 4 Lichtgeschwindigkeit im Vakuum Fallbeschleunigung Plancksche-Konstante Boltzmann-Konstante Stefan-Boltzmann-Konstante Dimensionslose Kennzahlen ρ 2 g β ( T W T L ) l 3 Gr l α Nu l l λ L u L Pe a η 2 Grashof-Zahl Nusselt-Zahl Peclet-Zahl

12 Seite XI η c p Pr λ R T v c h a u l ρ L Re l η L Prandtl-Zahl Thermische Zerspankennzahl Reynolds-Zahl

13 Seite 1 1 Einleitung Die Zerspanverfahren gehören zu den wichtigsten fertigungstechnischen Bearbeitungsverfahren. In dieser Arbeit wird primär das Drehen betrachtet, die Ergebnisse sind aber auch auf andere Verfahren mit geometrisch bestimmter Schneide übertragbar. Beim Drehen wird ein rotierendes Werkstück mit einer Werkzeugschneide in einem Schnittprozess bearbeitet. Mit der Entwicklung neuer Schneidstoffe wurden immer höhere Schnittgeschwindigkeiten möglich. Als wichtigstes Argument für die Erhöhung der Schnittgeschwindigkeiten ist die gesteigerte Produktivität anzusehen. Die Grenze der sinnvoll einsetzbaren maximalen Geschwindigkeit hängt jedoch sehr stark von den Schnittparametern und den verwendeten Schneid- und Werkstoffen ab. Die beim Zerspanen auftretenden Temperaturen beeinflussen den gesamten Prozess, da sie entscheidende Auswirkungen auf den Schneidenverschleiß, das Materialverhalten des Werkstoffs und die Reibungseigenschaften zwischen Werkzeug und Werkstück haben. Als begrenzender Einfluss bei der Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit werden die ansteigenden Temperaturen angesehen, die die Stabilität der Schneidstoffe reduzieren. Aus diesem Grund gab es in der Vergangenheit zahlreiche Forschungsaktivitäten mit dem Ziel der Bestimmung der auftretenden Temperaturen und Wärmeströme. Einerseits wurde versucht die Temperaturen messtechnisch zu erfassen, andererseits wurden verschiedene Modelle zur Berechnung entwickelt. Die Messung von Temperaturen bei einem Zerspanprozess stellt aufgrund hoher lokaler Temperaturgradienten, geringer Größenskalen und begrenzter Zugänglichkeit hohe Anforderungen an die Messtechnik. Insbesondere für hohe Geschwindigkeiten existieren nur wenige belastbare Messergebnisse in der Literatur, die oftmals nur an Modellen ermittelt wurden. Über die Verläufe der Temperaturen in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit und die maximal möglichen Temperaturen besteht kein Konsens. Im Rahmen dieser Arbeit wurde ein spezielles Zwei-Farben-Pyrometer entwickelt, mit dem die Temperaturen von Werkstück und Span berührungslos gemessen werden können. Eine wesentliche Anforderung war hierbei, dass unter praxisrelevanten Bedingungen an einer Drehmaschine gemessen werden sollte. Es wurden drei Werkstoffe mit sehr unterschiedlichem Materialverhalten untersucht, mit dem Ziel möglichst allgemeingültige Aussagen aus den Untersuchungen ableiten zu können, die nicht auf eine spezielle Werkstoffgruppe begrenzt sind. In Ergänzung zu den pyrometrischen Messungen wurden mit einer Hochgeschwindigkeits-Infrarotkamera Temperaturfelder während der Spanentstehung aufgenommen. In einem weiteren

14 Seite 2 Versuchsaufbau wurde mit der Infrarotkamera der zeitliche Verlauf der Temperaturverteilung der Schneidplatten erfasst. Zur Vorhersage der beim Zerspanen auftretenden Temperaturen existieren in der Literatur zahlreiche Berechnungsmodelle. Diese werden benötigt, da Temperaturmessungen nicht an allen relevanten Stellen möglich sind. Im Laufe der Zeit wurden analytische Berechnungsverfahren zunehmend von numerischen abgelöst, weil diese komplexere Modelle erlauben. Trotzdem müssen bei der Modellbildung oftmals starke Vereinfachungen vorgenommen werden, und es werden mit Unsicherheit behaftete Eingangsparameter benötigt. Aus diesem Grund kommt der experimentellen Überprüfung der Berechnungsmodelle eine zentrale Bedeutung zu. Selbst bei konventionellen Schnittgeschwindigkeiten existieren nur wenige Vergleiche mit abgesicherten Messdaten. Zur Bestimmung der Temperaturverteilung in Werkzeug, Werkstück und Span wurden in dieser Arbeit numerische Berechnungen mit einer Finite-Differenzen-Methode durchgeführt. Das numerische Verfahren erlaubt die Berechnung sowohl stationärer als auch instationärer Vorgänge. Es wurde ein thermisches Modell entwickelt, bei dem die wesentlichen Eingangsdaten, wie zum Beispiel geometrische Parameter und Wärmequellterme, aus Messdaten ermittelt werden, was eine große Realitätsnähe des Modells gewährleistet. Für den Hochgeschwindigkeitsbereich waren weitere Modelloptimierungen nötig, und es musste der Einfluss von Phänomenen wie zum Beispiel einer möglichen Phasenumwandlung untersucht werden. Die berechneten Temperaturfelder ermöglichen Aussagen hinsichtlich auftretender Maximaltemperaturen. Ferner können die mit dem Werkstück und dem Span abgeführten und von der Schneide aufgenommenen Wärmeströme ausgewertet werden.

15 Seite 3 2 Fertigungstechnische Aspekte 2.1 Grundlagen der Zerspanung Bearbeitungsverfahren Bei den spanenden Bearbeitungsverfahren werden von einem Werkstück Späne abgetrennt, um dessen Form oder die Oberflächenbeschaffenheit zu verändern, Vieregge (1970). Eine Untergruppe stellen die Verfahren mit geometrisch bestimmter Schneide dar, zu denen unter anderen die Fertigungsverfahren Fräsen, Bohren, Drehen, Hobeln und Räumen zählen. Bei den ersten beiden Verfahren liegt eine rotatorische Hauptbewegung des Schneidteils vor, bei den anderen eine translatorische. Im Gegensatz hierzu zählt das Schleifen zu den Fertigungsverfahren mit geometrisch unbestimmter Schneide, da hierbei die einzelnen Schleifkörner kleine Späne des Werkstücks abtrennen, wobei Ausrichtung und Form der Körner und damit die Schnittgeometrie stark variieren, Tönshoff (1995). Beim Drehen führt das Werkstück die rotatorische Hauptbewegung aus und beim Fräsen und Bohren das Werkzeug. Das Drehen ist eines der wirtschaftlich bedeutendsten Verfahren der spanenden Formgebung, König (1990). Die verschiedenen Verfahren werden nach den Gesichtspunkten erzeugte Oberfläche, Werkzeugform und Kinematik in der DIN 8589 (1982) unterteilt. Bild 2.1 zeigt die wichtigsten Parameter beim Außenlängsdrehen, das zu den Verfahren Runddrehen (erzeugte Oberfläche) und Längsdrehen (Vorschubrichtung parallel zur Werkstückachse) gehört. Rechts daneben ist ein Schnitt durch die Werkzeug-Orthogonalebene dargestellt. Die dargestellten Parameter sind identisch mit denen beim Orthogonalschnitt, bei dem im Gegensatz zum Außenlängsdrehen kein Nebenschneideneingriff vorliegt und von konstanten Bedingungen entlang der Hauptschneide ausgegangen wird. Der Begriff Orthogonalschnitt beschreibt nach Merchant (1945) eine ideale, rein zweidimensionale Spanbildung (ebene Formänderung), bei der die Schneide bei der Spanbildung eine ebene Fläche erzeugt, parallel zur Fläche des Ausgangsmaterials des Werkstücks 1. Die Schneidkante steht hierbei senkrecht zur Richtung der Relativbewegung zwischen Werkzeug und Werkstück (Vorschubrichtung), was beim Außenlängsdrehen einem Einstellwinkel κ = 90 entspricht, siehe Bild 2.1. Ein Außenlängsdrehprozess läßt sich unter folgenden Annahmen durch einen Orthogonalschnitt näherungsweise beschreiben: 1. Aus dieser theoretischen Annahme folgt, dass der erzeugte Span keine Krümmung aufweist.

16 Seite 4 Grundlagen der Zerspanung großes Verhältnis von Spanungsbreite b zur Spanungsdicke h, siehe Bild 2.3 vernachlässigbar kleiner Neigungswinkel 1 des Werkzeugs geringer Einfluss des Einstellwinkels κ auf die Spanbildung geringer Einfluss des Schneideneckenradius und der Nebenschneide Werkzeug-Bezugsebene: Werkzeug-Orthogonalebene: Nebenschneide Schneidenecke Hauptschneide κ Werkzeug v f Werkstück Freifläche Werkzeug Orthogonalebene v c - γ ο h α ο β ο h ch Spanfläche Schneidkante Span Werkstück Werkzeug v c v f h h ch Schnittgeschwindigkeit Vorschubgeschwindigkeit Spanungsdicke Spandicke α ο β ο γ ο κ Freiwinkel Keilwinkel Spanwinkel Einstellwinkel Bild 2.1: Bezeichnungen und Winkel beim Außenlängsdrehen Die Lage der verschiedenen relevanten Ebenen im Werkzeugbezugssystem und Wirkbezugssystem unter Berücksichtigung aller geometrischen Größen sind in der DIN 6581 (1985) beschrieben. Das Wirkbezugssystem berücksichtigt die Relativgeschwindigkeit zwischen Werkzeug und Werkstück. Da jedoch meistens die Vorschubgeschwindigkeit viel geringer als die Schnittgeschwindigkeit ist, was auch für die Untersuchungen in dieser Arbeit zutrifft, kann vereinfachend das Werkzeugbezugssystem betrachtet werden Spanbildung Der prinzipielle Schnittprozess an der Hauptschneide ist bei allen Verfahren mit geometrisch bestimmter Schneide gleich, und in Bild 2.2 für einen Querschnitt durch die Hauptschneide skizziert. 1. Der Neigungswinkel λ ist in Bild 2.1 nicht dargestellt. Er beschreibt den Winkel, um den das Werkzeug entlang der Hauptschneide aus der Werkzeug-Bezugsebene gekippt ist (dritter Freiheitsgrad neben α und κ).

17 Grundlagen der Zerspanung Seite 5 Primäre Scherzone Tertiäre Scherzone v c Spanoberseite Sekundäre Scherzone Reibzone Freifläche v ch Reibzone Spanfläche Spanunterseite Werkstück Werkzeug Bild 2.2: Scher- und Reibzonen bei der Spanbildung Die Relativbewegung zwischen Werkzeug und Werkstück induziert Kräfte, die Schubspannungen im Werkstückmaterial verursachen. Bei Überschreiten der Fließgrenze des Werkstoffs findet in der primären Scherzone eine plastische Deformation statt. Die kontinuierliche Verformung des Werkstoffs resultiert in der Bildung eines Spans, der sich entlang der Spanfläche des Werkzeugs bewegt. Die Relativbewegung zwischen Span und Spanfläche bewirkt Reibkräfte zwischen Spanunterseite und Spanfläche des Werkzeugs. Diese können so groß werden, dass die Scherfließspannung des Werkstoffs überschritten wird und eine sekundäre Scherzone im Bereich der Spanunterseite ausgebildet wird. An der Schneidkante kommt es zu Reibung mit der Werkstückoberfläche. Diese Reibzone vergrößert sich mit zunehmendem Verschleiß des Werkzeugs. Ähnlich wie bei der Reibzone an der Spanfläche kann es auch hier zur Ausbildung einer Scherzone kommen, der tertiären Scherzone. Obwohl die verschiedenen Scherzonen unterschiedliche Ursachen haben, ist eine klare lokale Trennung in der Realität nicht möglich. Insbesondere an der Schneidkante gehen die Zonen ineinander über. Warnecke (1974) unterscheidet hier noch eine weitere Scherzone, hervorgerufen durch Stau- und Trennmechanismen. Je nach Werkstoffverhalten kann die Werkstofftrennung an der Schneidkante durch eine Art Fließprozess oder durch eine Rissausbildung infolge Materialversagens beschrieben werden. Da sowohl die Umform- als auch die Reibenergie fast vollständig in Wärme dissipieren, werden Werkstoff und Werkzeug bei der Spanbildung stark erwärmt. Die höchsten Temperaturen treten an der Reibzone zwischen Werkzeug und Span auf, da hier das in der primären Scherzone bereits vorgewärmte Material noch weiter erwärmt wird Spanbildungsmodell nach Ernst & Merchant Das Spanbildungsmodell von Ernst & Merchant (1941) geht von dem bereits oben erwähnten idealen Orthogonalschnitt aus. Außerdem müssen folgende Annahmen getroffen werden:

18 Seite 6 Grundlagen der Zerspanung ideal scharfe Schneide (kein Schneidkantenradius), also kein Kontakt zwischen Freifläche und Werkstück keine sekundäre Scherzone kontinuierliche Spanbildung (keine Aufbauschneidenbildung 1, kein Segmentspan, siehe Bild 2.8 auf Seite 13) großer Spanradius im Verhältnis zur Spanungsdicke (geringe Spankrümmung) Das Modell basiert auf der Annahme, dass die plastische Formänderung während der Spanbildung ausschließlich in einer Scherebene mit einheitlicher Spannung stattfindet. Der Scherwinkel φ beschreibt die Neigung der Scherebene, siehe rechte Zeichnung in Bild 2.3, und lässt sich folgendermaßen berechnen: φ = atan cosγ o ( h ch h) sinγ o (2.1) Die Scherebenengeschwindigkeit kann aus der Schnittgeschwindigkeit und den Winkeln φ und γ o berechnet werden: v φ v c cosγ o v φ = v c cos( φ ) γ o (2.2) Diese Gleichung beruht auf der Tatsache, dass die Geschwindigkeit des Spans relativ zum Werkstück v ch gleich der vektoriellen Summe aus der Geschwindigkeit des Spans relativ zum Werkzeug und der Geschwindigkeit des Werkzeugs relativ zum Werkstück sein muss, Merchant (1945), siehe Geschwindigkeitsbeziehung in Bild 2.3. Die Spangeschwindigkeit berechnet sich zu: v φ v c sinφ v ch = v c cos( φ ) γ o (2.3) Die Kraftkomponenten in den verschiedenen Ebenen lassen sich berechnen, wenn der Span als separater Körper betrachtet wird, der sich in mechanischem Gleichgewicht befindet unter der Einwirkung von zwei gleich großen, kollinearen und entgegengesetzt gerichteten Kräften. Der Span kann hierbei als Keil zwischen Werkzeug und Werkstück aufgefasst werden. Hieraus ergeben sich für die in Bild 2.3 dargestellte orthogonale Ebene folgende Gleichungen für die Berechnung der Kraftkomponenten auf der Spanfläche aus der Schnittkraft F κn Werkzeug-Bezugsebene : F c und der resultierenden Kraft in der F γt = F c sinγ o + F κn cosγ o (2.4) 1. Eine Aufbauschneide ist eine oftmals periodische Anhaftung von Werkstückmaterial an der Schneidkante und Spanfläche. Sie tritt insbesondere bei der Zerspanung mit niedrigen Schnittgeschwindigkeiten und dadurch bedingtem niedrigem Temperaturniveau auf.

19 Grundlagen der Zerspanung Seite 7 F γn = F c cosγ o F κn sinγ o, (2.5) und in der Scherebene: F φt = F c cosφ F κn sinφ F φn = F c sinφ + F κn cosφ (2.6) (2.7) Außerdem leitet Merchant (1945b) mit diesem Modell weitere Gleichungen her, wie zum Beispiel eine Plastitzitätsbedingung, die es ermöglicht, aus der Geometrie der Spanbildung alle Kraftkomponenten zu berechnen Kräfte beim Außenlängsdrehen Um die für den Orthogonalschnitt hergeleiteten Kräftebeziehungen nach Ernst & Merchant für das Außenlängsdrehen verwenden zu können, muss die resultierende Kraft in der Werkzeug-Bezugsebene aus den gemessenen Kraftkomponenten der Vorschubkraft F f und Passivkraft F p bestimmt werden, König (1990), siehe linke Zeichnung in Bild 2.3: F κn = F f sinκ + F p cosκ, (2.8) womit sich die resultierende Kraft in der Werkzeug-Orthogonalebene bestimmen lässt: 2 F cγn = F c + 2 F κn (2.9) a p b f φ b κ a p Werkstück h Fp F f F κn F fp Schnitttiefe Spanungsbreite Vorschub Scherwinkel f Werkzeug F κt Werkzeug Orthogonalebene Werkzeug Orthogonalebene: Werkstück Fc φ h - γ ο F γt Fφt θ Fcγn Fφn v c E v ch h ch vφ Fκn Fγn Span Scherebene Werkzeug Bild 2.3: Kräfte und geometrische Größen beim Außenlängsdrehen Aus der Geometrie des Außenlängsdrehprozesses lassen sich die Spanungsdicke h = f sinκ, die Spanungsbreite b = a p ( sinκ) und der Spanungsquerschnitt A = b h berechnen.

20 Seite 8 Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten 2.2 Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten Die Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit über die heute in der Praxis üblichen Werte erscheint aufgrund verschiedener Aspekte sinnvoll. In der Literatur finden sich Argumente wie die Erhöhung der Produktivität aufgrund geringerer Bearbeitungszeiten oder hinsichtlich fertigungstechnischer Größen wie sinkende Schnittkräfte, geringere Oberflächenrauheit, optimierte Spanform und sinkende Maximal- und Werkstückoberflächentemperaturen, siehe zum Beispiel Salomon (1931), Schmidt (1953), Kittelberger (1988), Damaritürk (1990), Schulz (1997), Sutter (1998). Die Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit erlaubt auch die Bearbeitung mit geringerem Vorschub ohne die Bearbeitungszeit zu erhöhen, was zu einer geringeren Oberflächenrauheit bedingt durch die entstehenden Rillen führt, wie sie links in Bild 2.3 skizziert sind. Die ersten Untersuchungen der Zerspanung mit hohen Schnittgeschwindigkeiten wurden von Salomon (1931) durchgeführt. Bei Kronenberg (1961) findet sich ein Überblick über die historische Entwicklung der Hochgeschwindigkeitsbearbeitung. Er differenziert außerdem noch hinsichtlich der sogenannten Ultraschnellzerspanung mit Schnittgeschwindigkeiten bis zu 800 m/s, die jedoch nur mit ballistischen Experimenten realisiert werden können und fertigungstechnisch keine Bedeutung haben. Eine ausführliche Beschreibung zum Status der Hochgeschwindigkeitsbearbeitung im Jahr 1978 findet sich bei Kahles et al. (1978). Die Bearbeitung von Stahl wurde damals von verschiedenen Einrichtungen aus Forschung und Industrie bis zu Schnittgeschwindigkeiten von 15 m/s als sinnvoll erachtet und von Aluminium bis zu 60 m/s, wobei es bei diesem Werkstoff aufgrund des geringen Verschleißes prinzipiell keine obere Grenze gibt. Bei den in dieser Arbeit untersuchten Werkstoffen liegt die obere Grenze der konventionellen Geschwindigkeiten heute bei Ck45N bei ungefähr 5 m/s, bei AlZnMgCu1,5 bei 20 m/s und bei TiAl6V4 bei 1,5 m/s. Generell wird mit dem Begriff Hochgeschwindigkeitszerspanen die Bearbeitung mit Schnittgeschwindigkeiten deutlich über industriell verwendeten Werten bezeichnet. Er ist daher einerseits an den fertigungstechnischen Begriff der Zerspanbarkeit gekoppelt, der die Gesamtheit aller Eigenschaften eines Werkstoffs zusammenfasst, die einen Einfluss auf den Zerspanungsprozess haben, siehe zum Beispiel Vieregge (1970). Andererseits spielen Parameter wie Vorschub, Spanungsquerschnitt und die Eigenschaften des Schneidstoffs eine entscheidende Rolle. Aufgrund der Komplexität der Zusammenhänge zwischen den verschiedenen Einflussgrößen erscheint eine pauschale Definition des Begriffs der Hochgeschwindigkeitszerspanung nicht sinnvoll. Ein Beispiel hierfür stellt die Zerspanung der in dieser Arbeit untersuchten Aluminiumlegierung dar. Eine Übergangsgeschwindigkeit für den Hochgeschwindigkeitsbereich ließe sich zum Beispiel im Bereich von 30 m/s definieren, in dem der große Gradient der Kräfte, vergleiche Bild 2.10, und Temperaturen mit der Schnittgeschwindigkeit abgenommen hat, was auf eine Veränderung der Spanbildungsmechanismen hindeutet. Fertigungstechnisch wäre eine solche Definition aber nicht

21 Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten Seite 9 sinnvoll, da die Zerspanbarkeit selbst bei Geschwindigkeiten von über 150 m/s unproblematisch ist, da sowohl die Kräfte als auch die Temperaturen für den Schneidstoff eine unkritische Belastung darstellen, Kahles et al. (1978), Hoppe (2003). Die fertigungstechnische Limitierung der maximal sinnvollen Schnittgeschwindigkeit stellt hierbei vielmehr die veränderte Spanform dar. Zunächst findet mit Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit auf ca. 16,7 m/s eine erwünschte Veränderung der Spanform von einem langen Band- oder Wirrspan, der die erzeugte Werkstückoberfläche zerkratzen und sich um Werkzeug oder Werkstück wickeln kann, hin zu einem kürzer brechenden Spiralspan statt, siehe Bild 2.4. Bei Schnittgeschwindigkeiten über 30 m/s entstehen aber bei bestimmten Schnittparametern winzige Bröckelspäne, die sich in kleinsten Ritzen in der Maschine festsetzen und eine starke Verschmutzung und Belastung der Maschine bewirken können. Außerdem fliegen die Späne mit hoher Geschwindigkeit aus der Spanbildungszone weg und beschädigen die Oberflächen der Maschine. Häufig ist aber der Werkzeugverschleiß der entscheidende Parameter für die Begrenzung der maximalen Schnittgeschwindigkeit. Dieser wird primär durch die wirkenden Kräfte, die wiederum vom Werkstoff und dem Spanungsquerschnitt abhängen, und die auftretenden Temperaturen beeinflusst. v c = 1,7 m/s v c = 16,7 m/s v c = 33,3 m/s v c = 100 m/s 5 mm Bild 2.4: Fotos der Späne von AlZnMgCu1,5 für verschiedene Schnittgeschwindigkeiten (f = 0,25 mm, a p = 2 mm), Klocke & Hoppe (2002) Ein weiterer Gesichtspunkt für eine Bewertung des sinnvollen Einsatzes von hohen Schnittgeschwindigkeiten in der Industrie ist die Realisierbarkeit von entsprechenden Werkzeugmaschinen, Schulz (1997), insbesondere unter finanziellen Gesichtspunkten, König et al. (1981), Kahles et al. (1978). Kittelberger (1988) berichtet von einer Prozesszeitreduzierung um %, die eine Umrüstung der Maschinen für die Hochgeschwindigkeitsbearbeitung unter finanziellen Gesichtspunkten rentabel macht Temperaturen bei der Hochgeschwindigkeitszerspanung In der Literatur herrscht zwar Einvernehmen darüber, dass die Temperaturen mit Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit zunehmen. Bezüglich der auftretenden Temperaturen bei der Hochgeschwindigkeitsbearbeitung finden sich allerdings unterschiedliche Ansichten. Salomon (1931) folgerte aus seinen Versuchen, dass die Temperaturen bei sehr hohen Schnittgeschwindigkeiten

22 Seite 10 Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten wieder abnehmen. Andere Autoren widersprechen dieser Auffassung und beschreiben einen asymptotischen Verlauf, bei dem sich die Temperaturen bei hohen Geschwindigkeiten einem Grenzwert annähern, zum Beispiel Vieregge (1953). Allerdings gibt es auch hier unterschiedliche Meinungen, worauf diese Abnahme des Temperaturanstiegs zurückzuführen sei. Verschiedene Autoren vertreten die Ansicht, dass die bei der Zerspanung maximal auftretenden Temperaturen durch die Schmelztemperatur des Werkstoffs limitiert sind und deshalb das asymptotische Verhalten bei einem Annähern an die Schmelztemperatur bedingt wird, Recht (1960), Ueda et al. (1995). Kronenberg (1961b) führte Messungen mit einem Thermoelement an der Freifläche durch und ermittelte einen asymptotischen Temperaturverlauf. Er bezweifelte jedoch die Annahme, dass diese degressive Temperaturzunahme auf den Einfluss der Schmelztemperatur zurückzuführen sei mit der Begründung, dass die gemessenen Temperaturen deutlich niedriger liegen. Die von ihm eingesetzte Messmethode ist aber offensichtlich nicht geeignet, um auftretende Maximaltemperaturen an der Spanfläche zu messen. Eine alternative Erklärung für das asymptotische Verhalten bleibt Kronenberg schuldig. Damaritürk (1990) führte Messungen mit Mantelthermoelementen im Werkzeug für Stahl bei hohen Schnittgeschwindigkeiten durch. Das asymptotische Verhalten der Temperaturen wurde aber dadurch hervorgerufen, dass stationäre und mit steigender Schnittgeschwindigkeit zunehmend instationäre Temperaturen in einem Diagramm dargestellt wurden. Die These, dass sich die Temperaturen in der Kontaktzone asymptotisch der Schmelztemperatur des Werkstoffs annähern, wird auch von den rasterelektronenmikroskopischen Untersuchungen von Kottenstette (1986) und Blümke & Müller (2002) unterstützt, die aufgeschmolzenes Material an der Spanunterseite nachgewiesen haben Messergebnisse In Kooperation mit dem Werkzeugmaschinenlabor (WZL), Prof. Dr.-Ing. F. Klocke, der RWTH Aachen wurden zahlreiche experimentelle Untersuchungen zum Drehen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten durchgeführt. Hierfür wurde am WZL eine Index GU 800 CNC-Drehmaschine mit einer maximalen Leistung von 32 kw und einer Hochgeschwindigkeitsspindel mit einer Drehzahl von U/min eingesetzt. Wenn nicht anders angegeben, wurden alle Messungen bei einem Vorschub von f = 0,1 mm, einer Schnitttiefe von a p = 1 mm und Winkeln von κ = 75, α o =6, β o = 90 und γ o = -6 durchgeführt. Als Verfahren wurde das Außenlängsdrehen gewählt. Obwohl dieses Verfahren komplexer ist als der Orthogonalschnitt, führten verschiedene Argumente zu dieser Entscheidung. Trotz der hohen Drehzahl mussten große Werkstückdurchmesser von 250 mm verwendet werden, um die gewünschten Schnittgeschwindigkeiten zu erzielen. Bei einem Orthogonalschnitt, der mit dem Querdrehen (Vorschubrichtung senkrecht zur Werkstückachse) von auf einer Welle angeordneten Stegen realisiert worden wäre, hätten diese noch größer werden müssen, da hierbei der Durchmesser kontinuierlich abnimmt. Außerdem wäre die Schnittdauer bei diesem Orthogonalschnitt zu kurz gewesen. Das Querdrehen eines Hohlzylinders wurde aus Stabilitätsgründen nicht in Betracht gezogen. Nicht zuletzt hat der Außenlängsdrehprozess

23 Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten Seite 11 fertigungstechnisch eine wesentlich größere Bedeutung, da bei der industriellen Zerspanung fast immer mindestens eine Nebenschneide im Eingriff ist. Um dennoch eine Spanbildung zu erzielen, die eine Vergleichbarkeit mit zweidimensionalen Berechnungen erlaubt, wurde ein großes Verhältnis von Spanungsbreite zu Spanungsdicke von b h = 10,7 gewählt. Die sich ergebende Spanform zeigt trotz des großen Schneideneckenradius von 0,8 mm insbesondere bei den höheren Schnittgeschwindigkeiten, die in dieser Arbeit untersucht werden, einen großen Bereich mit näherungsweise konstanter Ausbildung, wie in den Bildern 2.5 und 2.6 erkennbar. Bild 2.5 zeigt Aufnahmen eines Ck45N Spans, die mit einem Rasterelektronenmikroskop (REM) aufgenommen wurden. Infolge der Reibung zwischen Span und Schneide ist die Spanunterseite sehr glatt. Die Ansicht der Spanoberseite und die Seitenansicht zeigen eine sehr inhomogene Struktur. Die auf der Spanoberseite erkennbare Krümmung der Lamellen wurde durch den Schneideneckenradius verursacht. Die linke Seite des Spans befand sich an der freien Oberfläche der Welle und weist eine gröbere Struktur mit ausgeprägten Lamellen auf, die in der Seitenansicht gut zu erkennen sind. Abgesehen von diesem Unterschied in der Struktur zwischen der Spanseite an der freien Oberfläche der Welle und der an der Innenseite zeigt der Span ein näherungsweise konstantes Aussehen über der Breite. Spanunterseite Spanoberseite Seitenansicht 500 µm 500 µm 250 µm Bild 2.5: REM-Aufnahmen eines Ck45N Spans (v c = 50 m/s), Hoppe (2003) Dies bestätigen auch Schliffbilder in Querrichtung der Späne, wie sie in Bild 2.6 für verschiedene Schnittgeschwindigkeiten dargestellt sind. Zur Visualisierung des Gefüges wurden die Schliffe angeätzt. Die hellen Bereiche bestehen aus Ferrit- und die dunklen aus Perlit-Gefüge. Von den Randbereichen abgesehen, zeigen die Späne eine näherungsweise konstante Höhe über der Breite, wenn man die infolge der Lamellen entstehenden Spitzen außer acht lässt. Die oben aufgeführten Bedingungen für die Beschreibung eines Außenlängsdrehprozesses durch einen Orthogonalschnitt sind für diesen Prozess näherungsweise erfüllt. Im mittleren Bereich der Späne ist folglich der Vergleich mit berechneten Daten eines zweidimensionalen Modells legitim.

24 Seite 12 Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten v c = 8,3 m/s Längsschnitt v c = 16,7 m/s Querschnitt v c = 83,3 m/s 200 µm Bild 2.6: Schliffbilder des Querschnitts der Späne von Ck45N für verschiedene Schnittgeschwindigkeiten, Hoppe (2003) Die in Bild 2.7 gezeigten Schliffbilder in Längsrichtung der Späne zeigen, dass bei einer Schnittgeschwindigkeit von 4,2 m/s eine kontinuierliche Verformung des Werkstoffs in der primären Scherzone stattgefunden hat, wie sie vom Spanbildungsmodell nach Ernst & Merchant beschrieben wird. Mit steigender Schnittgeschwindigkeit findet ein Übergang von der kontinuierlichen Spanbildung zu einer diskontinuierlichen statt. Hierbei gleiten einzelne Lamellen aufeinander ab, wobei das Gefüge in den Lamellen nur wenig verformt wird und die Bereiche zwischen den Lamellen, die Scherbänder genannt werden, dagegen extrem stark. Diese Art der Spanbildung resultiert in einem sogenannten Lamellen- oder Segmentspan. Die Spanbildungsmechanismen eines Lamellenspans wurden zum Beispiel von Hou & Komanduri (1997) oder Hoppe (2003) untersucht. Die Einteilung der drei grundsätzlichen Spantypen kontinuierlicher Span, kontinuierlicher Span mit Aufbauschneidenbildung und Segmentspan wurde bereits von Ernst (1938) eingeführt. Der hier dargestellte Übergang von einem kontinuierlichen Span zu einem Segmentspan bei Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit wurde für diesen Werkstoff auch von König (1988) festgestellt. Er tritt jedoch nur bei manchen Werkstoffen auf und ist somit kein Phänomen der Hochgeschwindigkeitsbearbeitung. Titan bildet zum Beispiel bei jeder Schnittgeschwindigkeit stark ausgeprägte Lamellenspäne, Hoppe (2003). Bild 2.8 zeigt ein Schliffbild eines TiAl6V4-Spans, bei dem die Scherbänder gut zu erkennen sind. Blümke & Müller (2002b) haben gezeigt, dass bei dem Werkstoff AlZnMgCu1,5 der Gefügezustand die entscheidende Rolle bei der Art der Spanbildung spielt. Je nach Gefügezustand zeigte der Werkstoff im gesamten Geschwindigkeitsbereich einen kontinuierlichen Span oder aber einen Übergang vom kontinuierlichen zum Lamellenspan bei Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit.

25 Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten Seite 13 v c = 4,2 m/s v c = 8,3 m/s v c = 16,7 m/s 100 µm v c = 100 m/s Bild 2.7: Schliffbilder des Längsschnitts der Späne von Ck45N für verschiedene Schnittgeschwindigkeiten, Hoppe (2003) Spanlamelle Scherband Bild 2.8: Schliffbild eines TiAl6V4 Spans (f = 0,1 mm, a p = 1 mm), Hoppe (2003) Ob eine Beeinflussung der Werkstückrandzone infolge einer tertiären Scherzone stattgefunden hat, lässt sich anhand von Schliffen der bearbeiteten Werkstückoberfläche ermitteln, wie sie in Bild 2.9 dargestellt sind. Bei einer Schnittgeschwindigkeit von 1,7 m/s ist nur eine sehr geringe Verformung nahe an der Oberfläche erkennbar. Der Grad der Verformung und die beeinflusste Tiefe nehmen mit steigender Geschwindigkeit deutlich zu. Die Verformung in der Randzone wurde für den gleichen Werkstoff auch von Plöger (2002) ermittelt. Außerdem wurden von Plöger ortsaufgelöste Messungen der Oberflächeneigenspannungen durchgeführt.

26 Seite 14 Zerspanen mit hohen Schnittgeschwindigkeiten v c = 1,7 m/s v c = 16,7 m/s v c = 50 m/s v c = 83,3 m/s Bild 2.9: Schliffbilder der Werkstückrandzone von Ck45N in Schnittrichtung für verschiedene Schnittgeschwindigkeiten (f = 0,2 mm, a p = 1 mm), Klocke & Hoppe (2001) Die in Bild 2.10 dargestellten Mittelwerte verschiedener Parameter wurden anhand von Messdaten des WZL, Hoppe (2003), ausgewertet. Die Messung der Kräfte F c, F f und F p erfolgte mit einer piezoelektrischen Kraftmessplattform. Hieraus wurde die resultierende Kraft mit Gleichung (2.8) berechnet. Die Kräfte nehmen zunächst im Bereich der konventionellen Schnittgeschwindigkeiten stark ab und steigen für Geschwindigkeiten über 30 m/s wieder an. Der Übergang vom Fließ- zum Lamellenspan kann nach Hoppe (2003) nicht für das Abnehmen der Kräfte verantwortlich gemacht werden. Sutter et al. (1998) haben ebenfalls für Stahl ansteigende Schnittkräfte ab einer Schnittgeschwindigkeit von 50 m/s gemessen. Die zunächst mit der Schnittgeschwindigkeit abnehmenden Kräfte wurden von Sutter wie auch von Moufki et al. (1997) mit einem abnehmenden Reibkoeffizienten begründet. Bei hohen Geschwindigkeiten wurden Massenträgheitseffekte infolge der Materialumlenkung und die Werkstoffverfestigung bei hohen Dehnraten für den Anstieg der Kräfte verantwortlich gemacht, siehe auch Recht (1984). Die Aluminiumlegierung AlZnMgCu1,5 zeigt einen ähnlichen Verlauf der Kräfte wie Ck45N, siehe Klocke & Hoppe (2001b). Auch König (1988) ermittelte steigende Schnittkräfte bei hohen Schnittgeschwindigkeiten für eine Aluminiumlegierung. F κn

27 Eigenschaften der Werk- und Schneidstoffe Seite 15 N 300 F c 400 µ m 300 l c1 Kraft 200 F κ n Abmessung h ch 100 F F f p Schnittgeschwindigkeit m/s l c Schnittgeschwindigkeit m/s Bild 2.10: Kräfte und geometrische Parameter für Ck45N Die im rechten Diagramm von Bild 2.10 dargestellten Längen der Kontaktzonen zwischen Span und Schneide l c1 und zwischen Werkstück und Schneide l c2, die auch als Verschleißmarkenbreite bezeichnet wird, wurden anhand des auf der Schneidplatte sichtbaren Verschleißes mikroskopisch vermessen, siehe Bild Die mittlere Spandicke h ch wurde aus Spanschliffbildern, wie zum Beispiel Bild 2.7, ermittelt. Spanfläche Spanablaufrichtung l c1 l c2 Reibzone Freifläche Hauptschneide Nebenschneide 500 µm Bild 2.11: Keramikschneidplatte mit Verschleißspuren 2.3 Eigenschaften der Werk- und Schneidstoffe Bei dem verwendeten Werkstoff Ck45N (AISI 1045) handelt es sich um einen normalgeglühten Vergütungsstahl mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,45 Massenprozent, einer Zugfestigkeit von 627 MPa und einer Vickershärte (HV 30) von 170. Er wird für Bauteile mittlerer Beanspruchung zum Beispiel im Maschinen- und Apparatebau verwendet und weist eine gute Zerspanbarkeit bei

28 Seite 16 Eigenschaften der Werk- und Schneidstoffe konventionellen Schnittgeschwindigkeiten bis 5 m/s auf. Bei AlZnMgCu1,5 (AA 7075) handelt es sich um eine Aluminium-Knetlegierung, die nach einer Warmaushärtung eine Zugfestigkeit von MPa und eine Vickershärte (HV 5) von 185 besitzt. Dieser Werkstoff weist die höchste Festigkeit innerhalb seiner Werkstoffgruppe auf. Er eignet sich für auf Festigkeit beanspruchte Leichtbauteile, die zum Beispiel in der Luftfahrt Verwendung finden. Bei niedrigen Schnittgeschwindigkeiten ist die Zerspanbarkeit aufgrund von Schmierneigung und Bildung langer Bandspäne schlecht; konventionell verwendete Geschwindigkeiten reichen bis zu 20 m/s. TiAl6V4 ist eine (α+β)-titanlegierung mit einer Zugfestigkeit im normalisierten Zustand von 1219 MPa, einer Vickershärte (HV 10) von 350 und einer guten chemischen und thermischen Beständigkeit, die bei der Zerspanung in einer hohen mechanischen und thermischen Belastung für das Werkzeug resultiert. Die erreichbaren Schnittgeschwindigkeiten sind demzufolge gering, konventionelle Werte liegen bei maximal 1,5 m/s. Aufgrund der geringen Dichte werden Titanwerkstoffe in der Luft- und Raumfahrt aber auch in der chemischen Industrie eingesetzt. Bei der Zerspanung der Werkstoffe Ck45N und TiAl6V4 wurden Schneidplatten aus einer whiskerverstärkten Oxidkeramik verwendet. Dieser Schneidstoff basiert auf der Keramik Al 2 O 3, in die stäbchenförmige Siliziumkarbid-Whisker eingebettet sind; bei dem verwendeten Typ beträgt ihr Massenanteil 25 %. Der Schneidstoff verfügt über eine sehr gute Verschleißfestigkeit aufgrund der großen Härte (Vickershärte HV 3 = 2000) und infolge der Whiskerverstärkung auch über eine ausreichende Zähigkeit. Die SiC-Whisker erhöhen außerdem die Wärmeleitfähigkeit, woraus sich eine verbesserte Thermoschockbeständigkeit ergibt. Die hohe Warmhärte macht diese Schneidplatten für die Bearbeitung mit hohen Schnittgeschwindigkeiten geeignet, König (1990). Wendeschneidplatten vom Typ SNGN (Fa. Sandvik) mit einem Keilwinkel β o = 90, einem Eckenradius von 0,8 mm und einer Fase 0,1 20 an der Schneidkante wurden für die Versuche verwendet. Für AlZnMgCu1,5 wurde ein unbeschichteter Hartmetallschneidstoff auf Wolframkarbid-Basis eingesetzt. Hartmetalle sind Verbundwerkstoffe aus einer metallischen Bindephase - hier Kobalt - und den darin eingebetteten Karbiden. Letztere verleihen dem Schneidstoff hohe Verschleißfestigkeit und Warmhärte, während die Kobaltphase eine ausreichende Zähigkeit gewährleistet. Nachteilig ist eine gewisse Diffusions- und Lösungsneigung bei hohen Temperaturen, was zu Verkleben bzw. Verschmieren führen kann, König (1990). Der hier verwendete Typ HW-K20 gehört zur K-Gruppe, die sich durch eine hohe Abriebfestigkeit (Vickershärte HV 3 = 1563) aber eine geringere Warmfestigkeit auszeichnet, was aufgrund des niedrigen Temperaturniveaus bei der Zerspanung von Aluminiumlegierungen kein Problem darstellt. Es wurden Wendeschneidplatten vom Typ SPGN (Fa. Sandvik) verwendet mit einem Keilwinkel β o = 79, einem Eckenradius von 0,4 mm und einer Schneidkantenverrundung mit einem Radius von 18 µm.