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Patrick Gleim

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Die vorliegende Arbeit wurde vom Fachbereich Maschinenbau der Universität Kassel als Dissertation zur

Erlangung des akademischen Grades eines Doktors der Ingenieurwissenschaften (Dr.-Ing.) angenommen.

Erster Gutachter: Prof. Dr.-Ing. Franz Tikal

Zweiter Gutachter: Prof. Dr.-Ing Jens Hesselbach

Weitere Mitlgieder der Prüfungskommission:

Prof. Dr. Ekkehart Frieling

Prof. Dr. habil. Ing. Dr. h.c. Andrzej K. Bledzki

Tag der mündlichen Prüfung 17. Juli 2006

Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek

Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen

Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über

http://dnb.ddb.de abrufbar

Zugl.: Kassel, Univ., Diss. 2006

ISBN-10: 3-89958-240-3

ISBN-13: 978-3-89958-240-6

URN: urn:nbn:de:0002-2402

© 2006, kassel university press GmbH, Kassel

www.upress.uni-kassel.de

Umschlaggestaltung: 5 Büro für Gestaltung, Kassel

Druck und Verarbeitung: Unidruckerei der Universität Kassel

Printed in Germany

II Vorwort

Vorwort Die vorliegende Dissertation entstand während meiner Tätigkeit als wissen-schaftlicher Bediensteter im Fachgebiet Produktionstechnik und Werkzeug-maschinen des Institutes für Produktionstechnik und Logistik (IPL) der Uni-versität Kassel. Dem Fachgebietsleiter, Herrn Prof. Dr.-Ing. F. Tikal, danke ich herzlich für seine Unterstützung und die hilfreichen Anregungen, die diese Arbeit ermög-lichten. Herrn Prof. Dr.-Ing. J. Hesselbach, Leiter des Instituts für Produktionstechnik und Logistik und des Fachgebietes für Umweltgerechte Produkt- und Pro-zessoptimierung, danke ich für die Übernahme des Koreferates sowie die eingehende Durchsicht des Manuskriptes. Den Herren Prof. Dr. E. Frieling, Vizekanzler der Universität Kassel und Prof. Dr. habil. Ing. Dr. h.c. A. K. Bledzki, Leiter des Fachgebietes Kunststoff- und Recyclingtechnik, danke ich für die Bereitschaft zur Teilnahme an der Prü-fungskommission. Mein Dank gilt weiter dem Kollegium des Institutes, das durch die fruchtbaren Diskussionen und Anregungen zum Gelingen dieser Arbeit beigetragen hat. Danken möchte ich auch allen wissenschaftlichen und studentischen Hilfs-kräften sowie den Diplomanden für die wertvollen Anregungen und die tat-kräftige Unterstützung bei der Durchführung der experimentellen Untersu-chungen. Besonders möchte ich mich bei meinen Eltern bedanken, die durch die Un-terstützung meiner Ausbildung den Grundstein dieser Arbeit gelegt haben.

Verzeichnisse III

Verzeichnisse

Formelzeichen und Symbole

Symbol Einheit Bedeutung

A mm² Spanungsquerschnitt, Fläche Freiflächen-

verschleiß A* m2 Standfläche des gesamten Sägebandes AI* cm2 Standfläche eines Verzahnungsintervalls A’ cm2/ mm gesägte Fläche pro Zeit A’max cm2/ mm maximale gesägte Fläche pro Zeit ap mm Spanungsbreite AS cm2 simulierte gesägte Fläche AS mm2/min spezifische Schnittfläche b mm Sägebandbreite, Sägezahnbreite d mm Durchmesser der Welle D, sd mm Schichtdicke e mm Eingriffslänge F N Zerspankraft fγ — Korrekturfaktor Spanwinkel fλ — Korrekturfaktor Neigungswinkel fsv — Korrekturfaktor Schnittgeschwindigkeit und

Schneidstoff ff — Korrekturfaktor Werkstückform Fh — Korrekturfaktor Spanungsdicke fst — Korrekturfaktor Werkzeugstumpfung fstA — Korrekturfaktor Werkzeugstumpfung in Ab-

hängigkeit der gesägten Fläche fI µm Vorschub pro Verzahnungsintervall fz µm Zahnvorschub F N Zerspankraft Fc N Schnittkraft Fcp N hydrostatische Kraft in Schnittrichtung Fcz N Schnittkraft pro Zahn Ff N Vorschubkraft

IV Verzeichnisse

Symbol Einheit Bedeutung Ffp N hydrostatische Kraft in Vorschubrichtung Fn N Normalkraft Fp N Passiv- oder auch Abdrängkraft Fs N Scherkraft Fns N Schernormalkraft gα — Korrekturfaktor Freiwinkel

gγ — Korrekturfaktor Spanwinkel

gλ — Korrekturfaktor Neigungswinkel gκ — Korrekturfaktor Einstellwinkel gh — Korrekturfaktor Spanungsdicke gs — Korrekturfaktor Schneidstoff gv — Korrekturfaktor Schnittgeschwindigkeit gst — Korrekturfaktor Werkzeugstumpfung gstA — Korrekturfaktor Werkzeugstumpfung in Ab-

hängigkeit der gesägten Fläche kAB N/mm² Scherfließspannung in der Scherebene kc N/mm² spezifische Schnittkraft kc1.1 N/mm² Hauptwert der spezifischen Schnittkraft kf N/mm² spezifische Vorschubkraft kfAB N/mm² Fließspannung in der Scherebene L, lb mm Sägebandlänge l mm Sägebandlänge, Schnittlänge l0 mm Kontaktlänge Werkzeug/ Werkstück lAB mm Länge der Scherebene lW mm Nutzbare Länge der Welle lZ m Schnittlänge pro Gewindezyklus nI — Anzahl der Verzahnungsintervalle am Säge-

band nG — Anzahl der Gewindeumdrehungen auf der

Welle nZ — Anzahl der Gewindezyklen P mm Steigung im Gewindezyklus Pc W Schnitteistung

Verzeichnisse V

Symbol Einheit Bedeutung pm N/mm² mittlerer hydrostatischer Druck Qi mm2 Spanungsquerschnitt des Zahnes i r mm Schneidkantenradius s mm Sägebanddicke sd mm Schichtdicke SV mm Schneidkantenversatz SW mm Schränkweite t1 mm Spanungstiefe tc mm kritische Eindringtiefe tf mm Schnitttiefe Tz mm Zahnabstand u mm/s Vorschubgeschwindigkeit v, vc mm/s Schnittgeschwindigkeit VB mm Verschleißmarkenbreite ve mm/s Wirkgeschwindigkeit vf mm/s Vorschubgeschwindigkeit vs mm/s Schergeschwindigkeit xS — Anstiegswert für die Schnittkraft xV — Anstiegswert für die Vorschubkraft Z,T ZpZ Teilung Zges, zE, zw — Anzahl der Zähne am Sägeband ZI — Anzahl der Zähne am Verzahnungsintervall Zges, zW — Anzahl der Zähne am Sägeband

VI Verzeichnisse

Griechische Symbole Symbol Einheit Bedeutung α rad Freiwinkel β rad Keilwinkel γ rad Spanwinkel γAB % Scherdehnung

ABγ& %/s Scherdehnungsgeschwindigkeit

γc rad kritischer Spanwinkel Φ rad Scherwinkel η rad Wirkrichtungswinkel ηm — Maschinenwirkungsgrad λ rad Reibwinkel μ — Reibkoeffizient ν 1/s, Hz Zahneintrittsfrequenz τs N/mm² Scherspannung φ rad Vorschubrichtungswinkel

Verzeichnisse VII

Abbildungsverzeichnis Abbildung 2-1: Einordnung des Bandsägens in die Fertigungsverfahren /107/ .... 6

Abbildung 2-2: Herstellung von Bimetall- Sägebändern /27/................................. 7

Abbildung 2-3: Bezeichnungen am Sägeband /75/ ............................................... 9

Abbildung 2-4: Konstante Zahnteilung /27/ ......................................................... 10

Abbildung 2-5: Variable Zahnteilung /27/............................................................. 11

Abbildung 2-6: Standardzahn, Spanwinkel neutral (0°) /27/, /91/ ........................ 11

Abbildung 2-7: Klauenzahn, Spanwinkel positiv (10°) /27/, /91/ .......................... 12

Abbildung 2-8: Lückenzahn, Spanwinkel neutral (0°) /27/, /91/ ........................... 12

Abbildung 2-9: Trapezzahn, Spanwinkel positiv (6°) /27/, /91/ ............................ 13

Abbildung 2-10: Profilzahn, Spanwinkel positiv /27/, /91/ .................................... 13

Abbildung 2-11: Standardschränkung /27/........................................................... 14

Abbildung 2-12: Rechts- Links- Schränkung /27/ ................................................ 14

Abbildung 2-13: Gruppenschränkung /27/........................................................... 15

Abbildung 2-14: Wellenschränkung /27/.............................................................. 15

Abbildung 2-15: Ungeschränkter Trapezzahn mit Hinterschliff............................ 16

Abbildung 2-16: Zahnreihenfolge Trapezzahn mit Hinterschliff ........................... 16

Abbildung 2-17: Größen beim Bandsägen /75/ ................................................... 19

Abbildung 2-18: Kräfte am Sägezahn /75/........................................................... 20

Abbildung 2-19: Hauptmärkte von Aluminium in Deutschland /29/...................... 27

Abbildung 2-20: Zähigkeit und Verschleißfestigkeit verschiedener Schneidstoffe /54/ ..................................................................... 33

Abbildung 2-21: Eingesetzte Schneidstoffe nach Marktanteil /Emuge 2005/ ...... 35

Abbildung 2-22: Atomanordnung im Diamant- und Graphitkristall /23/................ 37

VIII Verzeichnisse

Abbildung 2-23: Messprinzip der konfokalen Weißlichtmikroskopie /25/............. 46

Abbildung 2-24: Prinzip der chromatischen Abberation /25/ ............................... 47

Abbildung 2-25: REM- Aufnahme einer Diamantbeschichtung ........................... 49

Abbildung 2-26: Scratchtest zur Bestimmung der Haftfestigkeit /Fa. ASMEC/.... 50

Abbildung 2-27: µ Raman- Spektrum der Diamantbeschichtung ........................ 52

Abbildung 2-28: Darstellung der qualitativen und quantitativen Analyse der Probe 207 ................................................................................. 53

Abbildung 2-29: REM- Darstellung der geschlossenen Diamantschicht Probe 207 (Schneidkante) ........................................................ 54

Abbildung 2-30: REM- Darstellung der geschlossenen Diamantschicht Probe 207 (Freifläche) .............................................................. 54

Abbildung 4-1: Versuchsaufbau Einzahnversuche.............................................. 62

Abbildung 4-2: Blockschaltbild der Signalverarbeitung ....................................... 63

Abbildung 4-3: Werkzeugaufnahme zu optischen Messung ............................... 67

Abbildung 4-4: Messposition des Werkzeugs unter dem optischen Messgerät .. 68

Abbildung 4-5: Topographisches Bild eines Sägezahnes ................................... 68

Abbildung 4-6: Schneidkantenradius aus 2D-Profil ............................................. 69

Abbildung 4-7: Seitenfläche links ........................................................................ 70

Abbildung 4-8: Seitenfläche links mit Spanfläche................................................ 71

Abbildung 4-9: Seitenfläche links mit Spanfläche und Freifläche........................ 71

Abbildung 4-10: Seitenfläche links und rechts mit Spanfläche und Freifläche .... 72

Abbildung 4-11: Vergleich eines Zahnes (Ausgangszustand/ Endzustand) ........ 73

Abbildung 4-12: Verschleiß unbeschichteter Sägezahn ..................................... 74

Abbildung 4-13: Verschleiß beschichteter Sägezahn.......................................... 75

Abbildung 4-14: Härteverlauf des Werkstoffes AlSi7Mg0,3................................. 76

Verzeichnisse IX

Abbildung 4-15: Gefügeaufnahme Außenhaut AlSi7Mg0,3 (100-fach)................ 77

Abbildung 4-16: Gefügeaufnahme Außenhaut AlSi7Mg0,3 (200-fach)................ 78

Abbildung 4-17: Gefügeaufnahme Mitte AlSi7Mg0,3 (500-fach) ......................... 79

Abbildung 4-18: Härteverlauf des Werkstoffes AlCu4PbMgMn ........................... 82

Abbildung 4-19: Sägezahnkontur der verwendeten Standardgeometrie ............. 85

Abbildung 4-20: Gefügestruktur der Hartmetallsorte /26/ .................................... 88

Abbildung 5-1: Modellwerkzeug im eingespannten Zustand ............................... 90

Abbildung 5-2: Darstellung der Schnittkräfte unbeschichteter Sägezähne, AlSi7Mg0,3.............................................................. 95

Abbildung 5-3: Darstellung der Vorschubkräfte unbeschichteter Sägezähne, AlSi7Mg0,3.............................................................. 96

Abbildung 5-4: Darstellung der Schnittkräfte unbeschichteter Sägezähne, AlCu4PgMbMn........................................................ 97

Abbildung 5-5: Darstellung der Vorschubkräfte unbeschichteter Sägezähne, AlCu4PbMgMn........................................................ 98

Abbildung 5-6: Darstellung des Verschleißes mit zunehmender Standfläche unbeschichteter Sägezähne, AlSi7Mg0,3 ................................. 100

Abbildung 5-7: Darstellung des Verschleißes mit zunehmender Standfläche unbeschichteter Sägezähne, AlCu4PbMgMn............................ 101

Abbildung 5-8: Sägezahnverschleiß am Versuchende nach einer Standfläche von 9 m², AlSi7Mg0,3 ............................................................... 102

Abbildung 5-9: Sägezahnverschleiß am Versuchende nach einer Standfläche von 9 m², AlCu4PbMgMn .......................................................... 103

Abbildung 5-10: Darstellung der Schnittkräfte beschichteter Sägezähne, AlSi7Mg0,3.............................................................................. 105

Abbildung 5-11: Darstellung der Vorschubkräfte beschichteter Sägezähne, AlSi7Mg0,3.............................................................................. 106

X Verzeichnisse

Abbildung 5-12: Verschleiß diamantbeschichteter Sägezähne am Versuchende nach einer Standfläche von 9 m², AlSi7Mg0,3 .. 106

Abbildung 5-13: Darstellung der Schnittkräfte beschichteter Sägezähne, AlCu4PgMbMn ........................................................................ 107

Abbildung 5-14: Darstellung der Vorschubkräfte beschichteter Sägezähne, AlCu4PgMbMn ........................................................................ 108

Abbildung 5-15: Abplatzung der Diamantschicht aufgrund geringer Schichthaftung .........................................................................110

Abbildung 5-16: Darstellung des Verschleißes mit zunehmender Standfläche bei variierendem Zahnvorschub, AlSi7Mg0,3 ..........................112

Abbildung 5-17: Sägezahn aus dem realen Sägeprozess .................................114

Abbildung 6-1: Spanbildungsvorgang nach Oxley /68/.......................................115

Abbildung 6-2: Scherzonenmodell nach Oxley /68/ ...........................................117

Abbildung 6-3: Materialfluss um die Schneidkante /81/ .................................... 121

Abbildung 6-4: Vergleich der Berechnungsergebnisse zwischen neu Entwickeltem und dem Berechnungsmodell nach Paucksch.... 126

Abbildung 6-5: Vergleich der Vorschubkraft zwischen neu Entwickeltem und dem Berechnungsmodell nach Paucksch................................. 127

Abbildung 6-6: Vergleich der Schnittkraft zwischen neu Entwickeltem und dem Berechnungsmodell nach Paucksch mit Anstiegswert...... 129

Abbildung 6-7: Vergleich der Vorschubkraft zwischen neu Entwickeltem und dem Berechnungsmodell nach Paucksch mit Anstiegswert...... 129

Abbildung 6-8: Berechnete Schnittkraftanteile der Geometrie Typ 54B ............ 130

Abbildung 6-9: Verteilung der Schnittkraftanteile der Geometrie Typ 54B ........ 131

Abbildung 6-10: Berechnete Vorschubkraftanteile der Geometrie Typ 54B ...... 132

Abbildung 6-11: Verteilung der Vorschubkraftanteile der Geometrie Typ 54B... 132

Verzeichnisse XI

Tabellenverzeichnis

Tabelle 2-1: Qualitative Bewertung der Sägeverfahren/72/ ................................... 6

Tabelle 2-2: Erreichbare Genauigkeiten beim Sägen/92/ ...................................... 6

Tabelle 2-3: Vergleich der Eigenschaften von Aluminium und Stahl /37/............. 26

Tabelle 2-4: Härtemessungen einiger ausgewählter Proben /Asmec/................. 50

Tabelle 2-5: Haftfestigkeit Lc ausgewählter Schichten ........................................ 51

Tabelle 2-6: Vergleich der Oberflächenkennwerte unbeschichteter/ diamantbeschichteter Werkzeuge................................................... 55

Tabelle 3-1: Vorgegebene und gewählte Schnittparameter................................. 57

Tabelle 4-1: Chemische Zusammensetzung AlSi7Mg0,3 /104/ ........................... 80

Tabelle 4-2: Wichtigste mechanische Eigenschaften AlSi7Mg0,3 /104/ .............. 80

Tabelle 4-3: Wichtigste physikalische Eigenschaften AlSi7Mg0,3 /104/ .............. 81

Tabelle 4-4: Chemische Zusammensetzung AlCu4PbMgMn /102/ ..................... 83

Tabelle 4-5: Wichtigste mechanische Eigenschaften AlCu4PbMgMn /103/ ........ 83

Tabelle 4-6: Wichtigste physikalische Eigenschaften AlCu4PbMgMn /103/ ........ 84

Tabelle 4-7: Datenblatt der eingesetzten Sägezähne.......................................... 86

Tabelle 4-8: Mechanische und physikalische Eigenschaften der Hartmetallsorte (K20-40) /26/ ................................................................................... 88

XII Verzeichnisse

Inhaltsverzeichnis

Vorwort ......................................................................................................II

Formelzeichen und Symbole...............................................................III

Abbildungsverzeichnis....................................................................... VII

Tabellenverzeichnis............................................................................ XI

Inhaltsverzeichnis.............................................................................. XII

1 Einleitung..............................................................................................1

2 Grundlagen ...........................................................................................4

2.1 Bandsägen...................................................................................4

2.1.1 Prozessbeschreibung ............................................................5

2.1.2 Arten der Bandsägebänder ...................................................7

2.1.3 Bezeichnungen und Kenngrößen der Sägebänder ...............8

2.1.4 Definitionen beim Sägeprozess...........................................16

2.1.5 Forschungsstand.................................................................24

2.2 Werkstoff Aluminium..................................................................25

2.3 Fertigungstechnik für Aluminiumbauteile ...................................26

2.4 Zerspanbarkeit der Aluminiumbauteile ......................................28

2.5 Schneidstoffe für die Aluminiumbearbeitung..............................31

2.5.1 Diamant als Schneidstoff für die Aluminiumbearbeitung .....36

2.5.2 Herstellung und Anwendung diamantbeschichteter Sägebänder ........................................................................38

2.5.3 Charakterisierung der Hartstoffschicht Diamant ..................47

3 Stand der Technik ..............................................................................56

3.1 Bearbeitungsparameter beim Sägen .........................................56

3.2 Beeinflussung der Legierungsbestandteile auf das Verhalten der Werkzeuge.................................................................................57

Verzeichnisse XIII

4 Versuchstechnik ................................................................................ 60

4.1 Allgemeines............................................................................... 60

4.2 Maschine................................................................................... 61

4.2.1 Versuchsaufbau.................................................................. 62

4.3 Messtechnik .............................................................................. 63

4.3.1 Prozesskräfte...................................................................... 63

4.3.2 Härtemessung .................................................................... 63

4.3.3 Gefügebetrachtungen ......................................................... 64

4.3.4 Verschleißmessungen ........................................................ 64

4.4 Auswahlkriterien für die Versuchswerkstoffe............................. 75

4.4.1 Werkstoff Aluminium-Siliziumlegierung AlSi7Mg0,3 (3.2371) .............................................................................. 75

4.4.2 Werkstoff Aluminium-Automatenlegierung AlCu4PbMgMn (3.1645) .............................................................................. 81

4.5 Werkzeuge................................................................................ 85

4.5.1 Werkzeugwerkstoff Hartmetall ............................................ 86

5 Modellversuch Sägen........................................................................ 89

5.1 Versuchsdurchführung .............................................................. 91

5.2 Einfluss der Prozessparameter ................................................. 91

5.2.1 Berechnung der Technologieparameter für die Versuche... 91

5.2.2 Versuchsreihen unbeschichteter Werkzeuge...................... 94

5.2.3 Ergebnisse der Vorversuche mit unbeschichteten Standardwerkzeugen.......................................................... 94

5.2.4 Versuchsreihen diamantbeschichteter Werkzeuge........... 104

5.3 Zusammenfassung Modellversuch Sägen .............................. 113

5.4 Realversuch Sägen................................................................. 114

6 Kraftberechnung.............................................................................. 115

6.1 Spanungsmodell ..................................................................... 115

6.2 Spanprozess Sägen................................................................ 116

XIV Verzeichnisse

6.3 Theoretische und gemessene Kräfte .......................................124

6.4 Vergleich mit der Berechnungsmethode nach Paucksch.........125

6.5 Zusammenfassung der Berechnungsmethode ........................133

7 Zusammenfassung und Ausblick ...................................................134

8 Literaturverzeichnis .........................................................................137

Einleitung 1

1 Einleitung

In der heutigen Produktionstechnik sind leistungsfähige und wirtschaftliche Fertigungsprozesse Voraussetzung für industrielles Wachstum und Fort-schritt. Innovationen, die Fertigungstechnologien verbessern, werden von dem Markt, dem Produkt oder dem Fertigungsprozess gefordert. Als Beispiel für die vom Produkt beschleunigte Innovation ist der zunehmende Leichtbau zu nennen. Leichtbau, auf Leichtmetallbasis, besitzt besonders im Flugzeug- und Fahrzeugbau ein großes Potential aufgrund des geringen spezifischen Gewichtes und der guten Recyclierbarkeit. Allein in Deutschland wurden in den letzten Jahren ca. 3 Millionen Tonnen Aluminium aller Legierungsgrup-pen pro Jahr (hauptsächlich Knet- und untereutektische Gusslegierungen) eingesetzt /5/. Die Herstellung von Bauteilen aus Aluminium, wie auch bei allen anderen Werkstoffen, muss sich einer ständigen Produktivitätssteigerung unterziehen. Hierbei ist z.B. eine Analyse eines gesamten Herstellprozesses zu beobach-ten. Bevor jedoch die Bearbeitung von Bauteilen auf Werkzeugmaschinen beginnt, steht am Beginn nahezu jedes spanenden Fertigungsablaufes das Ablängen und Zuschneiden von Rohmaterial. Zum Ablängen von Werkstü-cken wurden die traditionellen Verfahren wie Kreissägen und Bügelsägen in den letzten Jahren in mehreren Bereichen durch das Bandsägen ersetzt. Bandsägen, ein Spanen mit kontinuierlicher, meist geradliniger Schnittbewe-gung eines umlaufenden, endlosen Sägebandes, besitzt im Gegensatz zum Bügelsägen keinen Leerhub. Für Werkstoffe, Werkstoffgruppen und Bauteil-größen gibt es infolge der unterschiedlichen Anforderungen jeweils ange-passte Sägebänder. Im Vergleich zu Stahlwerkstoffen besitzen Aluminiumwerkstoffe Materialei-genschaften, die für die Entwicklung von Werkzeugen gezielte Optimierungs-charaktere zwingend erforderlich machen. Besonders hervorzuheben ist hierbei die Belastung der Werkzeuge durch deutlich vergrößerte Schnitt- und Vorschubgeschwindigkeiten und durch unterschiedliche Legierungselemente.

Zu den gegenwärtig eingesetzten Schneidstoffen für die Al-Bearbeitung zäh-len Hartmetalle der K-Gruppe, Werkzeuge die mit polikristallinem Diamant

2 Einleitung

(PKD) bestückt sind und Werkzeuge mit Diamantbeschichtung. Für die Zerspanung vieler Aluminiumlegierungen bieten Hartmetalle einerseits genü-gend Potential in der Gestaltungsfrage der Geometrie andererseits fehlt bei abrasivem Verschleiß durch siliziumhaltige Aluminiumlegierungen die not-wendige Verschleißfestigkeit. Werkzeuge bestückt mit polykristallinem Diamant hingegen besitzen neben einer geringen chemischen Affinität zu Aluminium eine hohe Härte und damit verbunden eine herausragende Verschleißfestigkeit, lassen aber in der Ges-taltungsfrage der Geometrie keine großen Möglichkeiten zu. Um die Gestaltungsfreiheit der Geometrie zu erhalten wird Diamant auf Hartmetall abgeschieden, um die Werkzeuge hinsichtlich der Härte und Ver-schleißfestigkeit zu verbessern und die Geometrie variieren zu können /20/, /60/.

Bisherige Möglichkeiten Diamant auf Hartmetallsubstraten abzuscheiden stellen sog. CVD-Verfahren dar. Bei CVD-Verfahren (chemical vapour depo-sition) wird das Schichtmaterial durch chemische Reaktionen direkt auf der Oberfläche des zu beschichtenden Werkzeugs aus gasförmigen Stoffen ab-geschieden. Es sind hierdurch sehr gleichmäßige Schichten auch auf kom-pliziert geformten Bauteilen (z.B. dreidimensionale Werkstückgeometrien) herstellbar. Die Prozesstemperatur liegt im Bereich von 800 bis 1400 °C, was z.B. bei HSS- Werkzeugen zu Problemen wie Verzug und Härteverlust füh-ren kann, sich bei der Beschichtung von kompakten Hartmetallen im Allge-meinen nicht nachteilig auswirkt. Verfahren, bei denen das Substrat über ei-ne Plasmaentladung oder einen Laserstrahl erwärmt wird, laufen unterhalb den angegebenen Temperaturen ab (Niedrigtemperatur- CVD). Mit CVD werden überwiegend TiC, TiN und Al2O3 sowie Mischkristalle wie Ti(C,N) er-zeugt. Bedingung für das Abscheiden einer Schicht im CVD- Verfahren ist, dass geeignete gasförmige Verbindungen existieren (meist Fluoride, Chloride und Bromide). Mit einem speziellen, plasmaaktivierten Niedrigtemperatur- CVD- Verfahren können diamantähnliche Kohlenstoffschichten (ADLC: amor-phous diamondlike carbon) bei Temperaturen unter 200 °C abgeschieden werden, d.h. auch wärmeempfindliche Substrate wie HSS können mit diesen Verfahren beschichtet werden. Die Substrate befinden sich dabei in einem gasdichten, elektrisch beheizten Reaktor auf einem Trägergestell (meist aus Graphit). Ist die erforderliche Temperatur erreicht, werden die für die Schichtbildung benötigten Gase in den Reaktor geleitet, dies sind meist Wasserstoff als Trägergas und Methan bzw. Stickstoff als Reaktionsgase.

Einleitung 3

Bei fast allen CVD-Prozessen entsteht Salzsäuregas (HCl), welches neutrali-siert werden muss. Ein Beispiel für die chemische Reaktion und die entste-henden Elemente zeigt Gleichung 1:

Titannitrid (Druck 900 mbar, Beschichtungstemperatur 850-950 °C):

HCLTiNNHTiCl H 8242 2

224 +⎯→⎯++ Gleichung 1

Am Ende des Beschichtungsvorgangs wird der Reaktor aus Sicherheitsgrün-den mit Argon gespült. Der gesamte Beschichtungsvorgang dauert (mit Auf-heizen und Abkühlen) zwischen acht und 13 Stunden, wobei CVD- diamant-beschichtete Werkzeuge mittlerweile die Standardvariante für die Bearbei-tung von Graphitelektroden, von Leiterplatten für die Elektronikindustrie und von ähnlichen Bauteilen, sind. Eine Problematik bei der Beschichtung von Bandsägen stellt die hohe Temperaturbelastung des Werkzeuges bzw. des Werkzeugträgers dar. Durch die hohe Wärmebelastung kann es unter ande-rem zum Verzug des Werkzeugträgers kommen.

Ziel der Arbeit war das Verschleißverhalten von Hartmetallbandsägezähnen, welche an der Atmosphäre (stationäres Plasma an Luft) im Durchlauf mit Di-amant beschichtet wurden, anhand von Zerspanversuchen zu beschreiben. Der Zerspanprozess stellt ein komplexes Zusammenwirken mehrerer Ver-schleißmechanismen dar. Dazu zählen die Abrasion, die Adhäsion, die Tri-booxidation sowie die Oberflächenzerrüttung. Diese Mechanismen sind ab-hängig von den Schnittparametern, dem Umgebungsmedium und der Werk-stück-/Schneidstoffpaarung. Das komplexe Zusammenspiel aller beim Zerspanprozess auftretenden Belastungsgrößen erschwert jedoch das ge-zielte Aufdecken spezifischer Verschleißmechanismen /97/. Basis der Untersuchungen zum Verschleißverhalten bildet ein Versuchsstand zur Analyse von Sägewerkzeugen, bei dem einzelne Sägezähne –aus einem Sägeband separiert – verwendet werden. Mit Hilfe der einzelnen Sägezähne ist es möglich, die Zerspanungsvorgänge je Sägezahn und den erzeugten Schnittkanal separat zu fertigen. Durch diese Betrachtungsweise ist es er-reichbar, die auftretenden Prozesskräfte für jeden Zahn separat zu beurteilen und das Bearbeitungsergebnis und den auftretenden Verschleiß zu charakte-risieren.

4 Grundlagen

2 Grundlagen

2.1 Bandsägen

Sägen ist ein Fertigungsverfahren der Kategorie „Trennen durch Spanen mit geometrisch bestimmten Schneiden“. In der Literatur und DIN-Norm findet sich folgende Definition: „Sägen ist ein Zerspanungsverfahren, bei dem das vielschneidige Werkzeug die Schnittbewegung und die Vorschubbewegung ausführt“ /91/. Das Verfahren Bandsägen wird wie folgt definiert: „Sägen mit gerader Schnittbewegung, mit einem vielzahnigen, endlosen, bandförmigem Werkzeug von geringer Dicke (Bandsägeblatt)“ /107/. Einschränkend ist zu sagen, dass die Vorschubbewegung bei einigen Säge-verfahren auch vom Werkstück ausgeführt wird, so z.B. beim Formsägen mit der Bandsägemaschine. In /107/ erfolgt eine Unterteilung der verschiedenen Sägeverfahren anhand der Bearbeitungsaufgabe in Abtrenn-, Loch-, Schlitz- und Formsägen. Ein weiteres Unterscheidungsmerkmal ist das zum Sägen eingesetzte Werkzeug sowie dessen Bewegung. So lassen sich als wichtigs-te Verfahren das Kreis-, Band- und Hubsägen unterscheiden. Das Bandsä-gen soll im folgenden näher beschrieben werden.

Grundlagen 5

Abbildung 2-1: Einordnung des Bandsägens in die Fertigungsverfahren /107/

2.1.1 Prozessbeschreibung

Beim Bandsägen wird als Werkzeug ein ringförmiges, einseitig, verzahntes Metallband geringer Dicke (Sägeband) eingesetzt, welches über Umlenkrol-len läuft und so eine kontinuierliche, geradlinige Schnittbewegung ausführt. Die Vorschubbewegung wird je nach Maschinenbauform vom Werkzeug oder vom Werkstück ausgeführt, meist jedoch vom Werkzeug. Wesentliche Vortei-le dieses Verfahrens im Vergleich mit den anderen Sägeverfahren sind die kontinuierliche Schnittbewegung, welche eine kurze Hauptzeit gewährleistet sowie die aufgrund der Bandlänge große Anzahl von Sägezähnen auf die sich die Schnittkräfte und der auftretende Verschleiß gleichmäßig verteilen und der schmale Schnittkanal.

6 Grundlagen

Tabelle 2-1: Qualitative Bewertung der Sägeverfahren /72/ (+ günstig, 0 ausgewo-

gen, - ungünstig)

Vor allem bei teuren Sonderwerkstoffen ist der relativ geringe Werkstoffver-lust durch den schmalen Schnittkanal vorteilhaft. In Tabelle 2-2 sind die erreichbaren Genauigkeiten der verschiedenen Säge-verfahren gegenübergestellt:

Tabelle 2-2: Erreichbare Genauigkeiten beim Sägen /91/

Beurteilungsmerkmal Kreissägen Bandsägen Bügelsägen

Längengenauigkeit [mm] ± 0,15-0,2 ± 0,2-0,3 ± 0,2-0,25Winkelgenauigkeit [mm] bezogen auf 100 mm Schnitthöhe

± 0,15-0,3 mit neuem Band ± 0,15 Standzeitende ± 0,5 ± 0,2-0,3

Kriterium Kreissägen Bandsägen Bügelsägen

Trennen großer Querschnitte - + 0Investitionskosten - 0 +Automatisierung 0 0 -Schnittflächenleistung 0 + -Energiebedarf - + 0Materialverlust 0 + 0Schnittgenauigkeit, Oberfläche + 0 0Werkzeugkosten pro Schnittfläche 0 + +Anspruch an Bedienpersonal 0 0 +

Grundlagen 7

2.1.2 Arten der Bandsägebänder Werkzeug beim Bandsägen ist das sog. Sägeband, ein Metallband, dessen eine Schmalseite mit Zähnen versehen ist. Es lassen sich vier verschiedene Arten von Sägebändern unterscheiden

• Werkzeugstahl- Sägebänder • Bimetall- Sägebänder • Hartmetallbestückte Sägebänder • Diamantbestreute Sägebänder

Sägebänder aus Werkzeugstahl werden für den einfachen Werkstattbetrieb verwendet, während für anspruchsvollere Sägearbeiten mit hohen Standzei-ten, das sog. Bimetall-Sägeband, angewandt wird. Es besteht aus einem zä-hen Grundkörper aus Vergütungsstahl, auf den ein HSS- Flachdraht aufge-schweißt ist (Abbildung 2-2). Durch entsprechende Bearbeitungs- und Wär-mebehandlungsprozesse werden die Sägezähne mit hohen Härten erzeugt.

Abbildung 2-2: Herstellung von Bimetall-Sägebändern /27/

Elektronen- oder Laser-strahl-Schweißverfahren

Bimetall-Sägeband

HSS-Flachdraht

Trägerband aus legiertem Vergütungsstahl

8 Grundlagen

Zum Zerspanen sehr harter Werkstoffe empfiehlt sich der Einsatz von hart-metallbestückten Sägebändern. Diese bestehen ebenso wie das Bimetall-Sägeband aus einem zähen Grundkörper. Hier wird die Grundkontur der Sä-gezähne bereits im Trägerband abgebildet, die Zahnspitzen aus Hartmetall werden mittels eines Spezial-Schweißverfahrens aufgebracht und entspre-chend geschliffen. Für extremste Zerspanbedingungen, wie z.B. Keramik, Marmor oder auch versandete Gussteile, sind diamantbestreute Sägebänder geeignet. Da diese keine geometrisch definierten Schneiden aufweisen, sind sie eher dem Schleifen als Bearbeitungsverfahren zuzuordnen. 2.1.3 Bezeichnungen und Kenngrößen der Sägebänder

Die Verwendung der Begriffe erfolgt nach /75/, da sich in den Normen nur allgemeine Definitionen zur Zerspantechnik sowie zur Schneidkeilgeometrie finden /75/.

Das Sägeband besteht aus dem Bandrücken sowie dem Schneidenteil. Der Bandrücken lässt sich in Bandoberkante und in Seitenflächen unterteilen. Der Sägezahn besteht aus Zahnfuß, Zahnkopf und Zahnspitze. Der Zwi-schenraum zwischen den Zähnen wird als Zahnlücke oder auch als Span-raum bezeichnet. Daraus lassen sich die Abmessungen eines Sägebandes ableiten: Die Bandlänge L bezeichnet die Länge des geschlossenen Bandes, die Bandbreite b den Abstand vom Bandrücken zu den Zahnspitzen und die Banddicke s die Dicke des Bandrückens, also den Abstand der beiden Sei-tenflächen (Abbildung 2-3). Der Abstand zweier benachbarter Sägezähne wird durch die Größe TZ beschrieben, bei Metallbandsägen ist jedoch statt dessen die Angabe der Zahnteilung T üblich (in der Literatur auch mit Z be-zeichnet), welche die Anzahl der Zähne auf 1 Zoll Bandlänge beschreibt1. 1 In einigen Veröffentlichungen (z.B. /75/) sind die Bezeichnungen umgekehrt definiert, also TZ für

den Zahnabstand und Z für die Zähnezahl auf 1 Zoll Bandlänge. Die Bezeichnung „Teilung“ wird für beide Werte verwendet.

Grundlagen 9

Es gilt folgende Beziehung:

ZTT 41,25

= Gleichung 2

T in Zähne pro Zoll [ZpZ] Teilung Tz in mm Zahnabstand

Abbildung 2-3: Bezeichnungen am Sägeband /75/

Dabei bezeichnet man Zahnteilungen mit großen Werten von T als fein, sol-che mit geringen T-Werten als grob. Bei der Auswahl des Sägebandes für eine bestimmte Bearbeitungsaufgabe ist die Teilung so zu wählen, dass je nach Härte des zu bearbeitenden Werkstoffes 3 bis 4 Zähne im Eingriff sind (bei harten Werkstoffen mehr als 4 Zähne, bei weichen genügen 3 Zähne).

Bandoberkante

Zahnfuß

Bandrücken

Schneidenteil

Seitenfläche

Zahnkopf Zahnspitze

SpanraumTZ

s

b

10 Grundlagen

SW

Besonders bei dünnwandigen Werkstücken kann eine zu grobe Teilung zum Einhaken und Ausbrechen der Zähne führen, beim Sägen von Profilquer-schnitten ist die dünnste Stelle für die Auswahl der Teilung maßgebend.

Abbildung 2-4: Konstante Zahnteilung /27/

Zur Vermeidung von Schwingungseffekten beim Sägen werden Sägebänder mit variabler Teilung eingesetzt, das heißt, dass der Zahnabstand nicht kon-stant, sondern variabel ist. Solche Zahnteilungen werden durch zwei Maß-zahlen gekennzeichnet, nämlich dem Minimal- und Maximalwert der Teilung pro Zoll (z.B. 1,4-2 ZpZ). Die Anzahl von Sägezähnen in einem Verzahnungsintervall bezeichnet man als ZI, die aller Zähne am Sägeband als Zges. Aus diesen beiden Kenngrößen lässt sich die Anzahl der Verzahnungsintervalle nI am Sägeband errechnen:

ΙΙ =

ZZ

n ges Gleichung 3

n Ι Anzahl der Verzahnungsintervalle am Sägeband Zges Anzahl der Zähne am Sägeband ZI Anzahl der Zähne am Verzahnungsintervall

TZ=const.

Grundlagen 11

Abbildung 2-5: Variable Zahnteilung /27/

In Abhängigkeit von der Bearbeitungsaufgabe kommen Sägebänder mit ver-schiedenen Zahnformen, Teilung und Spanräumen zum Einsatz. Der Schneidkeil wird durch den Freiwinkel α, den Keilwinkel β und den Spanwin-kel γ beschrieben. Der Freiwinkel α bestimmt neben der Teilung die Größe des Spanraumes. Der Keilwinkel β ist für die Stabilität des Sägezahns ein wesentlicher Faktor. Der Spanwinkel γ hat einen großen Einfluss auf die Spanbildung, den Spanablauf und die Schnittkraft. Diese wird mit zuneh-menden Werten für γ kleiner. Ein großer Spanwinkel γ begünstigt die Span-bildung, verringert jedoch die Stabilität der Schneidkante.

Standardzahn, Spanwinkel 0°

Der Standardzahn mit einem Spanwinkel von 0° wird für kurzspanige Materi-alien, Stähle mit hohem Kohlenstoffgehalt, wie z.B. Werkzeugstahl, Gussei-sen oder auch Bronze, Rotguss oder Messing sowie für Werkstücke mit klei-nem Querschnitt und dünnwandige Profile verwendet.

Abbildung 2-6: Standardzahn, Spanwinkel neutral (0°) /27/, /91/

TZ,min TZ,max

12 Grundlagen

Klauenzahn, Spanwinkel 10°

Das Einsatzgebiet des Klauenzahns liegt bei großen Querschnitten und fin-det vor allem beim Sägen von bei NE- Metallen und Stählen mit einem C-Gehalt von < 0,8% wie Baustähle, Tiefziehstähle, Vergütungsstähle, rost- und säurebeständige Stähle, Titan, Aluminium, Messing, Kupfer, exotische Legierungen Verwendung.

Abbildung 2-7: Klauenzahn, Spanwinkel positiv (10°) /27/, /91/

Lückenzahn, Spanwinkel 0°

Der Lückenzahn mit einem Spanwinkel von 0° wird für spröde Werkstoffe wie GG, Al-Legierungen und bei größeren Querschnitten eingesetzt.

Abbildung 2-8: Lückenzahn, Spanwinkel neutral (0°) /27/, /91/

Grundlagen 13

Trapezzahn, Spanwinkel 6°

Der Trapezzahn findet vor allem bei hoher Zerspanleistung und hohen Mate-rialansprüchen Verwendung. Bei hartmetallbestückten Sägebändern ersetzt diese Zahnform das Schränken.

Abbildung 2-9: Trapezzahn, Spanwinkel positiv (6°) /27/, /91/

Profilzahn, Spanwinkel positiv

Für Hohl- und Winkelprofile, Träger, Bündel- und Lagenschnitte und schwin-gungsanfällige Sägearbeiten wird vorwiegend ein Profilzahn verwendet, der einen positiven variierenden Spanwinkel besitzt.

Abbildung 2-10: Profilzahn, Spanwinkel positiv /27/, /91/

14 Grundlagen

SW

Schränkung

Um die Seitenreibung zwischen Sägeband und Werkstück zu reduzieren so-wie ein Verklemmen, insbesondere beim Sägen von Werkstücken mit hohen Eigenspannungen, zu verhindern, werden einzelne Sägezähne nach links und rechts aus der Ebene des Bandkörpers gebogen und erhalten dadurch ihre jeweilige Schränkungsbreite (SW). Dabei gibt es verschiedene Schrän-kungsarten:

Standardschränkung

Die Standardschränkung wird verwendet für Stahl, Guss und harte Nichtei-sen-Metalle bei einer Schnittstärke größer 5 mm.

Abbildung 2-11: Standardschränkung /27/

Rechts- Links- Schränkung

Die Rechts- Links- Schränkung wird vorwiegend für leicht zerspanbare Werkstoffe, Nichteisen-Metalle, Holz und Kunststoff verwendet.

Abbildung 2-12: Rechts- Links- Schränkung /27/

Grundlagen 15

Gruppenschränkung

Die Gruppenschränkung wird für dünne Materialquerschnitte, Rohre und Pro-file eingesetzt. Durch die Stützwirkung der geschränkten Zähne werden e-ventuelle Schwingungen während des Schnittes reduziert. Eine bessere O-berfläche ist hierdurch möglich.

Abbildung 2-13: Gruppenschränkung /27/

Wellenschränkung

Die Wellenschränkung wird für extrem dünne Querschnitte bis 5 mm einge-setzt, da die geschränkten Zähne eine starke Stützwirkung besitzen.

Abbildung 2-14: Wellenschränkung /27/ Ein weiteres Verfahren, ein Verklemmen des Bandes zu verhindern, ist das Hinterschleifen der Zahnspitzen. Dazu ist es erforderlich, dass diese eine größere Breite aufweisen als der Bandrücken, was z.B. bei hartmetallbe-stückten Sägebändern der Fall ist. Durch den Verzicht auf eine Schränkung sind wesentlich höhere Oberflächengüten erreichbar2

und die Schnittfuge wird verringert.

2 Durch eine Schränkung wird das Sägeband zu Schwingungen senkrecht zur Schnitt- und Vor-schubrichtung angeregt, was sich in Riefen auf den erzeugten Oberflächen abbildet. Zu näheren Details vgl. hierzu /75/.

16 Grundlagen

Abbildung 2-15: Ungeschränkter Trapezzahn mit Hinterschliff

Abbildung 2-16: Zahnreihenfolge Trapezzahn mit Hinterschliff 2.1.4 Definitionen beim Sägeprozess In /105/ ist festgelegt, dass die Bewegungen bei Zerspanvorgängen Relativ-bewegungen zwischen Werkzeug und Werkstück sind und auf das ruhend angenommene Werkstück bezogen werden. Die Bewegung eines einzelnen Zahns, die als Wirkbewegung bezeichnet wird, lässt sich in die Schnittbewe-gung und die Vorschubbewegung aufteilen. Aufgrund der Geometrie des Sä-gebandes sind deren Richtungen eindeutig definiert. Die Richtung der

Hauptschneide Nebenschneide

Bandrücken

Grundlagen 17

Schnittbewegung verläuft entlang der Längsachse des Sägebandes, die der Vorschubbewegung senkrecht dazu in der Sägebandebene. Entsprechend der Einteilung der Bewegung einer Schneidkante (genauer: dem Mittelpunkt) in die verschiedenen Richtungen ist dies auch mit deren Geschwindigkeit möglich. So bezeichnet man die Geschwindigkeit in Schnitt-richtung als Schnittgeschwindigkeit v, die in Vorschubrichtung als Vorschub-geschwindigkeit u und die vektorielle Addition beider als Wirkgeschwindigkeit ve. Der Vorschubrichtungswinkel φ beträgt wie beim Drehen 90°, deshalb lässt sich zwischen den einzelnen Geschwindigkeiten folgender Zusammen-hang feststellen:

22 vuve += Gleichung 4

ve in mm/s Wirkgeschwindigkeit u in mm/s Vorschubgeschwindigkeit v in mm/s Schnittgeschwindigkeit Der Wirkrichtungswinkel η hängt vom Verhältnis zwischen Schnitt- und Vor-schubgeschwindigkeit ab, für ihn gilt3:

vu

=ηtan Gleichung 5

η in rad Wirkrichtungswinkel u in mm/s Vorschubgeschwindigkeit v in mm/s Schnittgeschwindigkeit 3 Vom Verfahren her ist Bandsägen zwar dem Drehen sehr ähnlich, aber einzelne Randbedingungen

und Größenverhältnisse sind stark davon abweichend (sehr geringer Zahnvorschub fz). In Versu-chen /75/ wurden spezifische Zerspankraftwerte entsprechend dem Zerspankraftgesetz bestimmt und gezeigt, dass trotz der sehr kleinen Zahnvorschübe die gleichen Abhängigkeiten wie beim Dre-hen gelten.

18 Grundlagen

Eine weitere wichtige Größe zur quantitativen Beurteilung der Schnittverhält-nisse ist die Eingriffslänge e, die der momentanen Länge des Schnittkanals im Werkstück entspricht. Die Frequenz, mit der die Sägezähne in das Werk-stück eindringen, heißt Zahneintrittsfrequenz ν. Diese berechnet sich nach:

656,0∗∗= vTZν Gleichung 6

ν in 1/s, Hz Zahneintrittsfrequenz Tz in mm Zahnabstand v in mm/s Schnittgeschwindigkeit Den Vorschubweg zwischen zwei unmittelbar nacheinanderfolgenden Zahn-durchgängen bezeichnet man als Zahnvorschub fZ. Für ihn gilt die Bezie-hung:

6,1524∗∗

==vT

uufz

Z ν Gleichung 7

fz in mm Zahnvorschub u in mm/s Vorschubgeschwindigkeit ν in 1/s, Hz Zahneintrittsfrequenz Tz in mm Zahnabstand v in mm/s Schnittgeschwindigkeit

Der Vorschub pro Intervall fI lässt sich als Produkt aus Zahnvorschub fZ und Zähnezahl pro Intervall ZI definieren:

ΙΙ ∗= Zff Z Gleichung 8

fI in mm Vorschub pro Verzahnungsintervall fz in mm Zahnvorschub ZI Anzahl der Zähne am Verzahnungsintervall

Grundlagen 19

Abbildung 2-17: Größen beim Bandsägen /75/

Ein Bewertungskriterium für das Bandsägen ist die gesägte Schnittfläche pro Zeit A’, oft nicht ganz korrekt als „Schnittleistung“ bezeichnet. Diese Größe errechnet sich nach:

6,0' ∗∗= euA Gleichung 9

A’ in cm²/mm gesägte Fläche pro Zeit u in mm/s Vorschubgeschwindigkeit e in mm Eingriffslänge Für eine optimale Zerspanung ist das Verhältnis von Schnittgeschwindigkeit u und Vorschubgeschwindigkeit v ein wichtiger technologischer Einfluss. Wird eine Vorschubsteuerung mit konstanter Vorschubkraft eingesetzt, stellt sich u in Abhängigkeit vom Verschleißzustand des Werkzeuges, der Eingriffslänge etc. ein. Ist jedoch u die konstante Größe, stellt sich die Frage, wie ein optimaler Wert dafür zu bestimmen ist. Es wurde hierfür eine Berechnungsformel von Sägebandherstellern entwi-ckelt, die in Abhängigkeit von Schnittgeschwindigkeit und Zahnteilung einen Maximalwert für die gesägte Schnittfläche pro Zeit liefert:

Sägeband

Werkstück

e

fu

v

v

η φ

20 Grundlagen

)lg13,154,1('max ZvA ∗−∗= Gleichung 10

A’max in cm²/mm gesägte Fläche pro Zeit v in mm/s Schnittgeschwindigkeit Z ZpZ Teilung

Aus dieser Hilfsgröße lässt sich dann nach Gleichung 7 und den Abmessun-gen des zu bearbeitenden Werkstücks ein Maximalwert für die einzustellende Vorschubgeschwindigkeit u berechnen.

Gemäß /105/ ist die Zerspankraft F „die bei einem Zerspanvorgang von ei-nem Schneidkeil auf das Werkstück wirkende Gesamtkraft“. Zur Berechnung wird angenommen, dass diese Kraft in einem Punkt der Schneide angreift; sie kann in verschiedene Komponenten zerlegt werden. Da beim Sägen Schnittrichtung und Vorschubrichtung senkrecht zueinander stehen, können die einzelnen Kraftkomponenten analog denen beim Längsdrehen benannt werden. So wirkt am Bandsägezahn entlang der Längsachse des Bandes, entgegengesetzt zur Schnittrichtung, die Schnittkraft Fc. Senkrecht dazu und parallel zur Mittelebene des Bandes wirkt die Vorschubkraft Ff. Die Passiv-kraft Fp, beim Bandsägen auch zutreffender als Abdrängkraft bezeichnet, wirkt senkrecht zur Schneidkante und bildet zusammen mit den beiden ande-ren Kraftkomponenten ein Orthogonalsystem.

Abbildung 2-18: Kräfte am Sägezahn /75/

FP

FC

FF

F

u v

Grundlagen 21

Die wichtigsten Komponenten der Zerspankraft sind die Schnittkraft und die Vorschubkraft. Die Verhältnisse der Kräfte zueinander hängen von den Be-dingungen des Zerspanvorganges ab und sind teilweise sehr unterschiedlich. Für eine überschlägige Berechnung der Kräfte und Leistungen, die beim Bandsägen entstehen, kann die Gesamtschnittkraft pro Schneide und für die beim Sägen im Eingriff befindlichen Schneiden mit Hilfe von Gleichungen und tabellierter Werte für den jeweiligen Werkzeugwerkstoff wie z.B. spezifi-scher Schnittfläche As, kc- und kf- Werte und weiterer Korrekturfaktoren ab-geschätzt werden /69/, /91/:

TlzE = Gleichung 11

zE Anzahl der im Eingriff befindlichen Zähne l in mm Sägebandlänge T in Zpz Teilung

WC

BF

C

SZ zmmmv

lvmmmvl

TAf

∗∗∗

=∗∗

∗=

/10/10 33 Gleichung 12

fz in mm Zahnvorschub As in mm²/min spezifische Schnittfläche T in Zpz Teilung l in mm Schnittlänge vc in mm/s Schnittgeschwindigkeit vf in mm/s Vorschubgeschwindigkeit lB in mm Sägebandlänge zW Anzahl der Zähne am Sägeband

22 Grundlagen

stfsvhCC ffffffkk ∗∗∗∗∗∗= λγ1.1 Gleichung 13

kc in N/mm² spezifische Schnittkraft kc1.1 in N/mm² spezifische Schnittkraft bezogen auf h = b = 1mm fh Korrekturfaktor Spanungsdicke fγ Korrekturfaktor Spanwinkel fλ Korrekturfaktor Neigungswinkel fSV Korrekturfaktor Schneidstoff ff Korrekturfaktor Werkstückform fst Korrekturfaktor Werkzeugstumpfung

CZPCCZ kfakAF ∗∗=∗= Gleichung 14

Fcz in N Hauptschnittkraft pro Zahn A in mm² Spanungsquerschnitt kc in N/mm² spezifische Schnittkraft ap in mm Schnittbreite fz in mm Zahnvorschub

ECZPECZC zkfazFF ∗∗∗=∗= Gleichung 15

Fc in N Gesamtschnittkraft Fcz in N Hauptschnittkraft pro Zahn zE Anzahl der im Eingriff befindlichen Zähne ap in mm Schnittbreite fz in mm Zahnvorschub kc in N/mm² spezifische Schnittkraft

Grundlagen 23

stshff ggggggggkk ∗∗∗∗∗∗∗∗= νκαλγ1.1 Gleichung 16

kf in N/mm² spezifische Vorschubkraft kc1.1 in N/mm² spezifische Vorschubkraft bezogen auf h = b = 1mm gh Korrekturfaktor Spanungsdicke gγ Korrekturfaktor Spanwinkel gλ Korrekturfaktor Neigungswinkel gα Korrekturfaktor Freiwinkel gκ Korrekturfaktor Einstellwinkel gs Korrekturfaktor Schneidstoff gV Korrekturfaktor Schnittgeschwindigkeit gst Korrekturfaktor Werkzeugstumpfung

fZPffZ kfakAF ∗∗=∗= Gleichung 17

Ffz in N Vorschubkraft pro Zahn A in mm² Spanungsquerschnitt kf in N/mm² spezifische Vorschubkraft ap in mm Schnittbreite fz in mm Zahnvorschub

EfZPEfZf zkfazFF ∗∗∗=∗= Gleichung 18

Ff in N Vorschubkraft Ffz in N Vorschubkraft pro Zahn zE Anzahl der im Eingriff befindlichen Zähne ap in mm Schnittbreite fz in mm Zahnvorschub kf in N/mm² spezifische Vorschubkraft

24 Grundlagen

M

CCc skWW

vFP

η∗∗∗

=min/60/103 Gleichung 19

Pc in kW Schnittleistung Fc in N Gesamtschnittkraft vc in m/min Schnittgeschwindigkeit ηM Maschinenwirkungsgrad

Die Grundwerte kc1.1 und kf1.1 sind auf den Spanungsquerschnitt 2

00 11 mmhbA ∗=∗= für verschiedene Werkstoffe bezogen. Die nicht kon-

stanten Größen werden von verschiedenen Einflüssen verändert und sind in Tabellen aufgestellt. Mit Hilfe dieser tabellierten Werte ist es möglich Schnitt- und Vorschubkraft zu berechnen. Die Berechnung der Vorschub-kraft ist im Gegensatz zur Schnittkraft dagegen nur als Näherungslösung anzusehen, da eine große Streuung der kf- Werte trotz sorgfältiger Mes-sungen festgestellt wurde /69/.

2.1.5 Forschungsstand

Unter Berücksichtigung der unvollständigen ISO-Normung erfolgte in /75/ eine Festlegung von Begriffen und Bewertungskriterien für das Verfahren Bandsägen und das Sägeband als entsprechendes Werkzeug. Dort wurden auch die Spanungsquerschnitte bei geschränkten Sägezähnen, die Auswir-kungen der verschiedenen Vorschubsysteme und insbesondere die Ursa-chen für das Verlaufen des Schnittes untersucht. Weitere Arbeiten /57/, /71/, /85/ beschäftigten sich eingehend mit Konstruktionsgesichtspunkten für Bandsägemaschinen, insbesondere im Hinblick auf deren Schwingungsver-halten sowie in Bezug auf die optimale Zuordnung von Sägebandteilung zu Werkstückabmessungen und -querschnitt. Mit dem Ziel der Erstellung eines Zerspanprozessmodells „Metallbandsägen“ wurden in /77/ unter der Berück-sichtigung der bisherigen Erkenntnisse weitergehende Sägeversuche durch-geführt und theoretische Untersuchungen angestellt, die das Gesamtsystem Sägeband – Sägemaschine – Werkstück betrachten. Bemerkenswert er-scheint hierbei, dass in diesem Zusammenhang erstmals Sägeversuche mit

Grundlagen 25

Schnittkraftmessung bei extrem geringer Eingriffslänge e unternommen wur-den, um die Verhältnisse am Einzelzahn einschätzen zu können. In der Fachpresse /6/, /31/-/35/, /51/, /61/-/63/, /67/, /74/, /76/ fanden sich detaillierte Untersuchungen zur Leistungsfähigkeit der verschiedenen Sägeverfahren.

2.2 Werkstoff Aluminium

Der Werkstoff Aluminium wurde zu Beginn des 19. Jahrhunderts entdeckt und wird seit 1880 als Leichtmetall verwendet. Aluminium ist das Metall, wel-ches in der Erdkruste am häufigsten vorkommt (ca. 7,6 % des Gesamtge-wichtes der Erdkruste), ist relativ weich, gut kaltverformbar, gut schweißbar, aber aufgrund der Weichheit ohne Legierungselemente für die spanende Be-arbeitung nicht geeignet. Aluminium tritt nicht gediegen auf, sondern nur in chemischen Verbindungen und liegt hauptsächlich als Bestandteil von z.B. Ton, Gneis und Granit vor. Die technische Herstellung von Aluminium gelingt durch Schmelzflusselektrolyse. Hierbei wird Aluminiumoxid mit Kyrolith ge-schmolzen und elektrolysiert, dabei entsteht an der Kathode Aluminium und an der Anode Sauerstoff. Der Einsatz von Aluminium und deren Legierungen anstelle von Stahlwerkstoffen hat aufgrund der geringen Dichte in den letzten Jahren zunehmend an Bedeutung gewonnen. Tabelle 2-3 gibt einen Über-blick über die charakteristischen Unterschiede zwischen Aluminium und Ei-sen.

26 Grundlagen

Eigenschaften Al Fe

Atomgewicht (g/Mol) 26,98 55,84

Kristallgitter kfz krz

Dichte (g/cm3) 2,70 7,87

E-Modul (Mpa) 67*103 210*103

Ausdehnungskoeffizient (1/K) 24*10-6 12*10-6

Rp0.2 (Mpa) 10 100

Rm (Mpa) 50 200

spezifische Wärme (J/kg*K) 890 460

Schmelzwärme (J/g) 390 272

Schmelztemperatur (°C) 660 1536

Wärmeleitfähigkeit (W/m*K) 235 75

Elektrische Leitfähigkeit (m/Ω*mm2) 38 10

Tabelle 2-3: Vergleich der Eigenschaften von Aluminium und Stahl /37/

2.3 Fertigungstechnik für Aluminiumbauteile Durch einen erhöhten Verbrauch von Aluminiumbauteilen in den letzten Jah-ren hat die Fertigungstechnik für Aluminiumbauteile trotz Konkurrenz von anderen Leichtmetallen wie Magnesium und Titan oder Kunststoffen und Verbundwerkstoffen einen positiven Wandel vollzogen. Die Eigenschaften des Werkstoffes Aluminium - sein geringes Gewicht, seine hohe Leitfähigkeit von Strom und Wärme, seine Korrosionsbeständigkeit, seine Festigkeit, sei-ne gesundheitliche Unbedenklichkeit - ermöglichen vielfältige Anwendungen mit einem hohen Produktnutzen und begründen den vermehrten Verbrauch des Werkstoffes. Lag der Gesamtaluminiumverbrauch in Deutschland 1982 bei ca. 1,4 Mio. Tonnen, so liegt der Gesamtbedarf heute bei ca. 3 Mio. Ton-

Grundlagen 27

nen. Die Produktion und die Hauptmärkte von Aluminium in Deutschland im Jahre 2004 sind in Abbildung 2-19 dargestellt.

Abbildung 2-19: Hauptmärkte von Aluminium in Deutschland 2004 /29/

Waren bisher die Losgrößen relativ gering und somit die Herstellung und La-gerhaltung von Gussformen und Gesenken enorm hoch und dadurch eine Herstellung „aus dem Vollen“ preiswert, so werden trotz großer Teilevielfalt Aufmasse zur Schruppbearbeitung gering gehalten, um einerseits den hohen Materialpreis zu verringern und andererseits die Zerspanung effizienter und produktiver zu gestalten. Die Fertigungszeit und damit verbunden die Kosten eines Bauteils setzen sich aus der Hauptzeit und der Nebenzeit zusammen. Die Hauptzeit kann durch große Schnittwerte verringert und die Nebenzeit z.B. durch erhöhte Werkzeugstandzeiten reduziert werden. Um dieses Potenzial zur Verminde-

28 Grundlagen

rung der Fertigungszeiten auszuschöpfen, gilt es geeignete Werkzeuge zu entwickeln.

2.4 Zerspanbarkeit der Aluminiumbauteile Die Entwicklung der Grundlagen der Bearbeitung von Aluminiumwerkstoffen wurde um 1935 an den Fertigungslaboratorien in München und in Aachen durchgeführt /48/. Unter der Zerspanbarkeit versteht man das Eigenschafts-profil eines Werkstoffes, welches eine Beeinflussung des Prozesses der Zerspanung veranlasst. Sie beschreibt die Schwierigkeiten, die bei der span-enden Bearbeitung eines Werkstoffs auftreten können /48/, /54/. Die ganz-heitliche Betrachtung von Verfahren, Schneidstoff und Schnittbedingungen hilft bei der Beurteilung der Spanbarkeit. Angaben bezüglich der Größen Zerspankraft, Verschleiß, Oberflächengüte und Spanbildung beruhen auf diesen Gegebenheiten /54/, /66/. Die Temperaturen (ca. 350°C) in der Werk-zeugkontaktzone bei der Spanung von Aluminiumwerkstoffen sind verglichen mit denen der Stahlzerspanung deutlich geringer, die weiterhin durch die ge-ringen Schmelztemperaturen der Aluminiumlegierungen, ca. 520- 650°C, nach oben begrenzt sind. Entsprechende Werte der Dichte und Festigkeiten der Al- Werkstoffe sind meist deutlich geringer (ca. ein Drittel) als die der Stähle. Im Gegensatz dazu, sind die Wärmeleitfähigkeit und die Wärmeaus-dehnung der Aluminiumlegierungen im Vergleich wesentlich größer /54/. Aufgrund dieser Eigenschaften der Aluminiumwerkstoffe ist für die Zerspan-barkeit mit verschiedenen Gegebenheiten zu rechnen /54/, /66/. Die beim Zerspanen zu erwartenden Kräfte sind im Vergleich zu der Zerspa-nung von eisenbasierten Werkstoffen gering, da die spezifische Schnittkraft kc1.1 der Al-Legierungen AlMg5, AlSi6Cu4 und AlSi10Mg beispielsweise bei ca. 25 % des Wertes für den Stahl C35 liegt /54/. Verschleißmechanismen wie Diffusion und Tribooxidation haben während der Spanabnahme bei der Aluminiumzerspanung wegen der niedrigen Temperaturen keine Bedeutung. In Abhängigkeit von Legierung und Gefügezustand variiert die Standzeit der Werkzeuge bei der Zerspanung der Aluminiumwerkstoffe in weiten Gren-zen. Im Gegensatz zur Stahlbearbeitung ist die Werkzeugstandzeit jedoch häufig besser. Betrachtet man z.B. die Trockenbearbeitung oder Mindermengenschmierung ist, infolge der genannten großen Wärmeausdehnung der Aluminiumlegie-

Grundlagen 29

rungen, die Maßgenauigkeit eines Bauteils gefährdet. Die Schnittgeschwin-digkeit, die Kühlschmierung und die Werkstoffeigenschaften sind maßgebend für die Oberflächengüte verantwortlich. Weiterhin sind kurzbrechende Späne aufgrund des großen Spanvolumens, das bei der Aluminiumbearbeitung ab-geführt werden muss, anzustreben. Die Gefahr des Werkzeugbruchs kann dadurch verringert werden /48/, /53/. Von der Zusammensetzung und dem Gefügezustand (z.B. Wärmebehandlung) hängt maßgeblich die Spanbarkeit der Aluminiumlegierungen ab, wobei sich, je nach Einsatzfall, die Zusam-mensetzung der Aluminiumlegierungen stark unterscheiden. Silizium, Mag-nesium, Zink und Kupfer sind die technisch wichtigsten Legierungsbestand-teile neben dem Aluminium. Man unterscheidet aushärtbare und nichtaus-härtbare Knetlegierungen, je nach Zusammensetzung und der Art wie die Festigkeit der einzelnen Legierungen erzeugt wird sowie eutektische, unte-reutektische und übereutektische Gusslegierungen in Abhängigkeit vom Sili-ziumgehalt /48/, /54/. Bei diesem Zweistoffsystem liegt das Eutektikum bei ca. 12,5% Siliziumgehalt /24/. Im weichen Zustand neigen nichtaushärtbare (z.B. AlMg1) und aushärtbare (z.B. Al-Cu4Mg) Aluminiumlegierungen relativ stark zum Schmieren und es entstehen Aufbauschneiden selbst bei ver-gleichsweise hohen Schnittgeschwindigkeiten von ca. 300 m/min mit ent-sprechend schlechter Oberflächengüte des Bauteils /3/. Bei nahezu allen Schneidteilgeometrien bilden sich lange und zähe Bandspäne, die eine Er-schwerung des Bearbeitungsvorgangs zur Folge haben. Weiterhin können sich die Spankammern von Werkzeugen durch die große Adhäsionsneigung zusetzen und dadurch den Bruch des Werkzeugs verursachen /3/, /48/, /82/. Die hohe Affinität zwischen Werkstoff und Schneidstoff und die große Duktili-tät dieser Legierungen ist die Grundlage für das adhäsive Verhalten dieser Werkstoffe. An die Verschleißfestigkeit des Zerspanwerkzeugs wird ansons-ten aufgrund der geringen Festigkeit und Härte dieser Legierungen keine Ansprüche gestellt. In Abhängigkeit von den Legierungselementen Mg sowie Zn kann durch eine Wärmebehandlung eine höhere Festigkeit bzw. Verschleißfestigkeit bei eini-gen Knetlegierungen erreicht werden. Dadurch wird ein deutlich verbesserter Spanbruch, eine bessere Oberflächengüte und nur geringfügig größerer Werkzeugverschleiß bei diesen ausgehärteten Knetlegierungen im Gegen-satz zu den nicht ausgehärteten Aluminiumlegierungen erreicht /80/. Im Ge-genteil dazu, wird die Förderung des Spanbruchs bei untereutektischen Alu-minium- Siliziumlegierungen (< 12,5 % Silizium) durch die festigkeits- und

30 Grundlagen

härtesteigernde Wirkung nach Zugabe des Siliziums bewirkt. Durch die signi-fikante Verringerung der Härte bei stark gestiegener Duktilität der Matrix sind eutektische Legierungen im Vergleich zur Gusslegierungen relativ langspa-nend. Gut brechende Späne entstehen bedingt durch die Anwesenheit von Primärsilizium bei noch größeren Gehalten an Silizium. Menge, Form, Größe und Verteilung der Siliziumkristalle beeinflussen bei steigenden Silizium-gehalten maßgeblich den Verschleißangriff der Werkzeuge /24/. Aluminium-oxid und Silizium, als harte und spröde Einschlüsse, verbessern zwar einer-seits die Spanbrüchigkeit und Oberflächenqualität, verursachen aber ande-rerseits einen stark ansteigenden abrasiven Verschleiß der Werkzeuge und eine Zunahme der Zerspankräfte (z.B. wegen der höheren Festigkeit übereu-tektischer Al- Werkstoffe). Kantenverrundung und Schneidkantenversatz sind als Folge des Verschleißes des Werkzeugs zu sehen. Eine deutliche Redu-zierung der Schnittgeschwindigkeit muss aus diesem Grund bei höheren Sili-ziumgehalten jenseits des Eutektikums angewandt werden /24/, /53/, /54/, /93/. Eine erhebliche Festigkeitssteigerung und Verbesserung der thermischen Eigenschaften lässt sich durch die Zugabe von keramischen Komponenten, wie z.B. SiC- Partikeln oder Al2O3-Fasern, zu beliebigen Aluminiumlegierun-gen erreichen /7/, /11/, /100/. Nicht nur durch Beimischung der Verstär-kungswerkstoffe in die Schmelze der Aluminiumbasislegierung können diese Verbundwerkstoffe hergestellt werden, sondern auch pulvermetallurgisch. Diese Werkstoffe (Al- Metal Matrix Composites) sind definitionsgemäß keine Aluminiumlegierungen, sondern aluminiumbasierte Verbundwerkstoffe. Einen sehr großen Einfluss auf die Zerspanbarkeit dieser Al- MMCs haben die Art der Einbringung, der Werkstoff sowie die Form der Verstärkung /7/, /11/, /100/. Die relativ weiche Matrix verursacht auf der einen Seite große Schwierigkei-ten hinsichtlich Spanbildung und Verklebung von Spannkammern anderer-seits bewirken die hochharten Verstärkungsmedien (z.B. SiC, Al2O3, B4C), exzessiven abrasiven Verschleiß, Kantenverrundung und Schneidkantenver-satz /7/, /14/, /45/, /90/. Die entstehenden Späne sind aufgrund der Verstär-kung kurzbrechend. Bezüglich der Oberfläche ist zu erkennen, dass diese wegen der starken Aufbauschneidenbildung bei der Zerspanung partikelver-stärkter Aluminiumlegierungen recht schuppig ist /7/, /11/. Härte und Größe der Verstärkungspartikel sind für die Standzeit des Werkzeugs von entschei-dender Bedeutung /100/. Beim Fräsen mit polykristallinen Diamantwerkzeu-

Grundlagen 31

gen wurde in Untersuchungen durch Lane bei einer Reduktion des Partikel-durchmessers um 30% eine Standzeitverlängerung von 500% festgestellt /58/, /59/. Als Abrundung der Schneidkante bei gleichzeitigem Schneidkantenversatz lässt sich der Werkzeugverschleiß bei der Zerspanung der Aluminiumwerk-stoffe im Allgemeinen beschreiben. Kolkverschleiß tritt nicht auf bzw. ist nicht zu erkennen. An der Spanentstehungsstelle entstehen höhere Schnittkräfte und Temperaturen, die auf die zunehmende Abstumpfung der Schneidkante zurückzuführen sind. Es kann sogar zu einer Scheinspanbildung durch die erhöhte Temperatur kommen /24/. Kennzeichen dafür ist, dass plastifizierter Werkstoff zwischen der Freifläche des Werkzeugs und dem Werkstück durchgedrückt wird. Schlechte Bauteiloberflächen und eine Destabilisierung des Zerspanprozesses sind in der Regel durch diesen Vorgang zu erwarten /54/, /82/. Eine breite Streuung der Zerspanbarkeit ist durch den Variantenreichtum der Aluminiumwerkstoffe gegeben. Dieser begründet sich durch große Unter-schiede der Werkstoffeigenschaften aufgrund der Zusammensetzung, des Gefügezustands und des Herstellungsverfahrens. Werkstoffe auf Aluminium-basis weisen fast alle eine mehr oder minder starke Neigung zur Scheinspanbildung, zum Verkleben von Spankammern, zur Kantenverrun-dung und zum Schneidkantenversatz auf. Chemische oder tribochemische Vorgänge die einen Werkzeugverschleiß entstehen lassen, sind bei der Zerspanung von Werkstoffen aus dieser Werkstoffgruppe aufgrund relativ kleiner Temperaturen im Zerspanprozess im Allgemeinen kein Problem (Schmelztemperatur für AlSi7Mg θ = 557...613°C) /49/. Eine herausragende Bedeutung hat somit die Auswahl des geeignetesten Schneidstoffs für die jeweilige Zerspanaufgabe.

2.5 Schneidstoffe für die Aluminiumbearbeitung Für die Zerspanungsaufgabe ist der Bauteilwerkstoff und seine Eigenschaf-ten, die Anforderungen aus der Bauteilgeometrie sowie die vorgegebenen Prozessparameter für die Auswahl eines geeigneten Schneidstoffs maßge-bend. Die Zerspanparameter sowie die Makro- und die Mikrogeometrie des Werkzeugs sind von besonderer Bedeutung, denn diese Parameter beein-flussen die tribologischen Vorgänge unmittelbar in der Kontaktzone des

32 Grundlagen

Zerspanwerkzeugs. Nach Habig kann die Spanabnahme als ein tribologi-sches System interpretiert werden. Die Qualität des Bauteils und das Ver-schleißverhalten des Werkzeugs werden durch die Kombination Schneid-stoff- Werkstoff- Zwischenstoff zusammen mit dem Beanspruchungskollektiv aus Schnittgeschwindigkeit, Vorschub, Schnitttiefe, Bewegungsablauf und Schnittzeit bestimmt. Als Verschleiß eines Werkzeugs werden die Wechselwirkungen zwischen Schneidstoff und Werkstoff im tribologischen Kontakt bezeichnet. Die Be-schreibung erfolgt durch die Verschleißmechanismen Adhäsion, Abrasion, Tribooxidation und Oberflächenzerrüttung. Wie in Kapitel 2.2 erwähnt, treten adhäsiver Verschleiß (Abtrennung von Pressschweißungen des Bauteilwerk-stoffs im Werkzeug) bei der spanenden Bearbeitung der Aluminiumwerkstof-fe sowie Abrasion (Mikrofurchen, -spanen und -brechen durch harte Silizium-kristalle, Einschlüsse und Verstärkungspartikel) mit zunehmendem Legie-rungsgehalt und der Menge der Verstärkungspartikel auf /54/. Infolge des Anprallens von harten Einschlüssen und besonders der Verstärkungsmaterialien ist durch die großen verwendeten Schnittgeschwindigkeiten die Oberflächenzerrüttung nicht auszuschließen /7/, /65/. Um Aluminiumwerkstoffe zerspanen zu können, muss der Schneidstoff eine geringe Adhäsionsneigung gegenüber Aluminium aufweisen /24/, /50/. Es ist ein Schneidstoff erforderlich, der die Gestaltung der Makro- und Mikrogeo-metrie des Werkzeugs ermöglicht, da viele Al- Legierungen eine große Um-formfähigkeit und die Neigung zur Bildung langer Späne besitzen. Schlanke Schneidkeile mit großem Span- und Freiwinkel verbessern den Spanablauf und den Spanbruch, wobei bei schlanken Schneidkeilen bei der Aluminium-zerspanung der Schneidstoff ausreichend zäh sein muss /48/. Der Wider-stand des Werkzeugs muss der Härte der Einschlüsse und der Verstär-kungspartikel im Werkstückstoff überlegen sein /100/. Eine qualitative Ein-ordnung der wichtigsten Schneidstoffe ergibt sich, wenn man die Eigenschaf-ten Zähigkeit und Verschleißfestigkeit in einem Diagramm aufträgt, wie in Abbildung 2-20 dargestellt.

Grundlagen 33

Feinstkorn-

Hartmetalle

s

Sch

nittg

esch

win

digk

eit,

War

mhä

rte, V

ersc

hlei

ßfes

tigke

it

Zähigkeit und Biegefestigkeit

beschichtete HSS

HSS

Cermets beschichtete Hartmetalle

Hartmetalle auf Wolframcarbid-Basis

1

2

PKD

Si3N4-

Keramik

Al2O3-

Keramik

Al2O3+ TiC

CBN

idealer

Schneidstoff

Feinstkorn-

Hartmetalle

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War

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Zähigkeit und Biegefestigkeit

beschichtete HSS

HSS

beschichtete HSS

HSS

Cermets beschichtete Hartmetalle

Hartmetalle auf Wolframcarbid-Basis

1

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PKD

Si3N4-

Keramik

Al2O3-

Keramik

Al2O3+ TiC

CBN

idealer

Schneidstoff

Abbildung 2-20: Zähigkeit und Verschleißfestigkeit verschiedener Schneidstoffe /54/

Für die Aluminiumzerspanung werden aufgrund der oben genannten zum Teil gegenläufigen Anforderungen an einen Schneidstoff hauptsächlich die Schneidstoffgruppen Schnellarbeitsstahl, Hartmetall und Diamant für die Zerspanung der Aluminiumwerkstoffe angewendet. Keine Bedeutung für die Zerspanung der Aluminiumwerkstoffe haben die Gruppen der Schneidkera-miken und der kubisch- kristallinen Bornitride (BN) /48/, /54/, /65/. Dies liegt unter anderem an den benötigten stark positiven Schneidgeometrien des Werkzeugs, die wegen der großen Sprödigkeit der Keramiken nicht herge-stellt werden können. Nur ungenügende Standzeiten oder Zerspanparameter konnten bisher ebenfalls beim Einsatz von CBN- Werkzeugen erreicht wer-den /48/, /66/. Wegen ihrer hervorragenden Zähigkeit werden bei der Aluminiumzerspanung bei einigen Anwendungen Schnellarbeitsstähle mit Erfolg eingesetzt. In ers-ter Linie gehört hierzu der Einsatz von Werkzeugen mit sehr komplexen Ge-ometrien, wie z.B. die zur Gewindefertigung eingesetzten Werkzeugtypen. Schnellarbeitsstähle sind bis zu einer Temperatur von ca. 600°C gegen An-lassvorgänge stabil /54/.

34 Grundlagen

Schnellarbeitsstähle sind hochlegierte Werkzeugstähle, die zäh und unemp-findlich gegen schwankende Kräfte sind. Werkzeuge aus Schnellarbeitsstahl werden häufig beschichtet, um die Zähigkeit zu erhalten und die Verschleiß-festigkeit zu erhöhen. Zu den wichtigsten Beschichtungen gehört die Be-schichtung mit Titannitrid. Im CVD- Prozess z.B. erfolgt bei Temperaturen deutlich über der Anlasstem-peratur der Schnellarbeitstähle die Diamantabscheidung. Da der Carbidbild-ner Eisen vorhanden ist, käme es zur ausschließlichen Abscheidung von Graphit auf dem Stahl und zur Diffusion des Graphits in den Schnellarbeits-stahl /28/. Schnellarbeitstähle werden aus den genannten Gründen für die Anwendung als Zerspanwerkzeug nicht mit CVD- Diamant beschichtet /56/. Mit der Verwendung des elektrischen Ofens begann die Entwicklung der Hartmetalle Anfang des 20. Jahrhunderts. Genau genommen mit den Expe-rimenten von H. Moissan künstliche Diamanten herzustellen. Es handelte sich aber bei den extrem harten Kristallen, die er hergestellt hatte, nicht um die gewünschten Diamanten, sondern um metallische Carbide /79/. In der Folge wurden zahlreiche Experimente unternommen, Werkzeuge und Ver-schleißteile aus diesen Werkstoffen auf dem schmelzmetallurgischen Weg zu produzieren. Durch die Anwendung der Pulvermetallurgie gelang allerdings erst der Durchbruch. Die hervorragende Verschleißfestigkeit der Carbide mit einer adäquaten Zähigkeit konnte durch das Sintern von Carbiden mit metallischer Bindephase kombiniert werden. Unter den Produktnamen Widia („wie Dia-mant“) und Tizit wurden diese Werkstoffe anfangs vertrieben. „Widia“ waren die ersten WC/Co- Hartmetalle und „Tizit“ die ersten Cermets /79/. Für die Zerspanung fast aller fertigungstechnisch relevanten Werkstoffe gel-ten die Hartmetalle heutzutage als sehr vielseitige und leistungsfähige Stan-dardschneidstoffe. Hartmetallschneidstoffe lassen sich im Wesentlichen drei Gruppen zuordnen: auf der einen Seite die TiC- basierten mit einer NiCoMo- Bindephase („Cermets“) auf der anderen Seite die WC-basierten mit einer Bindephase aus Co-Mischkristall und einem Anteil an (Ti, Ta, Nb)C und die-jenigen ohne (Ti, Ta, Nb)C. Die relevante Werkstoffgruppe für die Alumini-umzerspanung ist dabei die Gruppe der reinen WC/Co-Hartmetalle ohne (Ti, Ta, Nb)C. Die auf dieser Gruppe basierenden Fein- und Feinstkornhartmetal-le sind mittlerweile aufgrund ihrer sehr hohen Härten (bis zu 2200HV30) bei überragender Biegefestigkeit (bis zu 4000 N/mm²) und geringer Kleb- sowie

Grundlagen 35

Diffusionsneigung /54/, /22/ die Standardsorten für die Herstellung z.B. von Fräswerkzeugen für die Bearbeitung verschiedener Aluminiumlegierungen

/55/. Beschichtete Werkzeuge für die Zerspanung von Aluminiumlegierungen ha-ben trotz erheblicher Erfolge bei der Schichtentwicklung für Zerspanwerk-zeuge nur eine untergeordnete Bedeutung. Genannt seien hier exemplarisch die Schichtsysteme TiN, TiC, TiAlN und TiB2. Diese Schichten unterbinden zum einen die Adhäsionsneigung von Aluminiumwerkstoffen am Werkzeug nicht und zum anderen sind diese Standardschichten nicht hart genug (bis zu 3000HV30), um den hohen abrasiven Verschleiß beim Zerspanen von Alu-miniumlegierungen mit hohen Siliziumgehalten im Vergleich zum Einsatz un-beschichteter Werkzeuge zu reduzieren /98/.

Eingesetzte Schneidstoffe zur Hartbearbeitung nach Marktanteil 2005

(- 32%) Hartmetall blank17%

(+ 400%) Diamantschicht

1%

(+ 150%) CBN5%

(+ 67%) PKD5%

(+ 10%) Cermets11%

(± 0%) Oxidkeramik

4%

(+ 33%) Sialon4%

(+ 50%) Hartmetall + PVD-Schicht

15%

(- 12%) Hartmetall + CVD-Schicht

38%

Abbildung 2-21: Eingesetzte Schneidstoffe zur Hartbearbeitung nach Marktanteil /EMUGE 2005/

Diamantbasierte Schneidstoffe sind die vielversprechendsten Schneidstoffal-ternativen für die Zerspanung hochfester Al-Legierungen. Im Kontakt mit den Partikeln in hochlegierten Gusslegierungen und den MMC- Werkstoffen wei-

36 Grundlagen

sen sie eine ausreichende Härte (ca. 10000 HV30) auf um hohen Ver-schleißwiderstand zu bieten. 2.5.1 Diamant als Schneidstoff für die Aluminiumbearbeitung Der härteste bekannte Werkstoff ist Diamant. Er besitzt bei Raumtemperatur die größte Wärmeleitfähigkeit von allen Festkörpern. Ebenfalls werden seine Druckfestigkeit und sein E-Modul von keinem anderen Festkörper erreicht. Er weist optische Durchlässigkeit in einem großen Spektralbereich und gute chemische Beständigkeit auf /56/. In der Verbindung mit Aluminium zeigt er weiterhin eine geringe Benetzungsfähigkeit /21/. Durch diese Eignungen wird Diamant im Vergleich mit metallischen und keramischen Hartstoffen auch als Schneidstoff verwendet /35/, /48/, /50/, /64/, /66/. Seine Verwendung als Schneidstoff ist auf die Zerspanung von NE- Metallen wie Aluminium, Kupfer und Magnesium sowie deren Legierungen begrenzt, da Eisen, Kobalt und Nickel, wie sie z.B. in Stahlwerkstoffen vorliegen, eine große Löslichkeit für Kohlenstoff haben /50/. Eine zusätzliche Verstärkung des Verschleißes wird durch die hohen Temperaturen in der Kontaktzone zwischen Werkzeug und Werkstoff bei der Zerspanung der eisenbasierten Werkstoffe begünstigt /12/, /16/, /82/. Der chemisch reine Kohlenstoff Diamant ist als natürliches Produkt unter ex-tremer Druck- und Hitzeeinwirkung, d.h. in Tiefen von 150 bis 200 km unter der Erdoberfläche, über eine lange Zeitperiode hin kristallisiert oder beim Einschlag von Meteoriten entstanden /13/. In vier hauptsächlichen Gitterstrukturen kommt reiner Kohlenstoff vor, wobei für die Anwendung in der Zerspantechnik der kubische Diamant und das he-xagonale Graphit am wichtigsten sind. Die thermodynamisch stabilste Form dieser Gittermodifikationen bildet das hexagonale Graphit bei Umgebungs-temperaturen und Umgebungsdrücken /8/, /38/. Die außerordentliche Wider-standsfähigkeit des thermodynamisch metastabilen Diamantgitters wird durch die kovalente Bindung der C-Atome erreicht. Abbildung 2-22 stellt die Atomanordnung in einem Diamant- und Graphitkris-tall dar /23/, /65/.

Grundlagen 37

Abbildung 2-22: Atomanordnung im Diamant- und Graphitkristall /23/

Diamanten für Zerspanwerkzeuge können auf zwei Wegen gewonnen wer-den: die natürliche Bergung und die synthetische Herstellung. Da etwa 80% der natürlichen Diamanten aufgrund mangelnder Reinheit und schlechter Farben nicht als Schmuckdiamanten verwendet werden können, werden sie in der Industrie als Industriediamanten genutzt /38/, /65/. Sowohl die natürli-chen als auch die synthetischen Diamanten besitzen nahezu identische Ei-genschaften /54/. Durch die komplizierte Herstellung im Hochdruck- Hochtemperatur- Prozess sind synthetische Diamanten eine relativ junge Schneidstoffgruppe. Unter-schieden werden sie, abgesehen von der Gewinnung bzw. Erzeugung, durch die Weiterverarbeitung zu Zerspanwerkzeugen. Außer monokristallinen Werkzeugen (Bezeichnung nach DIN ISO 513: DM), für die Diamanteinkris-talle auf Hartmetallgrundkörper gelötet werden, findet hauptsächlich polykri-stalliner Diamant (DIN ISO 513: DP) Anwendung. Sowohl Diamant- Dick-schichten (sd = 0,3...2 mm) als auch Diamant- Dünnschichten (sd = 1...30 µm) /12/ werden aus der Gasphase (CVD- Prozess) chemisch abgeschieden. Sie sind die Schneidstoffgruppe, die für Werkzeuge der Zerspanung von NE- Metallen getestet wird.

38 Grundlagen

2.5.2 Herstellung und Anwendung diamantbeschichteter Sägebänder Die Einsatzgebiete von CVD- Diamantschichten besitzen heutzutage ein großes Aufgabenspektrum wie z.B. für Strahlungsdetektoren, infrarot- sowie röntgenoptische Mikrowellenanwendungen und Zerspanwerkzeuge /43/, /64/, /87/. Die aktivierte Gasphasenabscheidung (Chemical Vapour Deposition, CVD) als mittlerweile etablierte Technologie zur Abscheidung von polykristal-linen Diamantschichten verbreitet die Möglichkeit, die überragenden Eigen-schaften (hohe Härte, Porenfreiheit, hohe Wärmeleitfähigkeit sowie hervorra-gende thermische, mechanische und chemische Beständigkeit) von Diamant für die Entwicklung und Fertigung von Werkzeugen mit komplexen Geomet-rien zu nutzen /41/, /73/, /78/.

Als erste am Markt erhältliche mit CVD- Diamant beschichtete Werkzeuge waren Si3N4-basierte Wendeschneidplatten /47/. Die Beschichtung von WC/Co- Hartmetallen mit CVD- Diamant wurde erst möglich, nachdem eine Vorbehandlungstechnologie für diese Substrate zur Verfügung stand, die eine zufriedenstellende Schichthaftung ermöglichte /20/, /60/, /78/. Der Werkstoffverbund Hartmetall- CVD- Diamant erfolgt bisweilen unter komple-xen Randbedingungen, welche bei der Bewertung diamantbeschichteter Hartmetallwerkzeuge zu berücksichtigen sind /83/. Schwierigkeiten bei der aktivierten Gasphasenabscheidung sind die Einflüsse, dass sich die Substra-te in einem gasdichten, elektrisch beheizten Reaktor auf einem Trägergestell (meist aus Graphit) befinden und die Prozesstemperatur im Bereich von 800 bis 1400 °C liegt. Ist die erforderliche Temperatur erreicht, werden die für die Schichtbildung benötigten Gase in den Reaktor geleitet, dies sind meist Wasserstoff als Trägergas und Methan bzw. Stickstoff als Reaktionsgase. Bei fast allen CVD-Prozessen entsteht Salzsäuregas (HCl), welches neutrali-siert werden muss. Am Ende des Beschichtungsvorgangs wird der Reaktor aus Sicherheitsgründen mit Argon gespült. Der gesamte Beschichtungsvor-gang dauert (mit Aufheizen und Abkühlen) zwischen acht und 13 Stunden.

Besonders nachteilig wirkt sich die Eigenschaft der hohen Temperaturen beim CVD- Beschichten (was zu Problemen wie Verzug und Härteverlust führen kann) nicht nur bei HSS- Werkzeugen aus, sondern z.B. auch bei Bandsägewerkzeugen. Die Beschichtung erfolgt aus wirtschaftlichen Grün-den bei Bandsägewerkzeugen im sog. Coil, d.h. im aufgewickelten Zustand des Bandes. Durch die hohen Temperaturen wird das zu einem Ring (Coil)

Grundlagen 39

aufgewickelte Band derart beeinträchtigt, dass der Werkzeugträger seine Form verliert und das Sägeband nicht mehr verwendet werden kann. Damit das Sägeband wieder verwendet werden kann, muss es vor dem Einsatz gerichtet werden, was einen zusätzlichen Arbeitsschritt verlangt und höhere Kosten verursacht. Im ungünstigsten Fall kann das Sägeband durch „Zerstö-rung“ (das Trägerband verliert z.B. seine Festigkeit) des Werkzeugträgers nach dem Beschichten nicht mehr eingesetzt werden. Problematisch beim Beschichten von Sägebändern ist weiterhin, dass ohne aufwändige Abde-ckungen der gesamte Bandrücken mitbeschichtet wird, obwohl dies nur bei den Sägezähnen erforderlich ist. Auch die Anordnung der Bänder im Rezi-pienten ist aufgrund der großen Bandlängen nicht unproblematisch.

Im Folgenden werden die Herstellung der CVD- Diamantschichten durch ein neuartiges Verfahren, welches an der Atmosphäre erfolgt, beschrieben und repräsentative Ergebnisse der Zerspanung mit den an Atmosphäre diamant-beschichteten Werkzeugen vorgestellt. 2.5.2.1 Herstellung diamantbeschichteter Sägebänder Diamantschichten lassen sich sowohl als Dickschichten (sd = 0,3...2 mm) als auch als Dünnschichten (sd = 1...30 µm) abscheiden. Die Diamantschichten werden mit Hilfe unterschiedlicher CVD- Verfahren meist im Vakuum oder unter niedrigem bis atmosphärischen Druck in einem Reaktor oder an der Atmosphäre hergestellt /4/, /43/, /44/, /56/, /70/, /101/. Sie besitzen im Ge-gensatz zum polykristallinen Diamanten (ISO-DIN 513: DP) keine Bindepha-se. Dadurch sind sie verschleißbeständiger sowie thermisch stabiler als DP und gestatten deshalb höhere Standzeiten /40/, /41/, /83/, /96/. Im CVD- Ver-fahren abgeschiedener Diamant erlaubt es, Vollhartmetallwerkzeuge, z.B. Bohrer und Schaftfräser, aber auch Wendeschneidplatten mit aufwendigen Spanformergeometrien zu beschichten /20/, /38/, /78/. Die Beschichtung gro-ßer Werkzeuge, wie z.B. ein Sägeband, findet jedoch keine Anwendung, da hier, wie beschrieben, ungünstige Faktoren auf das Band einwirken. Die Methode des Beschichtens von Werkzeugen mit Diamant an Atmosphäre stellt eine Prozessneuheit im Bereich der CVD-Beschichtung dar. Das Prinzip beruht auf einer plasmagestützten Synthese polikristalliner Diamantschich-ten, die an Luft durch die Verwendung von hochenergetischer Laserstrahlung ermöglicht wird. Hierbei ist weder ein Vakuum noch eine Prozesskammer

40 Grundlagen

erforderlich. Durch optische Anregung von Prozessgasen wird im fokussier-ten Bereich eines Multikilowatt- cw- CO2- Laserstrahles ein stationäres Plasma erzeugt, welches bei optimalen Bedingungen schichtbildend wirkt. Das Plasma, welches den Zahn vollständig umschließt, erlaubt eine kanten-übergreifende Beschichtung aller Flächen eines Zahnes, wobei das verwen-dete Trägergas Argon auch als Schutzgas gegenüber dem Luftsauerstoff dient. Die Temperatur die beim Beschichtungsprozess erreicht wird, liegt in etwa bei 900°C und die Depositionsrate bei 0,3 µm/min, welches eine Grö-ßenordung oberhalb konventioneller CVD-Vakuumverfahren bedeutet. 2.5.2.2 Verschleißmechanismen Der fortschreitende Materialverlust aus der Oberfläche eines festen Körpers wird im technischen Sinn als Verschleiß beschrieben. Er wird durch mecha-nische Ursachen herbeigeführt, die durch den Kontakt mit dem Gegenkörper bei der Bearbeitung hervorgerufen werden. Den Verschleißmechanismen Abrasion, Adhäsion, Tribooxidation und mechanischer bzw. thermischer Zer-rüttung der Oberfläche muss bei der Betrachtung des Zerspanprozesses größte Aufmerksamkeit im tribologischen System gewidmet werden /52/, /54/. In der Regel erfolgt eine Überlagerung dieser Mechanismen. Die ge-nannten Mechanismen werden im tribologischen System durch Schnittpara-meter, Umgebungsmedium und Schneidstoff/ Werkstoffkombination beein-flusst /11/, /65/. Die vier grundlegenden Verschleißmechanismen lassen sich folgenderma-ßen beschreiben/81/:

Abrasion:

Der abrasive Verschleiß tritt im tribologischen System bei unterschiedlich harten und rauen Kontaktpartnern auf. Er entsteht durch die Relativbewe-gung der Kontaktpartner beim weicheren Kontaktpartner Materialabtrag in bzw. an der Oberfläche. Diese Vorgänge werden durch die Mechanismen Mikrospanen, -pflügen, -brechen und Ermüden beschrieben.

Grundlagen 41

Adhäsion:

Durch stoffliche Wechselwirkungen auf atomarer und molekularer Ebene wird der Verschleißmechanismus Adhäsion ausgelöst. Mittels Ausbildung und Trennen von Haftverbindungen an den Grenzflächen entstehen lokale Grenz-flächenverbindungen, die als Kaltverschweißungen bezeichnet werden und mitunter eine höhere Festigkeit als die tatsächlichen Kontaktpartner besitzen. Die so entstandenen Materialbereiche können bei der Relativbewegung zwi-schen den Kontaktpartnern entweder getrennt oder in das angrenzende Vo-lumen eines der Kontaktpartner verschoben werden (Fressen bzw. Auf-bauschneiden).

Tribochemische Reaktion:

Die chemische Reaktion der Kontaktpartner oder die Reaktion der Kontakt-partner mit dem Umgebungsmedium bilden im Tribosystem Reaktionsschich-ten. Aufgrund der Reaktionsschichten können Gitterfehler und Veränderun-gen der Festigkeitseigenschaften auftreten, welche sich zumeist jedoch nur in den äußeren Grenzschichten bemerkbar machen.

Oberflächenzerrüttung:

Eine Oberflächenzerrüttung im Tribosystem wird durch die auftretenden Kräf-te zwischen den Kontaktpartnern verursacht. Die Kraftübertragung erfolgt bei Flüssigkeitsreibung über den Schmierfilm und bei Misch-, Grenz- und oder Festkörperreibung durch Übertragung in den Kontaktzonen. Die Schäden, die im beanspruchten Gebiet entstehen, sind Ermüdung, Rissbildung und Veränderung der Mikrostruktur in den Oberflächenbereichen durch tribologi-sche Wechselbeanspruchungen.

42 Grundlagen

Bei der Bearbeitung von Werkstoffen auf Aluminiumbasis stehen Abrasion und Adhäsion im Vordergrund /49/. Untersuchungen zum adhäsiven Ver-schleiß an CVD- Diamantwerkstoffen wurden von Uhlmann et al. durchge-führt. Es wurden zwei CVD- Diamantdickschichten und drei verschieden dick be-schichtete Si3N4-Wendeschneidplatten eingesetzt. In den Schichtdicken sd = 6 µm und sd = 28 µm lag die CVD- Diamantdünnschicht vor. Getestet wurden all diese Varianten in einem Kugel- Scheibe- Tribometer gegen die Werkstof-fe GD-AlSi17Cu4Mg und G-CuAl10Ni. Ein adhäsiver Materialübertrag auf die Beschichtung wurde durch die fast ideal glatte Oberfläche der CVD- Dia-mantdickschichten im Reibversuch gegen die beiden oben genannten Ge-genkörperwerkstoffe verhindert. Bei Kontakt der Dickschichten mit einer übe-reutektischen Aluminiumlegierung sind in der Diamantoberfläche Verschleiß-riefen zu erkennen, welche auf das Mikroritzen mit Silizium und Al2O3-Partikeln zurückgeführt werden. Anlässlich einer deutlich größeren Rauheit der CVD-Diamantdünnschichten wurden großflächige Anlagerungen der Ge-genkörperwerkstoffe an diesen Proben beobachtet. Die Oberflächenrauheit und somit die Schichtdicke ist der Faktor für die Größe des Werkstoffüber-trags, da die Größe der einzelnen Kristallite mit wachsender Schichtdicke ansteigt. Als Referenz wurde polykristalliner Diamant mit Co-Bindephase un-tersucht, der nach dem Reibkontakt ebenfalls keine Aufschmierungen auf-weist. Im Kontakt mit der übereutektischen Gusslegierung lassen sich in Ab-hängigkeit vom Schneidstoff die gemessenen Reibkoeffizienten wie folgt ein-ordnen: µCVD-dick = 0,1, µDP = 0,2 und µCVD-dünn = 0,3. Auch nach dem Abtren-nen der Aufschmierungen von der Schichtoberfläche konnte kein Verschleiß an den dünnen Diamantschichten nachgewiesen werden. Reibuntersuchungen die vom Hou et al. durchgeführt wurden, zeigten Mikro-ausbröckelungen der Diamantschichten im Reibkontakt mit einer Kugel aus Zirkon /46/. In einem Strahlversuch analysierten Uhlmann und Brücher den abrasiven Verschleiß der Varianten CVD-Dickschicht, CVD-Dünnschicht auf Hartmetall und CVD-Dünnschicht auf Keramik /95/. Die Wahl des Strahlwinkels α = 30° wurde so vorgenommen, dass abrasiver Verschleiß die Beanspruchung durch Zerrüttung überwiegt. Den größten Widerstand gegen diese Belastung bietet die CVD-Dickschicht. Durch das Auswaschen der Bindephase und das anschließende Ausbrechen der freigelegten Diamantkörner verschleißt der als Referenz untersuchte polykristalline Diamant (DP) deutlich schneller. Ge-

Grundlagen 43

gen Abrasion konnten die dünnen Diamantschichten aufgrund mangelnder Schichthaftung nicht getestet werden. Als Analogieversuch wurde die Nei-gung verschiedener Diamantwerkstoffe zum Verschleiß infolge von Tribooxi-dation durch Glühversuche unter Atmosphäre getestet. Die Proben wurden der jeweiligen Glühtemperatur für konstant vier Minuten ausgesetzt. Die Ver-änderung der Oberflächengestalt der geglühten Proben sowie der Massen-verlust der Probenkörper wurden begutachtet. CVD-Diamanten sind aufgrund der größeren Defektanzahl im Kristall und einem höheren Anteil an graphiti-scher sp2- Bindung thermisch instabiler als Diamanteinkristalle. Die oxidative Zersetzung des polykristallinen Diamantwerkstoffs mit einer Co-Bindephase startet bereits ab einer Temperatur von ca. 600°C, während der CVD-Diamant bis ca. 800°C thermisch stabil gegen Oxidation ist /9/, /94/, /96/. Aufgrund erosiver Beanspruchung wurde das Bruchverhalten von CVD-Diamantdickschichten von Telling und Field untersucht. Die Beanspruchung wurde durch das Strahlen mit Quarzsand (sg = 300...600 µm) unter einem Strahlwinkel von 90° und einer Auftreffgeschwindigkeit von 100 m/s /88/, /89/ erzeugt. Hauptsächlich durch ringförmige und konische Risse im Material erfolgte die Schädigung der Werkstoffprobe. Das Verhalten von CVD- Dia-mantdünnschichten haben Amirhaghi et al. unter erosiver Beanspruchung getestet. Als Ergebnis zeigt sich, dass beschichtete Proben verglichen mit unbeschichteten WC/Co-Substraten deutlich widerstandsfähiger gegen Ero-sion sind. Versagen die diamantbeschichteten Prüfkörper löst sich die Anbin-dung der Schicht ab, wobei jedoch keine Rissausbreitung in der Schicht statt-findet. 2.5.2.3 Verschleiß am Sägezahn Die Qualität der beschichteten und unbeschichteten Werkzeuge wurde an-hand mehrerer Bewertungskriterien beurteilt. Maßgeblich für den Endanwen-der ist zum einen der erreichte Standweg, d.h. die gesägte Fläche, die mit einem Werkzeug gefertigt werden kann und zum anderen die Schnittzeit, die von der Vorschubgeschwindigkeit und somit indirekt vom Verschleißfort-schritt abhängt. Die gesägten Flächen müssen dabei den Qualitätsanforde-rungen des Endanwenders genügen. Ein Verlauf des Schnittes darf nicht erfolgen. Die Prüfung der Werkzeuge im Hinblick auf den Ausgangszustand, um keine fehlerhaften Werkzeuge einzusetzen, erfolgte zunächst durch eine

44 Grundlagen

optische Sichtprüfung mit Hilfe eines Stereomikroskops. Die Beurteilung der beschichteten und unbeschichteten Werkzeuge wurde dabei in folgende Gruppen eingeteilt:

• Schneidkantenausbrüche

• Fehlende/ fehlerhafte Beschichtung, wie Risse und Ausbrüche

Der Verschleiß bei der Zerspanung von Aluminium wird, wie schon beschrie-ben, hauptsächlich durch Adhäsion und Abrasion hervorgerufen. Die Beurteilung der verschlissenen Werkzeuge erfolgte optisch mit Hilfe ei-nes Stereomikroskops. Der Verschleiß wurde in vier Hauptgruppen eingeteilt:

• Adhäsiver Verschleiß

• Abrasiver Verschleiß/ Verschleiß der Schicht

• Abplatzungen der Schicht

• Verschleiß des Substrates

Der adhäsive Verschleiß am Sägezahn entsteht durch das Abbrechen und Abscheren von Aufschweißungen. Der abrasive Verschleiß durch den Werk-stoffabrieb an der Frei- und Spanfläche. Die abrasive Form des Verschleißes führt u.a. zu einem Abrieb oder Abplatzungen der Beschichtung. An diesen Stellen entwickelt sich der Verschleiß progressiv, indem der Substratwerk-stoff des Werkzeuges abgetragen wird. Dies hat zur Folge, dass sich die Ge-ometrie des Werkzeuges verändert. Eine weitere Beurteilung der Werkzeuge erfolgte mit Hilfe eines optischen Messgerätes der Firma FRT. Zur Gestaltmessung wurden bisher ein- und zweidimensional tastende Messgeräte wie Messuhr, Feinzeiger, Mess-schraube und Konturmessgerät sowie optische 2D-Messgeräte wie Profilpro-jektor, Werkzeugvoreinstellgerät, Mess- und Lichtschnittmikroskope einge-setzt. Mit Hilfe dieser Messmittel werden die Werkzeuge nur ein- und zwei-dimensional erfasst, wobei ein exaktes Ausrichten der Werkzeuge erforder-lich ist. Das genaue Ausrichten des Werkzeuges gestaltet sich als schwierige Aufgabe und aufgrund der geringen Schärfentiefe kann es zu unscharfen

Grundlagen 45

Abbildungen kommen. Weiterhin müssen mehrere Schnittlinien bei kompli-zierten Werkzeugformen gemessen werden, was mit einem hohen Messauf-wand erfolgt oder eine Zerstörung des Werkzeuges voraussetzt. Die optische Messtechnik wird genau vor diesem Hintergrund und stetig steigender Quali-tätsforderungen vermehrt zur genauen und berührungslosen geometrischen Abstands-, Form- und Oberflächenmessung in fast allen Bereichen der industriellen Fertigung eingesetzt. Hierbei werden die Geometrie- oder Ober-flächendaten typischerweise aus Intensität, Laufzeit, Phase oder Polarisation des von dem Prüfling reflektierten Lichtes gewonnen. Die gestiegenen Forde-rungen an die Präzision der Fertigung fordern eine 100% Prüfung möglichst in Echtzeit und Fertigungsprozessintegriert. Für viele Anwendungen sind darüber hinaus die Miniaturisierung, ein großer Messbereich und kombinierte Multisensorik von entscheidender Bedeutung. Die optische Messtechnik zeichnet sich durch zahlreiche Vorteile aus: Sie arbeitet berührungslos, schnell, verschleißfrei, genau, störungsarm und ist parallelisierbar. Trotz dieser vielen Vorteile stößt die optische Messtechnik bei einigen Anwendern nicht immer auf Akzeptanz, denn es kommt von An-bieter zu Anbieter zu starken Spezialisierungen ihrer Messsysteme und damit verbunden durch geringe Stückzahlen zu erhöhten Kosten. Das während dieser Arbeit eingesetzte optische Messgerät der Firma FRT verwendet das Verfahren der konfokalen Weißlichtmikroskopie (Abbildung 2-23) und arbeitet nach dem Prinzip der chromatischen Abberation (Abbildung 2-24).

46 Grundlagen

Abbildung 2-23: Messprinzip der konfokalen Weißlichtmikroskopie /25/

Die Vorteile des verwendeten Messgerätes liegen neben der universellen Verwendbarkeit in der hohen Genauigkeit und dem Erzeugen räumlicher Ko-ordinaten. Beim konfokalen Messprinzip wird das Anregungslicht in die Probe fokussiert. Das Licht aus diesem Fokus wird nun auf eine Lochblende abge-bildet und gelangt von dort auf einen Detektor. Anregungs- und Detektionsfo-kus liegen konfokal, also übereinander. Optische Informationen, die nicht aus der Fokalebene kommen, werden somit unterdrückt. Aus der spektralen Ver-teilung des von der Oberfläche gestreuten Lichtes, welches im Detektor auf-genommen wird, wird die Höhe eines Oberflächenpunktes des Messobjektes ermittelt.

Grundlagen 47

Abbildung 2-24: Prinzip der chromatischen Abberation /25/ Da man lediglich Licht aus einem Punkt der Probe erhält, ist es notwendig die Probe abzurastern und aus den aufgenommenen Punkten anschließend ein dreidimensionales Punktraster der Oberfläche zu erstellen. Dem so ge-wonnenen Punktraster können Profillinien in jeder beliebigen Richtung ent-nommen werden. Es besteht die Möglichkeit in einer Aufnahme den Schneidkantenradius, den Keilwinkel sowie die Schneidenschartigkeit zur ermitteln. Weiterhin können weitere Qualitätskriterien wie Oberflächengüte und Verschleißspuren mit derselben Sensorik ohne Umspannen geprüft wer-den. Gerade im Zusammenhang mit Beschichtungen aus Diamant ist eine Beurteilung der Werkzeuge infolge der hohen Schichthärte mit berührungslos messenden Messgeräten von besonderer Bedeutung. Weiterhin können op-tische Messungen auch während der Versuche durchgeführt werden, denn das Werkzeug wird nicht beschädigt und kann somit weiterhin eingesetzt werden. 2.5.3 Charakterisierung der Hartstoffschicht Diamant Die Charakterisierung von Verschleißschutzschichten stellt einen wichtigen Beitrag dar, um eine qualitative und quantitative Beurteilung der Schichtei-genschaften des Systems „Werkzeug-Hartstoffschicht“ zu ermöglichen. Die Einteilung erfolgt einerseits in primäre, schichtorientierte physische Parame-ter (Schichtparameter) und andererseits in sekundäre, anwendungsorientier-te Parameter (technische, technologische, dekorative Parameter) /103/. Eine

48 Grundlagen

Vergleichsgröße zur Beurteilung des Gesamtverhaltens einer Schicht für die Beanspruchung stellen anwendungsorientierte Parameter dar, dagegen be-urteilen die Schichtparameter nur spezielle Eigenschaften, die jedoch relativ einfach mit Mess- und Prüfverfahren ermittelt werden können. Die anwen-dungsorientierten Schichtparameter lassen sich hingegen meist nur durch praktische Versuche ermitteln. Wichtige Qualitätsparameter sind die Härte und Dicke der Schicht, wobei diese Eigenschaften mit relativ geringem Gerä-te und zeitlichem Aufwand zu bestimmen sind. Da sowohl Härte als auch Schichtdicke im Wesentlichen dem Verschleiß entgegenwirken, bilden sie eine gute Grundlage zur Bestimmung des Verhaltens während des Einsat-zes. Eine weitere wichtige Beanspruchung, die auf die Schicht, wirkt ist die Adhäsion, die sich qualitativ und quantitativ mit der Haftfestigkeit ermitteln lässt. Weitere Parameter die untersucht werden sind die Zusammensetzung, Oberflächenrauheit und Struktur der Schicht. Die Schichtdickenmessung ist eine der wichtigsten Standardmessungen, zur Charakterisierung der Schichten direkt nach dem Beschichtungstest. Die Schichtdickenmessungen werden meist mit der sog. Kalottenschliffmethode durchgeführt, bei der eine mit Diamantpaste benetzte rotierende Stahlkugel in einer bestimmten Zeit eine muldenförmige Schleifmarke in das Bauteil ein-bringt, die durch die Schicht hindurch bis ins Bauteil dringt. Anhand des ent-standenen Schrägschliffes der Schicht kann nun nach einer einfachen Län-genmessung des Kalottendurchmessers die Schichtdicke hinreichend genau berechnet werden. Bei der Schichtdickenbestimmung von Diamantschichten besitzt dieses Verfahren jedoch wesentliche Nachteile, da aufgrund der ho-hen Härte das Einbringen der muldenförmigen Schleifmarke einen hohen zeitlichen und gerätetechnischen Aufwand nach sich zieht. Aus diesem Grund wurden zur Bestimmung der Schichtdicke sog. „Dummys“ (gleiche Hartmetallsorte und Vorbehandlung) während des Beschichtungsprozesses mitbeschichtet und im Anschluss zerstört und die Schichtdicken in einem Rasterelektronenmikroskop bestimmt. In der Tabelle werden die Schichtdi-cken für den Beschichtungsprozess gegenübergestellt. Die Schichtdicke lag bei den beschichteten „Dummys“ im Bereich von 2,1 bis 2,9 µm (Abbildung 2-25) und stellt bei einer Beschichtungszeit von 7 Minuten und einer Ab-scheidungsrate von ca. 0,3 µm pro Minute die erwarteten Ergebnisse dar.

Grundlagen 49

Abbildung 2-25: REM- Aufnahme der Diamantbeschichtung; Dicke D ≈ 2,5 µm

Die Ermittlung der Schichthärte als wohl wichtigster Parameter zur Charakte-risierung von Verschleißschutzsystemen erfolgte nach DIN ISO 4516 und DIN EN ISO 6507-1 auf einem Härteprüfgerät Nanoindenter UMIS-2000 der Firma ASMEC. Bei diesem Verfahren wird der Indenter der Art Berkovich mit einer festgelegten Prüfkraft und Einwirkdauer in die Oberfläche des Bauteils eingebracht. Bei dieser Methode wird der Quotient aus Prüfkraft und Oberflä-che des bleibenden Eindruckes ermittelt und der Härtewert aus den ermittel-ten Diagonallängen des Eindruckes und der aufgewendeten Prüfkraft be-rechnet. Die Härte wurde mit der Last von 10 mN gemessen und Tabelle 2-4 zeigt die Härte einiger ausgewählter beschichteter Proben. Eine Problematik zeigte die Bestimmung der Härte der beschichteten Proben auf, da aufgrund der Schichteigenschaft (hohe Härte) nach jeder fünften Messung die Dia-mantspitze gewechselt werden musste.

50 Grundlagen

Probe HV Hmin Hmax E

159 1970 1347 3008 448169 2024 989 4456 372171 1580 962 3022 352180 2451 1764 3136 515

Tabelle 2-4: Härtemessungen einiger ausgewählter Proben /Fa. ASMEC/

Die Bestimmung der Schichthaftung wurde mit einem Ritztest (Scratchtest) nach DIN ENV 1071 durchgeführt (Abbildung 2-35). Er bietet die Möglichkeit der quantitativen Beurteilung der Haftfestigkeit. Bei diesem Test wird der Eindringkörper (Indentor) unter ständig steigender Last über die beschichtete Oberfläche des Bauteils bewegt, bis die Schicht reißt bzw. abplatzt. Die er-mittelte kritische Last (Lc) ist ein Maß für die Haftfestigkeit der Schicht. In Ta-belle 2-5 sind die Ergebnisse einiger ausgewählter Proben des Scratchtestes dargestellt.

Abbildung 2-26: Scratchtest zur Bestimmung der Haftfestigkeit der Schicht; Gerät (links), Prinzip (rechts)

Grundlagen 51

Tabelle 2-5: Haftfestigkeit Lc ausgewählter Schichten

Um eindeutig zu bestimmen, dass es sich bei der Beschichtung um Diamant handelt, wurden Raman- Analysen durchgeführt, die zerstörungsfrei belegen, dass es sich bei der abgeschiedenen Schicht um Diamant handelt. Dazu wird mit einem Laserstrahl auf die zu untersuchende Probe eingestrahlt. Das zu-rückgestreute Licht wird spektral analysiert, wobei die Linien beobachtet werden, die spektral gegen die des eingestrahlten Laserlichts verschoben sind. Diese Verschiebungen in der Frequenz entsprechen den für das Mate-rial charakteristischen Phononenergien. Aus dem erhaltenen Spektrum las-sen sich, ähnlich dem Spektrum der Infrarotspektroskopie, Rückschlüsse auf die untersuchte Substanz ziehen. Der Grund liegt in einer Wechselwirkung des Lichtes mit der Substanz, dem sog. Raman- Effekt, bei dem Energie vom Licht auf die Substanz übertragen wird bzw. Energie von der Substanz auf das Licht. Da die Wellenlänge des Lichtes (und damit seine Farbe) von der Energie des Lichtes abhängt, be-wirkt dieser Energieübertrag eine Verschiebung der Wellenlänge des ge-streuten Lichtes gegenüber dem eingestrahlten Licht, den sog. Ramanshift. Abbildung 2-27 zeigt eine Analyse, die die eindeutige Zuordnung der abge-schiedenen Schicht zum Diamant zeigt.

Probe Substrat Scratch- parameter Weg Lc

(critical load)Reibkoeff.

µ

149 MG 18 S=100N/min-50N 5 mm 5 N 0,4159 MG 18 S=100N/min-50N 5 mm 20 N 0,4169 MG 18 S=100N/min-50N 5 mm 29 N 0,6

52 Grundlagen

600 800 1000 1200 1400 1600 18005000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

450001338

cps

/ a.u

.

Wellenzahl / cm-1

Abbildung 2-27:µ RAMAN- Spektrum der Diamantbeschichtung

Die weitere Zusammensetzung der Schicht wurde mittels Röntgen-Mikrosondenanalyse an einem Rasterelektronenmikroskop (REM) Cam Scan MV 2300 durchgeführt. Hierbei wird die durch einen Elektronenstrahl hervor-gerufene elementcharakteristische Röntgenstrahlung des Beschichtungsma-teriales analysiert, wobei die Intensität der Strahlung einen eindeutigen Rück-schluss auf den Anteil der jeweiligen Elemente gibt. Die quantitative Bestimmung der atomaren Zusammensetzung der Beschichtung zeigt Abbil-dung 2-28.

Grundlagen 53

Abbildung 2-28: Darstellung der qualitativen und quantitativen Analyse der Probe 207

Als weitere zerstörungsfreie Analyse wurden die abgeschiedenen Schichten mittels der Raster- Sonden- Analyse an einem Rasterelektronenmikroskop (REM) analysiert. Hierbei wird der Aufbau und die Struktur der abgeschiede-nen Schicht untersucht. Die zu untersuchende Oberfläche wird durch einen Röntgenstrahl „abgerastert“, wodurch es u.a. zu einer Emission von Sekun-därelektronen aus der Probenoberfläche kommt. Die Austrittswahrscheinlich-keit hängt von der Oberflächenmorphologie ab und wird als Abbildung des topographischen Kontrastes genutzt. Abbildungen 2-29 und 2-30 zeigen die Oberflächenmorphologie einer ausgewählten Probe.

54 Grundlagen

Abbildung 2-29: REM- Darstellung der geschlossenen Diamantschicht Probe 207 (Schneidkante)

Abbildung 2-30: REM- Darstellung der geschlossenen Diamantschicht Probe 207 ( Freifläche)

Grundlagen 55

Eine weitere wichtige Einflussgröße auf das Verhalten während der Zerspa-nung ist die Oberflächenrauheit der beschichteten Werkzeuge. Gerade im Hinblick auf das adhäsive Verhalten des Werkstoffes ist eine hohe Oberflä-chengüte, d.h. geringe Rauhigkeitskennwerte von besonderer Bedeutung, um dem Anhaften von Werkstoff auf der Oberfläche der Werkzeuge entge-genzuwirken. Die Analyse der Oberflächenkennwerte wurde am optischen Messgerät der Firma FRT GmbH durchgeführt. Tabelle 2-6 zeigt den Ver-gleich unbeschichteter Werkzeuge mit ausgewählten beschichteten Werk-zeugen.

Probe Substrat Beschichtung Ra [µm] Rz [µm]

100 MG 18 ohne Beschichtung 3,6 4,8159 MG 18 Diamantbeschichtung 1,3 2,0169 MG 18 Diamantbeschichtung 1,5 1,9171 MG 18 Diamantbeschichtung 1,5 1,9180 MG 18 Diamantbeschichtung 1,5 2,2

Tabelle 2-6: Vergleich der Oberflächenkennwerte unbeschichteter/ diamantbe-schichteter Werkzeuge

56 Stand der Technik

3 Stand der Technik

Das Ablängen von Werkstücken mit Bearbeitungszugabe steht am Beginn nahezu jedes spanenden Fertigungsablaufes. Dazu werden Sägemaschinen verschiedener Bauformen und Automatisierungsgrade eingesetzt, von denen ein Typ die Bandsäge ist. In den vergangenen Jahren ist auch dieser Bear-beitungsschritt Bestandteil von Rationalisierungsbestrebungen geworden, deren Ziele kurze Bearbeitungszeiten, hohe Schnittgeschwindigkeiten und lange Werkzeugstandzeiten sind. Hartmetallbestückte Sägebänder sind in der mechanischen Fertigung inzwischen weit verbreitet und nehmen einen immer größer werdenden Anteil am Markt ein. In einigen Bereichen ist es mittlerweile möglich, derart präzise zu sägen, dass eine nachfolgende Fein-bearbeitung der gesägten Flächen entfallen kann. Zudem ist insbesondere bei teuren Sonderwerkstoffen der geringe Werkstoffverlust durch die entste-hende schmale Schnittfuge ein Faktor, der bei der Auswahl des geeigneten Trennverfahrens für das Bandsägen spricht.

3.1 Bearbeitungsparameter beim Sägen Bearbeitungsparameter beim Sägen von Aluminiumwerkstoffen liegen, je nach Bandsägeart und Hersteller, beim Bandsägen derzeit bei Schnittge-schwindigkeiten im Bereich von 500 bis 1500 m/min und Vorschüben bei 15 bis 20 mm/min, was einer Schneidleistung von 40-60 cm2/min entspricht. Die angegebenen Werte gelten für die Bearbeitung mit Kühlschmiermittel (10% ige Emulsion). Eine Trockenzerspanung ist aufgrund der großen Schnittlän-gen /30/ nicht oder nur bedingt durchführbar. Die geeigneten Schnittparameter für die Zerspanung der Aluminiumwerkstof-fe mit diamantbeschichteten Hartmetallsägezähnen wurden in Vorversuchen ermittelt. Tabelle 3-1 zeigt die untersuchten Parameterbereiche und –kombinationen. Auswahlkriterien für die gewählten Parameter waren zum einen die Prozesskräfte und zum anderen Verschleißmechanismen (beson-ders adhäsiver Verschleiß und Aufbauschneidenbildung). Die Prozesspara-meter und hier vor allem der Vorschub sind ein wesentlicher Faktor. Sowohl bei zu großen wie auch bei zu kleinen Vorschüben erfährt der Sägezahn ei-nen vorzeitigen starken abrasiven Verschleiß. Durch die zwangsweise damit

Stand der Technik 57

verbundenen erhöhten Vorschubkräfte kommt es zunächst, über die Maschi-nensteuerung, zur Verringerung der Vorschubgeschwindigkeit und letztend-lich zum Versagen des Bandes.

Tabelle 3-1: Vorgegebene und gewählte Schnittparameter

3.2 Beeinflussung der Legierungsbestandteile auf das Verhalten der Werkzeuge Reines Aluminium wird als Guss- und Funktionswerkstoff kaum eingesetzt, da seine Festigkeitseigenschaften für viele Anwendungen ungenügend sind und es wegen der Bildung von großen Innenlunkern äußerst schwierig zu vergießen und anschleißend zu zerspannen ist. Erst durch Legierungsbe-standteile hat Aluminium seine besondere technische Bedeutung als Guss- und Funktionswerkstoff erlangt. Der Zusatz nur einiger Prozente an Legie-rungselementen bewirkt in vielen Fällen eine wesentliche Verbesserung der Gieß-, Festigkeits- und Zerspaneigenschaften. In der verhältnismäßig kurzen Entwicklungszeit wurde eine sehr große Anzahl von Aluminiumlegierungen wissenschaftlich erforscht und technisch erprobt, die sich auch in der prakti-schen Anwendung bewährt haben. Eine Vielzahl von Anforderungen hat sich durch die geeignete Auswahl und Kombination der Legierungselemente erfül-len lassen, wobei der jeweilige Stand der Technik in den gültigen Normen festgehalten ist. Im Weiteren werden die Einflüsse der Legierungselemente der in dieser Arbeit verwendeten Aluminiumwerkstoffe näher erläutert, um ihre Eigenschaften besser erkennen zu lassen.

Kurzname Wst.-Nr.

AlSi7Mg0,3 3.2371

AlCu4PbMgMn 3.1645

[m/min]Vorschub je Zahn fz

[mm]

Vorgabe gewählt gewähltVorgabe

Aluminiumsorte Schnittgeschwindigkeit vc

0,032

0,032

0,016 - 0,064

0,016 - 0,064

1000

500

500 - 2500

300 - 2000

58 Stand der Technik

Aluminium legiert sich mit fast allen Metallen, wobei für technische Legierun-gen besonders Kupfer, Silizium, Magnesium und Blei verwendet werden. Fast alle technischen Legierungen enthalten mehr als zwei Legierungsele-mente unterschiedlicher Größenordnung /1/. Kupfer: Aluminium bildet bei einem Gehalt von 33,2% Kupfer ein Eutektikum mit der Verbindung Al2Cu, das bei 548°C schmilzt, wobei solch hohe Gehalte an Kupfer für Aluminiumlegierungen ohne Bedeutung sind. In Aluminiumlegie-rungen die noch andere Legierungsbestandteile wie Silizium oder Magnesi-um enthalten, wird die Löslichkeit von Kupfer eingeschränkt, da das Kupfer noch weitere intermetallische Verbindungen bildet. Durch die Zugabe von Kupfer in Aluminiumlegierungen verbessern sich die Gießeigenschaften. Die Festigkeit und Härte wird bedeutend gesteigert. Der Effekt der Festigkeits- und Härtesteigerung wird durch weitere gleichzeitig anwesende Elemente, wie z.B. Magnesium verstärkt. Durch Kupfer wird die Spanbarkeit, insbeson-dere bei Kupferzusätzen in AlSi- Legierungen, verbessert. Kupfer bewirkt gegenüber atmosphärischen Einflüssen, z.B. gegen Meerwasser, jedoch ei-ne geringe Korrosionsbeständigkeit. Silizium: Aluminium bildet mit Silizium bei einem Gehalt von ca. 12,5 % ein Eutekti-kum, welches bei 577°C schmilzt. Im Gegensatz zu den meisten anderen Legierungselementen wirkt Silizium der Erstarrungsschrumpfung entgegen, wodurch die Lunkerneigung wesentlich verringert wird. Der weitere Vorteil liegt im Formfüllungsvermögen. Legierungen mit 5 bis 6 % Silizium zeigen ein gutes Formfüllungsvermögen, weshalb die meisten Aluminiumlegierun-gen einen nennenswerten Anteil an Silizium aufweisen. Auch die Festigkeit wird durch Silizium erhöht, jedoch die Spanbarkeit, durch die stärkere Bean-spruchung des Werkzeuges, verschlechtert. Die Korrosionsbeständigkeit wird durch Siliziumzusätze im Gegensatz zu Reinaluminium erst bei Gehal-ten von über 6% verschlechtert.

Stand der Technik 59

Magnesium: Ein Eutektikum bildet Aluminium bei einem Magnesiumgehalt von 34,5 %. Es schmilzt bei ca. 450°C und bewirkt keine Verbesserung der Gießeigenschaf-ten. Die Festigkeit und Härte in Aluminiumlegierungen wird durch Magnesium gesteigert, wobei schon kleine Zusätze wegen der Steigerung der Härte die Spanbarkeit günstig beeinflusst. Eine Veränderung der Korrosionsbeständig-keit zeigt sich bei Zugaben von Magnesium nicht. Blei: Die gegenseitige Löslichkeit von Blei und Aluminium ist im flüssigen Zustand gering. Die Löslichkeit bei eutektischer Temperatur beträgt lediglich 0,1% und es werden keine intermetallischen Verbindungen eingegangen. Auf die Gießeigenschaften besitzt Blei keinen Einfluss, Bleiausseigerungen oder –ausschwitzungen treten nur bei sehr hohen Gehalten wie z.B. bei Aluminium-Automatenlegierungen auf. Die Festigkeitseigenschaften, die Spanbarkeit und die Korrosionsbeständigkeit werden bei üblichen Bleigehalten nicht be-einflusst.

60 Versuchstechnik

4 Versuchstechnik

4.1 Allgemeines

Je nach Typ und Abmessung des Sägebandes befinden sich beim Bandsä-gen während des Zerspanvorganges mehrere Zähne mit konstanter Eindring-tiefe (durch den konstant eingestellten Vorschub) im Eingriff. Die gemesse-nen Prozessparameter, wie z.B. die Schnittkraft oder aber auch die Ver-schleißmechanismen, lassen sich deshalb immer nur auf die Summe der im Schnittkanal bzw. die am Sägeband befindliche Gesamtzahl der Zähne be-ziehen. Erschwerend kommt bei der Prozesskraftermittlung noch die variable Teilung eines Sägebandes zum Tragen, wodurch die Anzahl der Zähne im Schnittkanal variiert. Als Prozesskräfte sind die Schnittkraft Fc, Vorschubkraft Ff und Passivkraft Fp ermittelbar. Die bisher üblichen Sägeversuche sind zeit- und materialintensiv, da sich der entstehende Verschleiß am realen Säge-band auf Hunderte von Sägezähnen verteilt. Deshalb sollen derartige Unter-suchungen an einem Einzahnprüfstand durchgeführt werden, bei dem mit einem oder einigen wenigen Sägezähnen, die zuvor aus dem Sägeband se-pariert wurden, der reale Sägeprozess simuliert wird. Durch geeignete Ver-suchspläne sind die Bedingungen des Sägens nachzubilden.

Vorüberlegungen

Um die Prozesskraftermittlung an einem einzelnen Sägezahn untersuchen zu können, wurde ein Halter konstruiert, der es ermöglicht aus dem Sägeband separierte Zähne in einer Drehmaschine ähnlich einem Einstechdrehmeißel einzusetzen. Grundgedanke dabei ist es, die gesamte Standzeit eines Säge-bandes, das einige hundert Zähne aufweist, mit einem bzw. den Zähnen ei-nes Zahnsegmentes zu simulieren. Durch geeignete Messungen (Schnittkräf-te, Verschleißgrößen) kann damit das Auftreten und Fortschreiten von Ver-schleißerscheinungen im Zusammenhang mit den Zerspankräften untersucht werden. Dies ist hilfreich, um beispielsweise Modifikationen an der Zahnge-ometrie oder Beschichtungen hinsichtlich deren Einflüsse auf das Ver-schleißverhalten schnell und möglichst effizient untersuchen zu können.

Versuchstechnik 61

Zur exakten Abbildung des realen Bandsägeprozesses wurden zunächst die wichtigsten Kriterien untersucht. Als wichtigste Merkmale lassen sich folgen-de Aussagen festhalten:

• unterbrochener Schnitt

• sehr geringer Zahnvorschub (10 -100 µm-Bereich)

• bei Verwendung von KSS kann ab bestimmten Schnitttiefen keine hundertprozentige Benetzung sichergestellt werden

• ungehinderte Spanabfuhr ist nicht möglich, hieraus folgt Spanrei-bung, jedoch bei geringem Spanraumfüllungsgrad

• seitliche Schwingungen des Sägebandes durch Schränkung

• Schwingungen beim Profilschnitt durch u.U. instabiles Werkstück

4.2 Maschine Die Einzahnversuche finden an einer CNC- Drehmaschine des Typs Voest- Alpine- Steinel WNC 700S statt. Diese ist mit einer Steuerung Siemens Si-numerik 880T ausgestattet und ermöglicht bei einer Antriebsleistung von 60 kW und einem Drehmoment von 575 Nm Drehzahlen von 10 - 3150 min-1 so-wie Vorschübe von 0 - 5000 mm/min. Die eingesetzte Maschine besitzt eine große Steifigkeit und hohe Positioniergenauigkeit im µm- Bereich. Die Untersuchung bzw. Analyse/Begutachtung der Sägezähne fanden (wie in Kap.2 beschrieben) an einem Stereomikroskop mit maximal 70-facher Ver-größerung sowie an einem konfokalen Weißlichtmikroskop des Typs Mic-roProf® statt, welches als Profilometer oder als 3D-Topographiemessgerät arbeitet. Für die Messaufgaben stehen zwei Sensoren mit unterschiedlichen Höhenmessbereichen (600 µm und 3 mm) mit einer vertikalen Auflösung von ca. 6 nm bzw. 30 nm zur Verfügung. In einem Messvorgang können mit dem FRT MicroProf® Probenbereiche von bis zu 200 x 200 mm² untersucht wer-den. Die Messwinkelakzeptanz beträgt ca. 90° ± 30°, wobei bei streuenden Oberflächen der Messwinkel variiert.

62 Versuchstechnik

4.2.1 Versuchsaufbau

Abbildung 4-1: Versuchsaufbau Einzahnversuche

Prinzip des Einzahnprüfstandes

Der Versuchsansatz besteht darin, das Verschleißverhalten des gesamten Sägebandes auf einem Zahnintervall abzubilden. Dies soll derart geschehen, dass die Zähne eine schraubenförmige Nut auf einer Welle erzeugen. Dieses Vorgehen erlaubt ein zeitlich effizientes, mit der Maschinensteuerung einfach realisierbares Zurücklegen großer Schnittwege der Zähne. Um eine dem rea-len Sägeprozess entsprechende schlagende Beanspruchung zu erreichen, ist die Welle mit Nuten in Längsrichtung versehen. Aufgrund des großen Ge-wichtes der Welle ist sie zusätzlich zur Einspannung im Dreibackenfutter durch eine mitlaufende Zentrierspitze abgestützt.

Versuchstechnik 63

4.3 Messtechnik 4.3.1 Prozesskräfte Die Aufnahme der Prozesskräfte während des Bearbeitungsprozesses erfolgt mit einer in den Werkzeugrevolver eingespannten piezo-elektrischen Kraft-messplattform des Typs Kistler 9255B. Auf diesem Quarzkristall- Vierkompo-nenten Dynamometer ist der Werkzeughalter fest montiert. Die mechani-schen Belastungen werden erfasst, in elektrische Spannung umgewandelt, digitalisiert und an einen Messrechner übermittelt, wo die Auswertung mit Hilfe der Anwendungssoftware DIAdem erfolgt. Im Anschluss werden die Da-ten mit Microsoft Excel aufbereitet und in Diagrammform dargestellt.

Kraftmess-plattform

Ladungs-Verstärker PC

Fx

Fy

Fz[Pc]

dQ dt

Monitor

Drucker

Speicher-medium

[V]

dU dtKraftmess-

plattformLadungs-Verstärker PC

Fx

Fy

Fz[Pc]

dQ dt

Monitor

Drucker

Speicher-medium

[V]

dU dt

Abbildung 4-2: Blockschaltbild der Signalverarbeitung

4.3.2 Härtemessung Die Härtemessungen über den Durchmesser der Werkstoffe fanden am Insti-tut für Werkstofftechnik der Universität Kassel statt. Als Mikrohärteprüfgerät stand ein Auflicht-Großfeldmikroskop mit einer maximal tausendfachen Ver-größerung zur Verfügung. Über den als Zusatzeinrichtung angebrachten Mik-rohärteaufsatz wurden die Härteeindrücke in die Werkstoffe eingebracht. Die anschließende Vermessung erfolgte über ein Mikroskop mit einer ebenfalls maximal tausendfachen Vergrößerung. Die erfassten Bildinformationen wur-den mittels einer CCD Videokamera an einen PC übertragen und mit Hilfe der Anwendungssoftware DigiTrace vermessen. Die Visualisierung der Här-teverläufe wurde mittels der Anwendungssoftware Microsoft Excel durchge-führt.

64 Versuchstechnik

4.3.3 Gefügebetrachtungen Zusätzlich zu den Härteuntersuchungen wurden Gefügebilder der jeweiligen Werkstoffe aufgenommen, um den Einfluss der verschiedenen Legierungs-elemente auf das Gefüge und die Homogenität des Werkstoffes zu dokumen-tieren. Die Gefügebetrachtungen fanden ebenfalls am Institut für Werkstoff-technik der Universität Kassel unter einem Auflichtmikroskop mit einer maxi-mal tausendfachen Vergrößerung statt. 4.3.4 Verschleißmessungen Wie schon in Kap. 2.5.2.3 beschrieben wurden die Verschleißuntersuchun-gen sowohl an einem Stereomikroskop als auch an einem optischen Mess-gerät durchgeführt. Vorteile der optischen Messtechnik sind vor allem die berührungslose, verschleißfreie und dreidimensionale Messung. Die Mess-aufgabe erstreckt sich zum einen auf das verschlissene bzw. verwendete Werkzeug und zum anderen auf das Werkzeug im Neuzustand. An die Schneidhaltigkeit und Schneidfähigkeit der Werkzeuge im Neuzustand und im Gebrauchtzustand werden immer größere Anforderungen gestellt. Die Schneidfähigkeit wird durch die Gestalt und Schneidenform und die Schneid-haltigkeit durch die Eigenschaften der Substrate und Beschichtungen be-stimmt. Die Sicherstellung der Schneidfähigkeit wird durch eine angepasste Form des Werkzeuges bewerkstelligt, wobei besonders die Mikrogeometrie der Scheidenausführung (Schneidkante und Schneidenschartigkeit), Haupt- und Nebenfreiflächen und Spanfläche von besonderer Bedeutung sind. Durch diese Gestaltmerkmale wird das Zerspanungsverhalten maßgeblich bestimmt. Abweichungen von der vorgegebenen Gestalt können einen nega-tiven Einfluss auf den Zerspanungsprozess besitzen und einen instabilen Zerspanungsprozess zur Folge haben. Ein wesentlicher Einfluss auf die Zerspanung (Beeinflussung der Randzoneneigenschaften) stellt die Form und Größe der Schneidkantenverrundung dar /39/. Die Verrundung besitzt bei der Beschichtung der Schneidkörper eine weitere wichtige Rolle, denn an einer Schneidkante mit zu geringer Verrundung kann es entweder zu einer erhöhten Beschichtung kommen (Feld- Effekt) oder durch Oberflächenspan-nung nur eine geringe bzw. keine Beschichtung geben.

Aufgrund der sich dadurch unterschiedlich einstellenden Schneidkantenform wird in Abhängigkeit vom Verrundungsradius beim Plastifizierungsvorgang

Versuchstechnik 65

mehr oder weniger Energie, d.h. Prozesstemperatur (Wärme) und spezifi-sche Kräfte (Druck) in das Werkstück bzw. in den Schnittkanal beim Sägen gebracht. Der Energieumsatz in der Werkstückrandzone und damit verbun-den der Verfestigungsgrad und die Verfestigungstiefe steigen mit zunehmen-dem Verrundungsradius an. Die Makro- und Mikrogeometrie des Werkzeu-ges ändert sich infolge der mechanischen und thermischen Belastungen mehr oder weniger undefiniert, so dass eine genaue Charakterisierung und Beurteilung des Schneidenverschleißes durch die Bestimmung der Makro- und Mikrogeometrie durchgeführt werden muss. Die eingesetzten Messgerä-te müssen hinsichtlich der Messunsicherheit, der Auflösung und der Repro-duzierbarkeit den hohen Anforderungen genügen, die Schneidkante weist je nach Ausführungsform einen Schneidkantenradius von wenigen µm bis zu ca. 100 µm auf. Es können tastende oder optische Messgeräte eingesetzt werden, wobei tastende Messgeräte im Allgemeinen fertigungsintegriert ein-gesetzt werden. Nachteil der tastenden Messgeräte zum Bestimmen der Gestalt ist, dass lediglich ein Vergleich mit einem Referenzwerkzeug durch-geführt wird und die ermittelten Messergebnisse teilweise manuell durch den Bediener abgelesen werden und dadurch mit einem hohen subjektiven Ein-fluss behaftet sind.

Bei tastenden Messverfahren wie z.B. dem Konturmessgerät zeigt sich wei-terhin die Problematik der exakten Bestimmung der Kantenverrundung be-sonders durch die auftretende Integration der Messergebnisse durch die Form der Tastkörper mit Radien in Vorschubrichtung von 20 µm und quer zur Tastrichtung von 3 mm auf. Es fallen geometrisch bedingte Fehler und Ein-schränkungen der Taster und Hebelsysteme ins Gewicht, so dass Abwei-chungen bei Bestimmung der Kantenverrundung nur mit sehr vielen Mes-sungen parallel erfasst werden können. Unter Umständen ist hierzu auch eine zerstörende Prüfung des Werkzeuges notwendig.

Aufgrund der genannten Messaufgaben eignet sich ein optisches Messsys-tem, mit dem es möglich ist eine dreidimensionale Werkzeugmessung durch-zuführen um die Bestimmung der Geometrie der Werkzeuge zu erhalten. Das Messsystem zeichnet sich im Vergleich zu anderen Messsystemen durch eine flächenhafte sowie berührungslose und somit zerstörungsfreie Messpunktaufnahme aus. Eine 3D-Darstellung der Kontur mit einer Genau-igkeit im Nanometerbereich ist aus den so durchgeführten Messungen mög-lich. Die definierte bzw. exakt reproduzierbare Beschreibung der Geometrie von Schneidkörpern ist mit diesen Messsystemen möglich. Nachteil der opti-

66 Versuchstechnik

schen Messsysteme sind Probleme bei der Erfassung neben steilen Kanten und Flächen, spiegelnde oder stark reflektierende Bereiche, da diese nicht erfasst werden können. Durch mehrseitiges Messen der Werkzeuge und ent-sprechendem Zusammensetzten der einzeln gemessenen Flächen lassen sich komplette Körper mit beliebigen Eckenwinkeln darstellen.

Mit Hilfe des optischen Messsystems sollen die Kenngrößen der Werkzeug-gestalt ermittelt werden. Um die Gestaltkenngrößen zu ermitteln, wurde der Ablauf in folgende Schritte eingeteilt:

• Beschreibung der Messaufgabe und Messstrategie gemäß den Leis-tungsgrenzen des optischen Messsystems sowie der Gestalt des Werk-zeuges

• Erfassen der Oberflächen und Referenzpunkte des Werkzeuges und Erstellen von Punktewolken

• Verarbeitung der Punktewolken und Ermitteln der Gestaltkenngrößen

Randbedingungen zum Messen Um die Gestaltkenngrößen zu bestimmen ist eine Digitalisierung der einzel-nen Werkzeugflächen notwendig. Dies bedeutet, dass die unterschiedlichen Bereiche des Werkzeuges in verschiedenen Messpositionen aufgenommen werden und deren Lage zueinander genau bestimmt sein muss. Aufgrund der Darstellung mit einer Genauigkeit im Mikrometerbereich wurde eine spe-zielle Aufnahme für die Werkzeuge angefertigt, mit deren Hilfe es möglich ist die geforderte Genauigkeit einzuhalten.

Versuchstechnik 67

Abbildung 4-3: Werkzeugaufnahme zur optischen Messung Als weitere Randbedingungen sind bei der Messaufgabe zum einen der late-rale Messbereich des Systems und zum anderen die optischen Eigenschaf-ten des Werkzeuges zu nennen. Besonders die optischen Eigenschaften sind von Bedeutung. Bei hoher Reflexion der Oberfläche ist eine Digitalisie-rung durch den reflektierenden Lichtstrahl nur bedingt möglich. Schneidkanten Wie schon im vorherigen Abschnitt beschrieben, wurden die Oberflächen der Werkzeuge auf verschiedenen Positionen gemessen. Zum Messen des Schneidkantenradius hat sich die Position gemäß der Anordnung in Abbil-dung 4-4 als optimal herausgestellt. Dabei wird das Werkzeug so unter dem optischen Messgerät positioniert, dass die Schneidkante mittig und die Frei- und Spanfläche seitlich davon im lateralen Messbereich zum liegen kommen.

68 Versuchstechnik

Abbildung 4-4: Messposition des Werkzeuges unter dem optischen Messgerät

Nach der Digitalisierung werden die Oberflächenpunkte rechnerintern als Zahlenfolge abgelegt. Die so digitalisierten Werkzeuge werden mit Hilfe der Software Mark III als topographisches Bild dargestellt (Abbildung 4-5).

Abbildung 4-5: Topographisches Bild eines Sägezahnes

Messposition zur Radienvermessung

Sensor

Lichtstrahl

Versuchstechnik 69

Mit Hilfe der Software Mark III wurden 2D- Profile in das erstellte Bild gelegt und anschließend der Scheidkantenradius ermittelt. Der Schneidkantenradi-us wurde vor und nach dem Beschichten sowie während und nach den Ver-suchen ermittelt. Abbildung 4-6 zeigt einen 2D- Profilschnitt aus der 3D- Messpunktewolke.

Abbildung 4-6: Schneidkantenradius aus 2D-Profil

Messpunktverarbeitung der gemessenen Flächen

Um weitere Informationen über die komplette Gestalt des Werkzeuges zu erhalten und einen Vorher/ Nachher- Vergleich der Werkzeuge zu ermögli-chen, wurden die Flächen auf unterschiedlichen Positionen gemessen. Bei dem mehrseitigen Messen der Werkzeugflächen werden die 3D- Koordinaten bzw. Messpunkte im lokalen Koordinatensystem der Messsituation bestimmt. Die Messpunkte der Werkzeugflächen werden im Anschluss als Punktewolke in Form von Zahlentripel exportiert und mit Hilfe einer eigens programmierten Applikation in ein von gängigen CAD-Programmen lesbares Dateiformat kon-vertiert. Zeitgleich werden die für die Flächendrehung und -verschiebung er-forderlichen Matrizenoperationen auf die jeweiligen Punktewolken angewen-

R = 20µm

Freifläche

Spanfläche

70 Versuchstechnik

det, um die Punktewolken in ein globales Bezugskoordinatensystem zu über-führen, wobei der Verschiebungsvektor T mit Hilfe der Bestimmung der La-gen der einzelnen Flächen am Werkzeughalter bestimmt wird. Die hierfür erforderliche Drehmatrix lautet /10/:

TXDX +⋅= 01

mit D:

)cos()sin()sin()cos(

αααα

−=D

Abbildung 4-7: Seitenfläche links

Versuchstechnik 71

Abbildung 4-8: Seitenfläche links mit Spanfläche

Abbildung 4-9: Seitenfläche links mit Spanfläche und Freifläche

72 Versuchstechnik

Abbildung 4-10: Seitenflächen links und rechts mit Spanfläche und Freifläche

Nach dem Zusammensetzen der einzelnen Flächen zu einem Gesamtkörper ist es möglich, den Ausgangszustand nach dem Beschichten und den End-zustand nach dem Zerspanprozess miteinander zu vergleichen. Dieser Ver-gleich gibt die Möglichkeit, den entstanden Verschleiß nicht nur als zahlen-mäßigen Wert, sondern auch bildlich darzustellen. Abbildung 4-11 zeigt den Vergleich Ausgangszustand (beschichtet) / Endzustand.

Versuchstechnik 73

Abbildung 4-11: Vergleich eines Zahnes (Ausgangszustand/ Endzustand) Mit dem optischen Messgerät wurden bislang die Schneidkanten und die Gestalt der Werkzeuge ermittelt. Das Messgerät eignet sich aber auch zum direkten Messen des Verschleißes gebrauchter Werkzeuge und deren zah-lenmäßiger Bestimmung. Die Leistungsfähigkeit des Messgerätes soll an-hand der 3D- Messung des Freiflächenverschleißes demonstriert werden.

Im Vergleich zu den gegenwärtig eingesetzten Messgeräten zur Verschleiß-messung, wie Mikroskop oder 2D- Kamerasysteme, weist das optische Messgerät aufgrund der 3D- Messung eine Reihe von Vorteilen auf. So kön-nen z.B. Verschleißkenngrößen aus den 3D-Messdaten direkt berechnet werden, ohne dass die Werkzeuge vor der Messung zum Messgerät genau ausgerichtet worden sind. Sollen jedoch zweidimensionale Verschleißmes-sungen durchgeführt werden, müssen die jeweiligen Flächen der Werkzeuge parallel zur Abbildungsebene des Sensors ausgerichtet werden. Es können die Verschleißkenngrößen wie z.B. der Schneidkantenversatz von Span- und Freifläche sowie die Verschleißmarkenbreite aus den Messungen direkt be-stimmt werden. Im Gegensatz dazu, müssen bei 2D- Messgeräten der Schneidkantenversatz bzw. der Frei- und Spanflächenverschleiß getrennt in zwei Einzelmessungen ermittelt werden. Weiterhin kann z.B. der Kolk-verschleiß, die Kolktiefe und die Schneidkantenabrundung direkt aus den

74 Versuchstechnik

Messungen bestimmt werden, ohne das Werkzeug zu zerstören, wie es z.B. bei einem Mikroskop nötig wäre. Abbildungen 4-12 und 4-13 zeigen Messun-gen der Freiflächen von neuen und verschlissenen Werkzeugen. Der Freiflä-chenverschleiß ist deutlich erkennbar, wobei das unbeschichtete Werkzeug bei gleicher Standfläche einen größeren Verschleiß aufweist. Mit Hilfe von Schnittlinien ist es möglich den Verschleiß zu bestimmen, wobei jedoch das Ergebnis der Verschleißmessung durch die subjektive Bewertung bzw. ma-nuelle Anpassung der Schnittlinien von der Messung des Gerätebedieners abhängt. Eine objektive Beurteilung kann durch die Verwendung auf Basis eines Soll- Ist- Vergleiches der 3D-Messpunkte eines verschlissenen Werkzeuges mit den Daten eines unverschlissenen Werkzeuges erfolgen.

Abbildung 4-12: Verschleiß unbeschichteter Sägezahn, Standfläche 0m2 - Standfläche 3m2

Versuchstechnik 75

Abbildung 4-13: Verschleiß beschichteter Sägezahn, Standfläche 0m2 - Standfläche 3m2

4.4 Auswahlkriterien für die Versuchswerkstoffe

Die Auswahl der Versuchswerkstoffe erfolgte zum einen anhand der techno-logisch relevanten Eigenschaften und zum anderen hinsichtlich ihrer indus-triellen Relevanz. Im Weiteren wird auf die Eigenschaften der verwendeten Werkstoffe eingegangen.

4.4.1 Werkstoff Aluminium-Siliziumlegierung AlSi7Mg0,3 (3.2371) AlSi7Mg0,3 ist eine untereutektische Gusslegierung mit einer minimalen Zug-festigkeit Rm von 230 N/mm². Sie verursacht abrasiven Verschleiß am unbe-schichteten Hartmetallwerkzeug, weist eine relativ große Adhäsionsneigung auf und ist ein typischer Vertreter der Gusslegierungen, die in großen Men-gen in der Fahrzeugindustrie für die Herstellung von Getriebegehäusen und

76 Versuchstechnik

Zylinderköpfen, in der Lebensmittelindustrie, dem Feuerlöschwesen und Ap-paratebau eingesetzt werden. Der Werkstoff besitzt durch die Zulegierung von Silizium verbesserte Gießeigenschaften und hohe Festigkeiten. Er lässt sich im Allgemeinen gut schweißen, ist korrosionsbeständig, besitzt aber ei-ne unzureichende anodische Oxidation. Das Versuchsmaterial lag als Stangenmaterial mit einem Durchmesser von 250 mm und einer Länge von 600 mm vor. Die Härte der im Gussverfahren hergestellten Stangen wurde über den Querschnitt gemessen. Der gemessene Durchschnittswert beträgt 75 HBS und stimmt mit den An-gaben in der Literatur überein (z.B. DIN EN 1706).

Härteverlauf des Aluminiumwerkstoffes AlSi7Mg0,3

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270

Durchmesser [mm]

Här

te H

BS

Abbildung 4-14: Härteverlauf des Werkstoffes AlSi7Mg0,3 Die Eigenschaften des Gefüges bzw. die Struktur des Gefüges, die durch Herstellungs- und Behandlungsverfahren entstehen, können mit Hilfe einer qualitativen Gefügeanalyse des AL-Gefüges betrachtet werden. Weiterhin wird die Korngrößenverteilung und -ausrichtung sowie die Häufigkeit und Verteilung der Ausscheidungen beurteilt. Dazu wurden aus dem Stangenma-terial Proben aus dem Außenbereich und der Mitte entnommen, eingebettet, geschliffen und poliert.

Versuchstechnik 77

Abbildung 4-15 zeigt eine Gefügeaufnahme der Außenhaut der verwendeten Aluminiumlegierung AlSi7Mg0,3 bei hundertfacher Vergrößerung. Deutlich ist der große Anteil des Al-Mischkristalls sowie die ungleichmäßige Vertei-lung des eutektischen ALSi- Gefüges zu erkennen. Der Werkstoff besitzt in der Außenhaut (Gusshaut) weiterhin Lunker, Schlacke und Sandeinschlüsse.

Abbildung 4-15: Gefügeaufnahme Außenhaut AlSi7Mg0,3 (100-fach)

In Abbildung 4-16 ist die Gefügeaufnahme der Außenhaut der verwendeten Aluminiumlegierung AlSi7Mg0,3 bei zweihundertfacher Vergrößerung darge-stellt. Hier sind neben dem Al-Mischkristall (mit weiteren unerwünschten Ausscheidungen bzw. Einschlüssen wie z.B. Sand) reine Siliziumkörner so-wie AlMg- Dendriten zu erkennen.

78 Versuchstechnik

Abbildung 4-16: Gefügeaufnahme Außenhaut AlSi7Mg0,3 (200-fach)

Die Gefügeaufnahme in der Mitte des Werkstoffes zeigt Abbildung 4-17 mit fünfhundertfacher Vergrößerung. Das Gefüge weist neben dem Al-Mischkristall, welches in sehr reiner Form vorliegt, AlMg- Dendriten und eine ungleichmäßige Verteilung des eutektischen AlSi- Gefüges auf. Im Inneren des Werkstoffes sind keine Sand bzw. Schlackeeinschlüsse zu erkennen.

Versuchstechnik 79

Abbildung 4-17: Gefügeaufnahme Mitte AlSi7Mg0,3 (500-fach)

Die Gusshaut ist auf den Aufnahmen 4-15 aufgrund des Gießverfahrens als Sandguss und der damit verbundenen Sandeinschlüsse deutlich erkennbar. Zur Idealisierung der Untersuchungen hätte es sich angeboten die Gusshaut vor den Versuchen zu entfernen. Da in der Praxis die Gusshaut in der Regel jedoch mitzerspant wird, wurde durch das Sägen in die Gusshaut die reale Belastung der Werkzeuge besser abgebildet. Es ist zudem keine Unstetigkeit der Zerspanergebnisse zu erwarten, da die Härte über dem Querschnitt der Versuchswerkstücke gleichmäßig verläuft. Die Legierung AlSi7Mg0,3 wurde während aller folgenden Zerspanversuche als Basiswerkstoff zur Bestim-mung des Einflusses der Werkzeuggestaltung, des Hartmetalls, der Sub-stratvorbehandlung und der Diamantschicht auf das Einsatzverhalten der diamantbeschichteten Sägewerkzeuge benutzt. Der Werkstoff für alle Versu-che stammt aus einer einzigen Charge, um die Vergleichbarkeit der Ergeb-nisse zu gewährleisten.

80 Versuchstechnik

Tabelle 4-1 gibt einen Überblick über die chemische Zusammensetzung von AlSi7Mg0,3:

Tabelle 4-1: Chemische Zusammensetzung AlSi7Mg0,3 /104/

In Tabelle 4-2 sind die wichtigsten der DIN EN 1706 entnommenen physikali-schen Eigenschaften von AlSi7Mg0,3 zusammengefasst:

Kenngröße Wert Einheit

Zugfestigkeit Rm >230 MPa

Dehngrenze Rp0,2 >100 MPa

Bruchdehnung A5 >2 %

Härte 75 HBS

Tabelle 4-2: Wichtigste mechanische Eigenschaften AlSi7Mg0,3

/104/ In Tabelle 4-3 sind die wichtigsten der Norm entnommen physikalischen Ei-genschaften (Richtwerte bei 20°C) von AlSi7Mg0,3 zusammengefasst:

Kurzname Wst.-Nr. Al Si Fe Mg Ti

AlSi7Mg0,3 3.2371 91,8-93 6,5-7,5 0,15 0,3-0,45 0,10-0,18

Aluminiumsorte Chemische Zusammensetzung Massenanteil in %

Versuchstechnik 81

Kenngröße Wert Einheit

Elektrische Leitfähigkeit 21 -27 MS/m

Wärmeleitfähigkeit 160 - 180 W/(mK)

Therm. Längenausdehnungs-koeffizient 22 10-6/K

Tabelle 4-3: Wichtigste physikalische Eigenschaften von AlSi7Mg0,3 /104/

4.4.2 Werkstoff Aluminium-Automatenlegierung AlCu4PbMgMn

(3.1645) Als weiterer Aluminiumwerkstoff wurde für die Versuche die Aluminium- Au-tomatenlegierung AlCu4PbMgMn (3.1645), die nach DIN EN 573-3 als EN AW-2007 bezeichnet wird, eingesetzt. Der aushärtbare Werkstoff ist eine bevorzugte Legierung für die spanabhebende Bearbeitung jeglicher Art und die am häufigsten verwendete Aluminiumlegierung für Teile, die auf Drehau-tomaten hergestellt werden. Sie besitzt eine minimale Zugfestigkeit Rm von 230 N/mm². Der Werkstoff erhält durch die Zulegierung von Kupfer seine ho-he Festigkeit, der Bleigehalt begünstigt die gute Spanbildung (Schuppen). Der Werkstoff ist weder zur Kalt- noch zur Warmumformung und zum Eloxie-ren geeignet, besitzt eine stark eingeschränkte Korrosionsbeständigkeit und eine schlechte Schweißbarkeit. Der Einsatz für Anwendungen im Kontakt mit Lebensmitteln ist nach DIN EN 602 nicht möglich. Als Halbzeug kann bei dem Werkstoff bei größeren Querschnittsabmessungen (über den genormten Durchmesser- bzw. Dickenbereich hinaus) durch nicht rotationssymmetri-sches oder einseitiges Bearbeiten, Verzug infolge Eigenspannungen, auftre-ten. Durch Glühen bei 200°C über 2 Stunden ist ein Spannungsabbau ohne deutliche Eigenschaftsänderungen möglich, welcher jedoch nur einmal aus-geführt werden darf.

82 Versuchstechnik

Diese Legierung verursacht abrasiven Verschleißangriff am unbeschichteten Hartmetallwerkzeug, weist eine relativ große Adhäsionsneigung auf und ist ein typischer Vertreter der Gusslegierungen, die in großen Mengen im Auto-mobilbau, der Elektrotechnik, der Optischen Industrie und dem Flugzeugbau eingesetzt wird.

Das Versuchsmaterial lag als Stangenmaterial mit einem Durchmesser von 250 mm und einer Länge von 600 mm vor. Die Härte der im Gussverfahren hergestellten Stangen wurde über den Querschnitt gemessen. Der Durchschnittswert beträgt 100 HBS und stimmt mit den Angaben in der Literatur (z.B. DIN EN 602) überein.

Härteverlauf des Aluminiumwerkstoffes AlCu4PbMgMn

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270

Durchmesser [mm]

Här

te H

BS

Abbildung 4-18: Härteverlauf des Werkstoffes AlCu4PbMgMn Der stranggepresste kaltausgehärtete Werkstoff zeigt über den gesamten Durchmesser eine in etwa gleichmäßige Verteilung des Gefüges. Auch hier wurde die Außenhaut vor den Zerspanversuchen nicht entfernt. Weiterhin ist keine Unstetigkeit der Zerspanergebnisse zu erwarten, da die Härte über dem Querschnitt der Versuchswerkstücke relativ gleichmäßig verläuft. Die Legierung AlCu4PbMgMn wurde während den Zerspanversuchen als zweiter Werkstoff zur Überprüfung und Bestimmung des Einsatzverhaltens der dia-mantbeschichteten Sägewerkzeuge benutzt. Der Werkstoff für alle Versuche

Versuchstechnik 83

stammt auch hier aus einer einzigen Charge, um die Vergleichbarkeit der Ergebnisse zu gewährleisten. Tabelle 4-4 gibt einen Überblick über die chemische Zusammensetzung von AlCu4PbMgMn:

Kurzname Wst.-Nr. Al Cu Mg Pb

AlCu4PbMgMn 3.1645 86-91 3,5-5 0,4-1,8 1-3

Aluminiumsorte Chemische Zusammensetzung Massenanteil in %

Tabelle 4-4: Chemische Zusammensetzung AlCu4PbMgMn /102/ In Tabelle 4-5 sind die wichtigsten der DIN 755-2 entnommenen physikali-schen Eigenschaften von AlCu4PbMgMn zusammengefasst:

Kenngröße Wert Einheit

Zugfestigkeit Rm >330 MPa

Dehngrenze Rp0,2 >210 MPa

Bruchdehnung A5 >7 %

Härte 100 HBS

Tabelle 4-5: Wichtigste mechanische Eigenschaften AlCu4PbMgMn /103/

84 Versuchstechnik

In Tabelle 4-6 sind die wichtigsten der Norm entnommen physikalischen Ei-genschaften (Richtwerte bei 20°C) von AlCu4PbMgMn zusammengefasst:

Kenngröße Wert Einheit

Dichte 2,85 g/cm³

Erstarrungsbereich 507 - 650 °C

Elektrische Leitfähigkeit 18 - 22 MS/m

Wärmeleitfähigkeit 130 - 160 W/(mK)

Therm. Längenausdehnungs-koeffizient 23 10-6/K

E-Modul 70.000 N/mm²

Tabelle 4-6: Wichtigste physikalische Eigenschaften AlCu4PbMgMn /103/

Versuchstechnik 85

4.5 Werkzeuge Für die Versuchsreihen standen 2 Sägebandgeometrien mit ungeschränkten Trapezzähnen, welche im Folgenden als Typ 34 und Typ 54 bezeichnet wer-den, zur Verfügung. Die Sägebandabmessungen variierten zwischen 34 x 1,1 mm 2 - 3 ZpZ und 54 x 1,6 mm 1,4 - 2 ZpZ. Die Geometrie der verwende-ten Sägezähne ist aus Abbildung 4-20, die Ergebnisse der Werkzeugver-messung Tabelle 4-7 zu entnehmen.

Abbildung 4-19: Sägezahnkontur der verwendeten Standardgeometrie

Freifläche Spanfläche

Schneidkeil

86 Versuchstechnik

Typ 34-A Typ 34-B Typ 54-A Typ 54-B

Schneidstoff Hartmetall K20-40

Hartmetall K20-40

Hartmetall K20-40

Hartmetall K20-40

Beschichtung ohne Diamant ohne Diamant

Schnittweite 1,73 mm 1,73 mm 2,53 mm 2,53 mm

Stegbreite 1,49 mm 1,49 mm 2,23 mm 2,23 mm

Spanwinkel 9° 9° 9° 9°

Freiwinkel 17° 17° 17° 17°

tangentialer Freiwinkel 6° 6° 6° 6°

radialer Freiwinkel 6° 6° 6° 6°

Tabelle 4-7: Datenblatt der eingesetzten Sägezähne

4.5.1 Werkzeugwerkstoff Hartmetall Die Sägezähne bestehen aus einer für das Sägen hergestellten Hartmetall-sorte (K20- 40). Hartmetalle (engl. Cemented Carbides) sind gesinterte Werkstoffe, die sich aus harten und hochschmelzenden Carbiden der 4. bis 6. Nebengruppe des Periodensystems der Elemente und niedrigschmelzen-den Bindemetallen in einer Matrix zusammensetzen. In der Industrie findet man Hartmetalle als Werkstoff für fast alle Werkzeuge. Hartmetalle werden meist pulvermetallurgisch hergestellt und sind aufgrund der langen und auf-wendigen Prozessschritte bei der Herstellung teuer. Die Herstellung umfasst im Wesentlichen folgende Schritte: • Herstellen der Mischungen aus Metallcarbiden mit Cobalt und anderen

Bindemitteln

• Verpressen der Mischungen

• Vorsintern und Formen

Versuchstechnik 87

• Anschließend Hochsintern der Formteile und eventuell Nachbehandlun-

gen

Die entscheidenden Vorteile, Hartmetall als Werkstoff in der Zerspanung zu verwenden, liegen vor allem in der relativ hohen Härte der Carbide und der Zähigkeit aufgrund der Duktilität des Bindemittels. Die Eigenschaft Härte hängt unter anderem von der Korngröße ab. Kleine Körner bedeuten hohe Härte, jedoch auch hohe Brüchigkeit. Große Körner bedeuten niedrigere Här-te, aber größere Zähigkeit. Hartmetalle lassen sich in Zerspanungsklassen einteilen, wobei die Zerspanungsklasse der Hartmetalle für kurzspanende Materialien mit einem K und für langspanende Materialien mit einem P ge-kennzeichnet werden. Bei dem in den Versuchen verwendeten Hartmetall handelt es sich um ein Feinstkornhartmetall (WC Korngröße zwischen 0,5 – 0,8 µm) auf Mischkar-bidbasis WC-Co mit 10 % Kobalt, welches für Vollhartmetallwerkzeuge ge-eignet ist. Tabelle 4-8 gibt einen Überblick über die wichtigsten mechani-schen und physikalischen Eigenschaften. Die Gefügestruktur ist in Abbildung 4-20 zu sehen.

88 Versuchstechnik

Kenngröße Wert Einheit

Dichte (ISO 3669) 14,45 g/cm³

Härte (ISO 3878) 1680 HV 10

Härte (ISO 3878) 1660 HV 30

Härte (ISO 3878) 92,3 HRA

Druckfestigkeit 6600 MPa

Biegebruchfestigkeit 3700 MPa

Elastizitätsmodul 580 GPa

Bruchzähigkeit 9,4 Mpa.m1/2

Wärmeausdehnungskoeffizient 5,5 10-6K-1

Wärmeleitfähigkeit 85 Wm-1K-1

Tabelle 4-8: Mechanische und physikalische Eigenschaften der Hartmetallsorte (K20- 40) /26/

Abbildung 4-20: Gefügestruktur der Hartmetallsorte /26/

Modellversuch Sägen 89

5 Modellversuch Sägen

Der Modellversuch Sägen ist eine Versuchsanordnung, welche erlaubt die Belastung am einzelnen Sägezahn zu erfassen. Das Ziel ist hierbei die Be-stimmung des Einflusses ausgewählter Technologie- und Bearbeitungspa-rameter im Hinblick auf das Verhalten der beschichteten Sägezähne. Weiter-hin lassen sich beim Bandsägen durch den Eingriff mehrerer Zähne die Messgrößen nur mit großem Aufwand dem jeweiligen Sägezahn zuordnen. Ebenso ist die Streubreite des Messsignals vergleichsweise groß. Daher ist es vorteilhaft, die Signalüberlagerung zu reduzieren und die Kräfte an sepa-rierten Sägezähnen zu messen. Auf diese Weise ist es möglich, einerseits die Werkzeuge einzeln einzusetzen und andererseits durch geeignete Ver-suchspläne den Schnitt eines Sägezahnintervalls zu simulieren und die Be-lastung in allen Raumrichtungen separat zu erfassen. Bei der Simulation ei-nes Intervalls ist es außerdem möglich, durch Synthese der Einzellasten die Gesamtlast, die auf das Band wirkt, zu ermitteln. Dies erfordert die Herstel-lung spezieller Versuchswerkzeuge nach den Vorgaben des Versuchsplans. Im Folgenden werden die für den verwendeten Modellversuch nötigen Werk-zeuge, Hilfsmittel und Methoden näher beschrieben.

Modellwerkzeug

Der Modellversuch nutzt Sägezähne, die aus einem Sägeband separiert wurden, so dass es möglich ist mit einem einzelnen Sägezahn den Schnitt-kanal herzustellen. Ein im Werkzeughalter eingespanntes Modellwerkzeug ist in Abbildung 5-1 dargestellt.

90 Modellversuch Sägen

Abbildung 5-1: Modellwerkzeug im eingespannten Zustand

Fertigung der Modellwerkzeuge

Die Erstellung der Modellwerkzeuge erfolgt auf einer Erodiermaschine aus einem Bandsägeabschnitt. Die Bandsägeabschnitte werden in eine Halte-rung eingesetzt, die eine hohe Wiederholgenauigkeit garantiert. Um die Ge-nauigkeit weiterhin zu erhöhen, wird die Kontur bzw. die Separation des Sä-gezahnes durch zwei Schnitte erzeugt. Die Schnittfolge ist dabei so ausge-legt, dass durch den ersten Schnitt die Grobkontur und durch den zweiten Schnitt die Endkontur gefertigt wird.

Beschichtungen

Die eingesetzten Werkzeuge wurden durch das Bremer Institut für ange-wandte Strahlentechnik (BIAS) gemäß den Beschreibungen in Kapitel 2 mit Diamant beschichtet.

Schmierung

Dem Versuchsplan entsprechend werden die Versuche mit handelsüblicher Kühlschmierstoffemulsion durchgeführt, deren Ölanteil konstant 10 % be-trägt.

Modellversuch Sägen 91

Werkstück

Als Werkstücke dienen, wie schon in Kap. 2 beschrieben, Wellen aus Alu-miniumlegierungen mit einem Außendurchmesser von 250 mm und einer Länge von 600 mm. Die Stoffdaten entsprechen Kapitel 4. Um weitgehend gleich bleibende Standflächen pro Zustellung zu gewährleisten, ist der Au-ßendurchmesser auf das Intervall von 250 mm bis 200 mm beschränkt.

5.1 Versuchsdurchführung In Abhängigkeit des Sägebandes und des zu sägenden Werkstückes befin-den sich beim Sägen mehrere Zähne im Eingriff, so dass die zu messenden Leistungsgrößen nur als Summensignal vorliegen. Beim Modellversuch dringt dagegen ein einzelner Sägezahn oder ein Intervall von Sägezähnen gemäß der Anordnung auf dem Sägeband in die Werkstückoberfläche ein. Die Belastung wird an jedem Sägezahn in allen Raumrichtungen vollständig erfasst. Die experimentellen Versuche wurden mit der in Abschnitt 4.2 vorgestellten Maschine durchgeführt. Zur Versuchsdurchführung wird das Modellwerkzeug im Werkzeughalter ausgerichtet und dieser auf einer Kraftmessplattform positioniert und fixiert. Der Kontaktbereich erhält sein Zielmaß durch die Möglichkeit der Werkzeuglängeneingabe im Bearbeitungsprogramm. Der Schnittkanal entsteht wie beschrieben mit Hilfe eines Au-ßengewindedrehprozesses, bei dem jeder Zerspanprozess des Sägezahnes durch einen separaten Zyklus mit angepasster radialer Zustellung erfolgt.

5.2 Einfluss der Prozessparameter 5.2.1 Berechnung der Technologieparameter für die Versuche Die Prozessparameter weisen einen wesentlichen Einfluss auf das Verhalten der Sägezähne auf.

Das Stangenmaterial, mit dem die Versuche durchgeführt wurden, hatte ei-nen Durchmesser von d=250 mm, d.h. die Schnittlänge zwischen zwei Längsnuten (entsprechend der Eingriffslänge beim realen Sägeprozess) be-trug e=260 mm. Aus Tabellen erhält man für Aluminiumlegierungen eine

92 Modellversuch Sägen

empfohlene Schnittgeschwindigkeit von v= 300 - 2500 m/min je nach Typ und Ausführungsform. Mittels Gl. 10 erhält man für die maximale Schnittleis-

tung min

1250'2

maxcmA = bei einer mittleren Geschwindigkeit von 1000 m/min.

Um ein vorzeitiges Verschleißen zu vermeiden bzw. den Verschleißvorgang zu verlangsamen, damit er zeitlich besser beobachtet und dokumentiert wer-den kann, ist es erforderlich, die Versuche mit einem geringeren Wert für A’ durchzuführen, nämlich 2/3 dieses Maximalwertes, also A’=832 cm²/min. Aus Gleichung 9 folgt für die Vorschubgeschwindigkeit:

smm

eAu 34,5

6,0'

=∗

= Gleichung 20

u in mm/s Vorschubgeschwindigkeit A’ in cm²/mm gesägte Fläche pro Zeit e in mm Eingriffslänge

nach Gleichung 7 lässt sich der Zahnvorschub mit fZ≈ 5 µm bestimmen und nach Gleichung 8 beträgt der Vorschub pro Intervall fI=20 µm.

Die erreichbare Standfläche eines gesamten Bandes wird mit ca. *A =5 m² angegeben. Für die Standfläche eines Zahnintervalls *ΙA folgt somit

10000** ∗=Ι

Ι nAA Gleichung 21

A I * in cm² Standfläche eines Verzahnungsintervalls A* in m² Standfläche des gesamten Sägebandes nI Anzahl der Verzahnungsintervalle am Sägeband

d.h. *ΙA =417 cm² für ZI=4.

Aus der maximalen Schnittbreite von 2,55 mm ergibt sich für die Steigung der im Gewindezyklus erzeugten Schraubenlinie ein Wert von P=4 mm. Bei

Modellversuch Sägen 93

dieser Steigung ist gewährleistet, dass der Hinterschliff der Sägezähne grö-ßer ist als der Steigungswinkel der Schraubenlinie und somit keine Zerspa-nung an der Seitenfläche des Zahns stattfindet. Auf der nutzbaren Länge der Welle von lW=470 mm lassen sich nG=117 Gewindeumdrehungen erzeugen. Dies entspricht einer gesamten Schnittlänge von

mdn

l GZ 103

1000=

∗∗=

π Gleichung 22

lZ in m Schnittlänge pro Gewindezyklus nG Anzahl der Gewindeumdrehungen auf der Welle d in mm Durchmesser der Welle

für eine Durchführung des Gewindezyklus. In Verbindung mit dem Vor-schub pro Intervall fI=20 µm ergibt sich daraus eine simulierte gesägte Fläche von

²34,5100

cmflA IZS =

∗= Gleichung 23

AS in cm² simulierte gesägte Fläche lZ in m Schnittlänge pro Gewindezyklus fI in µm Vorschub pro Verzahnungsintervall

für einen Sägezahn je Gewindezyklus.

Aus den Werten von *ΙA =417 cm² für ZI= 4 erkennt man für die durchzufüh-

rende Anzahl von Gewindezyklen

94 Modellversuch Sägen

SZ A

An *Ι= Gleichung 24

nZ Anzahl der Gewindezyklen A I * in cm² Standfläche eines Verzahnungsintervalls AS in cm² simulierte gesägte Fläche

dass nZ=20 Durchgänge für ZI=4 des Gewindezyklus zur Simulation der er-warteten Standfläche von A*=5 m² durchzuführen sind.

5.2.2 Versuchsreihen unbeschichteter Werkzeuge Die Versuche mit unbeschichteten Werkzeugen wurden mit den zuvor vorge-stellten Bearbeitungsparametern mit Kühlschmiermittelzufuhr durchgeführt. Es handelt sich um Standwegversuche mit einer dreifachen statistischen Ab-sicherung. Dies diente zur Untersuchung des Einflusses der Steifigkeit und Genauigkeit der Maschine sowie der Bearbeitungsparameter auf das Zerspanergebnis. Die Untersuchungen sollten die Grundlage für die spätere Beurteilung des Einflusses der Beschichtungen auf das Zerspanergebnis liefern. Die Vorversuche wurden mit einem unbeschichteten Werkzeug durchgeführt. Hierbei erfolgte eine Messung der Prozesskräfte bei jedem Durchgang sowie eine fotografische Dokumentation des Verschleißzustan-des der Sägezähne nach jeweils 2 Durchgängen. Abbruchkriterien waren Totalbruch des Werkzeuges, starke Ausbrüche an der Schneidkante sowie eine stark progressive Schnittkraftentwicklung. 5.2.3 Ergebnisse der Vorversuche mit unbeschichteten Standard-

werkzeugen Anhand der Vorversuche wurde die Zerspanung unter Variation der Bearbei-tungsparameter (Zahnvorschub und Schnittgeschwindigkeit) detailliert aufge-

Modellversuch Sägen 95

zeichnet. Die Auswirkungen des Zahnvorschubes und der Schnittgeschwin-digkeit auf das Zerspanergebnis konnten so dargestellt werden.

AlSi7Mg0,3

In Abbildung 5-2 und Abbildung 5-3 ist beispielhaft für eine Schnittgeschwin-digkeit von 1000 m/min bei Verwendung einer Kühlschmieremulsion der Ein-fluss der Zahnvorschubes auf die Schnittkraft Fc sowie die Vorschubkraft Ff bei dem Werkstoff AlSi7Mg0,3 dargestellt.

0

50

100

150

200

250

300

0 2 4 6 8 10Standfläche [m²]

Schn

ittkr

aft F

c [N

]

Fc, vc=1000 m/min, fz=16 µmFc, vc=1000 m/min, fz=32 µmFc, vc=1000 m/min, fz=48 µmFc, vc=1000 m/min, fz=64 µm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54ASchnittgesch.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,064mm

Abbildung 5-2: Darstellung der Schnittkräfte unbeschichteter Sägezähne, AlSi7Mg0,3

Abbildung 5-2 zeigt eine nahezu lineare Abhängigkeit der Schnittkraft der unbeschichteten Sägezähne für die gewählten Zahnvorschübe. Die Steigung ist für die Vorschübe 16 – 64 µm ungefähr gleich, ihr Unterschied liegt ledig-lich im Kraftniveau. Die Schnittkraft für den Zahnvorschub von 64 µm steigt zu Beginn aufgrund der zu großen Zerspanleistung stärker an und verläuft

96 Modellversuch Sägen

dann nahezu linear bis zur Standfläche von 9 m². Das Kraftniveau liegt hier im Gegensatz zu den anderen Zahnvorschüben im Allgemeinen höher. Für den Zahnvorschub von 16 µm lässt sich erkennen, dass er zunächst im glei-chen Niveau wie die Zahnvorschübe 32 und 48 µm liegt. Da jedoch bei ei-nem Zahnvorschub von 16 µm der doppelte Versuchsumfang im Gegensatz zum Zahnvorschub von 32 µm, um die gleiche Standfläche zu erreichen, durchgeführt werden muss, wird dieser Zahn stärker belastet, was sich in dem Verschleiß und den Kräften deutlich abzeichnet.

0

50

100

150

200

250

300

0 2 4 6 8 10Standfläche [m²]

Vors

chub

kraf

t Ff [

N]

Ff, vc=1000 m/min, fz=16 µmFf, vc=1000 m/min, fz=32 µmFf, vc=1000 m/min, fz=48 µmFf, vc=1000 m/min, fz=64 µm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54ASchnittgesch.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,064mm

Abbildung 5-3: Darstellung der Vorschubkräfte unbeschichteter Sägezähne,

AlSi7Mg0,3

Für die Entwicklung der Vorschubkraft in Abbildung 5-3 gilt das Gleiche. Die Graphen verlaufen zunächst nahezu parallel und unterscheiden sich lediglich im Niveau. Die höchsten Prozesskräfte bewirkt hier zu Beginn wieder der Zahnvorschub mit 64 µm bis zu einer Standfläche von 6 m², bevor die Vor-schubkraft mit dem Zahnvorschub von 16 µm stärker ansteigt. Der höhere Anstieg der Vorschubkraft für den Zahnvorschub von 16 µm liegt in der Tat-sache begründet, dass zum Erreichen der Standfläche von 9 m² im Gegen-satz z.B. zum Vorschub von 32 µm der doppelte Versuchsumfang durchge-

Modellversuch Sägen 97

führt werden muss. Weiterhin entsteht durch den zu geringen Zahnvorschub zunächst kein Zerspanprozess, sondern der Zahn drückt zunächst über das Material. Die niedrigsten Vorschubkräfte und damit verbunden die schlüssigste Versuchsdurchführung im Hinblick auf den Zerspanprozess verursacht der Zahnvorschub von 32 µm.

AlCu4PbMgMn

Der in den Vorversuchen erhaltene Einfluss des Zahnvorschubes auf die Schnittkraft Fc sowie die Vorschubkraft Ff bei dem Werkstoff AlCu4PbMgMn zeigen beispielhaft Abbildung 5-4 und Abbildung 5-5. Als Be-arbeitungsparameter wurde eine Schnittgeschwindigkeit von 400 m/min unter Verwendung von Kühlschmiermittel gewählt.

0

50

100

150

200

250

300

0 2 4 6 8 10

Standfläche [m²]

Schn

ittkr

aft F

c [N

]

Fc, vc=400 m/min, fz=16 µmFc, vc=400 m/min, fz=32 µmFc, vc=400 m/min, fz=48 µm

Werkstoff: AlCu4PbMgMnSägezahn: Typ 54ASchnittgesch.: 400 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,048mm

Abbildung 5-4: Darstellung der Schnittkräfte unbeschichteter Sägezähne,

AlCu4PbMgMn Abbildung 5-4 zeigt eine nahezu lineare Abhängigkeit der Schnittkraft der unbeschichteten Sägezähne für die gewählten Zahnvorschübe. Die Steigung ist für die Vorschübe 16 – 48 µm ungefähr gleich, ihr Unterschied liegt ledig-lich im Kraftniveau. Die Schnittkräfte für die jeweiligen Zahnvorschübe ver-laufen zu Beginn linear. Nach einer Standfläche von 3 m² steigt die Schnitt-kraft bei dem Zahnvorschub von 48 µm stärker an und verläuft dann nahezu

98 Modellversuch Sägen

linear bis zur Standfläche von 9 m². Das Kraftniveau liegt im Gegensatz zu den anderen Zahnvorschüben im Allgemeinen höher, was auf einen zu groß gewählten Zahnvorschub hinweist.

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Standfläche [m²]

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t Ff [

N]

Ff, vc=400 m/min, fz=16 µmFf, vc=400 m/min, fz=32 µmFf, vc=400 m/min, fz=48 µm

Werkstoff: AlCu4PbMgMnSägezahn: Typ 54AGeschw.: 400 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,048mm

Abbildung 5-5: Darstellung der Vorschubkräfte unbeschichteter Sägezähne, AlCu4PbMgMn

Die Ausbildung der Vorschubkraft Abbildung 5-5 zeigt den gleichen Verlauf wie die Schnittkraft. Die Graphen verlaufen zunächst nahezu parallel und unterscheiden sich lediglich im Niveau. Nach einer Standfläche von 3 m² steigt auch hier die Vorschubkraft bei dem Zahnvorschub von 48 µm stärker an und verläuft dann nahezu linear bis zur Standfläche von 9 m². Das Kraft-niveau liegt hier im Gegensatz zu den anderen Zahnvorschüben generell höher.

Verschleißbetrachtungen

Die bei den Vorversuchen verwendeten unbeschichteten Sägezähne wurden nach Beendigung der Versuche hinsichtlich des entstandenen Verschleißes untersucht. Die Beurteilung des Werkzeugverschleißes erfolgte optisch mit

Modellversuch Sägen 99

einem Stereomikroskop. Der Verschleiß wurde dabei in zwei Hauptgruppen eingeteilt:

• Adhäsiver Verschleiß • Abrasiver Verschleiß (Verschleiß des Substrats)

Zunächst erfolgte eine Beurteilung des adhäsiven bzw. abrasiven Verschlei-ßes am Sägezahn, d.h. es wurde zum einen die Größe des möglichen Mate-rialauftrages auf der Schneidkante und zum anderen der entstandene Abrieb des Substrates begutachtet. Eine weitere Differenzierung der oben genannten Verschleißgruppen ergab folgende Untergruppen: Adhäsiver Verschleiß (Aufschweißungen): 1. Gruppe (leichte Aufschweißungen): Es befanden sich kleine Materialaufschweißungen auf der Schneidkante der Sägezähne, die den Zerspanprozess nur geringfügig beeinträchtigten. 2. Gruppe (starke Aufschweißungen): Die Schneidkante der Sägezähne war mit Aufschweißungen behaftet, die den Zerspanprozess negativ beeinflussten. 3. Gruppe (sehr starke Aufschweißungen): Die Schneidkante war mit dem zu bearbeitenden Material derart verschweißt, dass ein weiterer Gebrauch des Werkzeugs nicht mehr möglich war. Abrasiver Verschleiß (Verschleiß des Substrates): 4. Gruppe (Abrieb des Substrates): Teile des Substrates waren durch abrasiven Verschleiß abgerieben. 5. Gruppe (Deformation der Schneidkante): Die Schneidkante wurde durch Überbeanspruchung abgerundet bzw. ver-formt. Eine weitere Zerspanung war mit diesen Sägezähnen nicht möglich,

100 Modellversuch Sägen

da der Schnittkanal in der gewünschten Form nicht mehr erzeugt werden konnte. 6. Gruppe (Ausbrüche an der Schneidkante): Das Herausbrechen von Substratpartikeln führte zur Zerstörung der Schneidkante. 7. Gruppe (Werkzeugbruch): Die hohen Schnittkräfte, die infolge der beschriebenen Verschleißerschei-nungen auftraten, führten zum Werkzeugbruch.

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Standfläche [m²]

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ax [m

m]

Vb max, Typ 54A, fz=16 µmVb max, Typ 54A, fz=32 µmVb max, Typ 54A, fz=48 µmVb max, Typ 54A, fz=64 µm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54ASchnittgesch.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,064mm

Abbildung 5-6: Darstellung des Verschleißes mit zunehmender Standfläche unbe-schichteter Sägezähne, AlSi7Mg0,3

Modellversuch Sägen 101

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0 2 4 6 8 10

Standfläche [m²]

Vb

max

[mm

] Vb max, Typ 54A, fz=16 µmVb max, Typ 54A, fz=32 µmVb max, Typ 54A, fz=48 µm

Werkstoff: AlCu4PbMgMnSägezahn: Typ 54AGeschw.: 400 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,048mm

Abbildung 5-7: Darstellung des Verschleißes mit zunehmender Standfläche unbe-schichteter Sägezähne, AlCu4PbMgMn

Als Indikator für den fortschreitenden Freiflächenverschleiß ist eine kontinu-ierliche Erhöhung der Vorschubkraft in Abhängigkeit des Standweges zu se-hen. Dieses Phänomen ist bei allen untersuchten Zahnvorschüben zu beo-bachten. Bei den Sägezähnen, die mit einem geringen Zahnvorschub getes-tet wurden, lässt sich ein großer Anstieg der Vorschubkraft und des Freiflä-chenverschleißes feststellen. Dies liegt hauptsächlich in der Tatsache be-gründet, dass bei zu geringem Zahnvorschub (unterhalb der Schneidkanten-verrundung) kein Zerspanprozess stattfindet. Die Schneide wird bei diesen Vorgängen stark belastet, wodurch eine vermehrte Reibung zwischen Werk-stoff und Sägezahn entsteht, die eine erhöhte Verschleißmarkenbreite zur Folge hat. Weiterhin sind bei dem Zahnvorschub von 64 µm vergrößerte Vorschubkräfte und eine erhöhte Verschleißmarkenbreite von Beginn an zu erkennen. Diese erhöhten Werte zeigen auf, dass der Zahnvorschub zu groß gewählt ist und sowohl die Vorschubkraft als auch die Verschleißmarkenbrei-te mit zunehmendem Standweg stetig stiegen. Des Weiteren waren an der Schneide vermehrt Ausbrüche zu erkennen.

102 Modellversuch Sägen

Abbildung 5-8: Sägezahnverschleiß am Versuchende nach einer Standfläche

von 9 m², AlSi7Mg0,3

Werkstoff: AlSi7Mg0,3 Sägezahn: Typ 54A Geschw.: 1000 m/min Zahnvorschub:fz=0,064 mm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3 Sägezahn: Typ 54A Geschw.: 1000 m/min Zahnvorschub:fz=0,032 mm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3 Sägezahn: Typ 54A Geschw.: 1000 m/min Zahnvorschub:fz=0,016 mm

Modellversuch Sägen 103

Abbildung 5-9: Sägezahnverschleiß am Versuchende nach einer Standfläche

von 9 m², AlCu4PbMgMn

Werkstoff: AlCu4PbMgMn Sägezahn: Typ 54A Geschw.: 400 m/min Zahnvorschub:fz=0,032 mm

Werkstoff: AlCu4PbMgMn Sägezahn: Typ 54A Geschw.: 400 m/min Zahnvorschub:fz=0,048 mm

Werkstoff: AlCu4PbMgMn Sägezahn: Typ 54A Geschw.: 400 m/min Zahnvorschub:fz=0,016 mm

104 Modellversuch Sägen

Zusammenfassung der Vorversuche

Zunächst erfolgten Zerspanversuche mit den Standardbearbeitungsparame-tern. Die dabei erreichten Standflächen entsprachen in etwa den aus der Li-teratur bekannten Werten. Es kam teilweise zu Aufschweißungen und Ver-klebungen des Werkzeuges mit dem Aluminium sowie zu abrasiven Ver-schleiß. Die Aufschweißungen und Verklebungen führten zu einem frühzeiti-gen Versagen der Werkzeuge, da sich die Aufschweißungen durch die me-chanische Belastung von der Schneidkante ablösten und dadurch das anhaf-tende Substrat schädigten. Die Folge des Adhäsionsverschleißes waren ein Schneidkantenversatz sowie ein ungleichmäßiger Verschleiß, der zu Quer-kräften führte. Durch die Querkräfte bzw. Passivkräfte würde beim realen Sägeprozess ein Band verlaufen, was einen schrägen Schnitt und damit das Standzeitende bedeuten würde. Sowohl die Schnittgeschwindigkeit als auch der Zahnvorschub hatten einen sehr großen Einfluss auf die Standfläche. Höhere Schnittgeschwindigkeiten lieferten zwar geringeren adhäsiven Verschleiß, jedoch erhöhten abrasiven Verschleiß. Eine Verringerung des Zahnvorschubes hatte einen höheren abrasiven Verschleiß zur Folge, welcher sich durch erhöhte Vorschubkräfte abzeichnete.

5.2.4 Versuchsreihen diamantbeschichteter Werkzeuge Die Versuche um die Leistungsfähigkeit der diamantbeschichteten Werkzeu-ge festzustellen wurden zunächst mit den in den Vorversuchen ermittelten Bearbeitungsparametern mit Kühlschmiermittelzufuhr durchgeführt. Auch hier handelte es sich um Standwegversuche, bei denen eine Messung der Pro-zesskräfte sowie eine fotografische Dokumentation des Verschleißzustandes der Sägezähne erfolgte. Abbruchkriterien sind auch bei diesen Versuchen Totalbruch des Werkzeuges, starke Ausbrüche an der Schneidkante, Schichtverlust durch Abplatzung sowie eine stark progressive Schnittkraft-entwicklung.

Modellversuch Sägen 105

Für die Bearbeitung der Aluminiumlegierungen zeigten sich die diamantbe-schichteten Sägezähne als sehr geeignet. Abbildungen 5-10 und 5-11 zeigen die Kräfte mit den in den Vorversuchen ermittelten Bearbeitungsparametern.

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0 2 4 6 8 10Standfläche [m²]

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]

Fc, vc=1000 m/min, fz=16 µmFc, vc=1000 m/min, fz=32 µmFc, vc=1000 m/min, fz=48 µmFc, vc=1000 m/min, fz=64 µm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BGeschw.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,064mm

Abbildung 5-10: Darstellung der Schnittkräfte beschichteter Sägezähne, AlSi7Mg0,3

Aufgrund des geringen Verschleißes der diamantbeschichteten Sägezähne, welcher auf die deutliche Verringerung des adhäsiven und abrasiven Ver-schleißes zurückzuführen ist und der damit verbundenen erreichten Stand-fläche, wurde der Zahnvorschub erhöht um eine höhere Schnittleistung zu erzielen. Die Beschichtung sorgte für eine Trennung von Werkstoff und Werkzeug und vermied somit das Aufschweißen von Aluminium und zeigte gegenüber den harten Siliziumpartikeln eine hohe Festigkeit. Selbst nach einer Standfläche von 9 m2, welche mit dem erhöhten Zahnvorschub erreicht wurde, war die Trennwirkung der Beschichtung teilweise noch gegeben, da sie sich unter den mechanischen Belastungen lediglich geringfügig lokal ab-gerieben hatte. An der Schneidkante des Sägezahnes bildeten sich an den Stellen, an denen die Beschichtung abgerieben war, geringe lokale Alumini-

106 Modellversuch Sägen

umanhaftungen, die sich nach den weiteren Zerspanvorgängen wieder ablös-ten und neu bildeten.

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0 2 4 6 8 10Standfläche [m²]

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t Ff [

N]

Ff, vc=1000 m/min, fz=16 µmFf, vc=1000 m/min, fz=32 µmFf, vc=1000 m/min, fz=48 µmFf, vc=1000 m/min, fz=64 µm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BGeschw.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,064mm

Abbildung 5-11: Darstellung der Vorschubkräfte beschichteter Sägezähne,

AlSi7Mg0,3

Abbildung 5-12: Verschleiß diamantbeschichteter Sägezähne am Versuchende nach einer Standfläche von 9 m², AlSi7Mg0,3

Werkstoff: AlSi7Mg0,3 Sägezahn: Typ 54B Geschw.: 1000 m/min Zahnvorschub:fz=0,032 mm

Standfläche: 9 m²Standfläche: 0 m²

Modellversuch Sägen 107

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Standfläche [m²]

Schn

ittkr

aft F

c [N

]

Fc, vc=400 m/min, fz=16 µmFc, vc=400 m/min, fz=32 µmFc, vc=400 m/min, fz=48 µm

Werkstoff: AlCu4PbMgMnSägezahn: Typ 54BGeschw.: 400 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,048mm

Abbildung 5-13: Darstellung der Schnittkräfte beschichteter Sägezähne,

AlCu4PbMgMn

Abbildung 5-13 zeigt eine nahezu lineare Abhängigkeit der Schnittkraft der beschichteten Sägezähne für die gewählten Zahnvorschübe. Die Steigung ist für die Vorschübe 16 und 32 µm etwa gleich, ihr Unterschied liegt lediglich im Kraftniveau. Die Schnittkräfte für diese Zahnvorschübe verlaufen zu Beginn linear und nach einer Standfläche von 7,5 m² steigt die Schnittkraft stärker an. Bei dem Zahnvorschub von 48 µm steigt die Schnittkraft gleich zu Beginn der Versuche stärker an und verläuft dann nahezu linear bis zur Standfläche von 9 m². Das Kraftniveau liegt hier im Gegensatz zu den anderen Zahnvor-schüben im Allgemeinen höher. Auch bei diesen Versuchen im Werkstoff AlCu4PbMgMn zeigt sich eine Ver-ringerung der Schnittkräfte aufgrund der Diamantbeschichtung und des damit verbundenen geringeren Verschleißes. Die Beschichtung sorgte auch hier für eine Trennung von Werkstoff und Werkzeug und vermied somit das Auf-schweißen von Aluminium und den abrasiven Verschleiß. Selbst nach einer Standfläche von 9 m2, welche auch mit dem erhöhten Zahnvorschub (48 µm) erreicht wurde, war die Trennwirkung der Beschichtung teilweise noch gege-ben, da sie sich unter den mechanischen Belastungen lediglich geringfügig lokal abgerieben hatte. An der Schneidkante des Sägezahnes bildeten sich an den Stellen, an denen die Beschichtung abgerieben war, sehr geringe

108 Modellversuch Sägen

lokale Aluminiumanhaftungen, die sich nach den weiteren Zerspanvorgängen wieder ablösten und neu bildeten.

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Standfläche [m²]

Vors

chub

kraf

t Ff [

N]

Ff, vc=400 m/min, fz=16 µmFf, vc=400 m/min, fz=32 µmFf, vc=400 m/min, fz=48 µm

Werkstoff: AlCu4PbMgMnSägezahn: Typ 54BGeschw.: 400 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,048mm

Abbildung 5-14: Darstellung der Vorschubkräfte beschichteter Sägezähne,

AlCu4PbMgMn Abbildung 5-14 zeigt eine nahezu lineare Abhängigkeit der Vorschubkraft der beschichteten Sägezähne für die gewählten Zahnvorschübe. Im Gegensatz zu den unbeschichteten Zähnen ist der abrasive Verschleiß und die Ver-schleißmarkenbreite deutlich geringer, was zu niedrigeren Vorschubkräften führt. Ein wichtiges Kriterium für die Leistungsfähigkeit ist die Schichthaftung. Bei einer zu geringen Schichthaftung kommt es zunächst zu lokalen partiellen Abplatzungen der Schicht, die sich im weiteren Verlauf stark vergrößern. Da das zum Beschichten verwendete Hartmetall einen hohen Kobaltanteil be-sitzt, wurden die Sägezähne vor der Beschichtung mechanisch und che-misch vorbehandelt, um eine Diamantschicht abscheiden zu können. Auf-grund dieser Vorbehandlungen ist der Sägezahn bzw. das Gefüge und die Struktur des Hartmetalls derart geschädigt, dass nach dem Abplatzen der Schicht der Zusammenhalt des Substrates nicht mehr gegeben ist. Dies be-

Modellversuch Sägen 109

deutet, dass der abrasive Verschleiß den Sägezahn und die Schneidkante rasch zerstört, sodass eine weitere Zerspanung nicht mehr möglich ist. Ab-bildung 5-15 zeigt eine lokale Abplatzung der Diamantschicht bei zu geringer Schichthaftung.

110 Modellversuch Sägen

Abbildungen 5-15: Abplatzung der Diamantschicht aufgrund geringer

Schichthaftung Die bei den Standwegversuchen verwendeten beschichteten Sägezähne wurden nach Beendigung der Versuche hinsichtlich des entstandenen Ver-schleißes untersucht. Die Beurteilung des Werkzeugverschleißes erfolgte optisch mit einem Stereomikroskop. Der Verschleiß der beschichteten Säge-zähne wurde dabei in drei Hauptgruppen eingeteilt:

• Adhäsiver Verschleiß • Verschleiß der Schicht • Abrasiver Verschleiß

Zunächst erfolgte eine Beurteilung des adhäsiven Verschleißes am Säge-zahn, d.h. es wurde die Größe des Materialauftrages auf der Schneidkante diagnostiziert. Anschließend wurde die Qualität der Beschichtung an Hand des Abriebes und der Abplatzungen beurteilt. Dabei ist zu beachten, dass das Werkzeug durch weitere mechanische Belastungen nicht mehr geschä-digt werden darf.

Modellversuch Sägen 111

Eine weitere Differenzierung der oben genannten Verschleißgruppen ergab folgende Untergruppen: Adhäsiver Verschleiß (Aufschweißungen): 1. Gruppe (leichte Aufschweißungen): Kleine Materialaufschweißungen auf der Schneidkante der Sägezähne, die den Zerspanprozess nur geringfügig beeinträchtigten. 2. Gruppe (starke Aufschweißungen): Die Schneidkante der Sägezähne ist mit Aufschweißungen behaftet, die den Zerspanprozess negativ beeinflussten. 3. Gruppe (sehr starke Aufschweißungen): Die Schneidkante ist mit dem zu bearbeitenden Material derart verschweißt, dass ein weiterer Gebrauch des Werkzeugs nicht mehr möglich ist. Verschleiß der Schicht: 4. Gruppe (Schichtabrieb): Teile der Beschichtung waren durch abrasiven Verschleiß abgerieben.

5. Gruppe (Schichtabplatzungen): Durch mechanische Überlastung oder schlechte Haftfestigkeit der Beschich-tung auf dem Substrat kam es zum flächenhaften Abplatzen der Beschich-tung. Abrasiver Verschleiß (Verschleiß des Substrates): 6. Gruppe (Deformation der Schneidkante): Die Schneidkante ist durch Überbeanspruchung abgerundet bzw. verformt. Eine weitere Zerspanung war mit diesen Sägezähnen nicht möglich, da der Schnittkanal in der gewünschten Form nicht mehr erzeugt werden konnte.

112 Modellversuch Sägen

7. Gruppe (Ausbrüche an der Schneidkante): Das Herausbrechen von Substratpartikeln führte zur Zerstörung der Schneidkante. 8. Gruppe (Werkzeugbruch): Die hohen Schnittkräfte, die infolge der beschriebenen Verschleißerschei-nungen auftraten, führten zum Werkzeugbruch. Bei den Versuchen mit diamantbeschichteten Sägezähnen zeigte sich so-wohl eine Verringerung des adhäsiven als auch des abrasiven Verschleißes. Selbst nach einer Standfläche von 9 m2 zeigte sich lediglich geringer abrasi-ver Verschleiß.

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0 2 4 6 8 10Standfläche [m²]

Vb

max

[mm

]

Vb max, Typ 54B, fz= 16µmVb max, Typ 54B, fz= 32µmVb max, Typ 54B, fz= 48µmVb max, Typ 54B, fz= 64µm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BSchnittgesch.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,016- 0,064mm

Abbildung 5-16: Darstellung des Verschleißes mit zunehmender Standfläche bei vari-ierendem Zahnvorschub, AlSi7Mg0,3

Modellversuch Sägen 113

5.3 Zusammenfassung Modellversuch Sägen Die wichtigsten beim Sägen aufgetretenen Verschleißerscheinungsformen waren die Adhäsion und die Abrasion. Sie hinterließen Verschleißerschei-nungen an der Schneidkante und der Freifläche der Sägezähne. Die Aluminium-Legierungen zeigten das typische adhäsive Verhalten. Durch das aufklebende Aluminium konnten bei unbeschichteten Sägezähnen nur sehr geringe Standflächen erreicht werden. Die Materialaufschweißungen bildeten sich hauptsächlich direkt an der Schneidkante. Untersuchungen mit einem REM- Mikroskop zeigten, dass die Aluminium-Aufschweißungen nur punktuell an den Fehlstellen der Schneidkante anhafteten. Ausgehend von diesen Initialaufschweißungen bildeten sich im Laufe der Bearbeitungszeit immer größere Aufschweißungen. Mit Hilfe der Werkzeugbeschichtungen wurde eine Trennung von Werkstoff und Werkzeug gewährleistet, um den adhäsiven Verschleiß und damit das Versagen des Werkzeugs zu verhindern. Es konnten Standflächen erreicht werden, die um den Faktor 3 im Gegensatz zu unbeschichteten Sägezähnen größer waren. Allerdings gilt auch hier, dass es an den Fehlstellen der Be-schichtung punktuell zu Aluminium-Aufschweißungen kommt und sich im Laufe der Bearbeitungszeit immer größere Aufschweißungen bilden, die die Beschichtung vom Substrat lösen bzw. die Beschichtung wird vom Substrat abgerissen. Bei Schichten, die eine schlechte Haftung auf dem Substrat hat-ten, lösten sich großflächige Bereiche der Beschichtung ab. An den freilie-genden Substratstellen bildeten sich sehr schnell Aufschweißungen, die schließlich zum Versagen der Sägezähne führten. Dies wurde weiterhin durch die mechanische und chemische Vorbehandlung des Substrates ver-stärkt, da die Struktur bzw. das Gefüge des Substrates dem Verschleißangriff nicht mehr entgegenwirken konnte. Die während des Zerspanvorganges abrasiv abgetragenen Schichtpartikel und Werkstoffteile lagerten sich beim Zerspanen teilweise im Schnittkanal ab. Sie wirkten dort als Abrasivpartikel und beschleunigten weiterhin wegen ihrer hohen Härte den Verschleiß der Sägezähne. Diese Partikel waren ebenso Ursachen für die Zerstörung der Werkzeugoberflächen.

114 Modellversuch Sägen

5.4 Realversuch Sägen Zur Überprüfung des Modellversuches wurden reale Sägeversuche mit dia-mantbeschichteten Sägezähnen durchgeführt. Der Realprozess wurde mit beschichteten Zahnsegmenten, die in ein Band eingeschweißt wurden durchgeführt und diente zur Bestimmung der realen Belastung der Sägezäh-ne beim konventionellen Sägen und zur Überprüfung des Modellversuches. Die Sägeversuche wurden mit industriell relevanten Bearbeitungsparametern am Werkstoff AlSi7Mg0,3 durchgeführt. Die Verschleißmerkmale beim realen Sägeprozess waren sowohl der adhäsive als auch der abrasive Verschleiß. In Abbildung 5-17 ist ein Sägezahn aus dem realen Sägeprozess dargestellt. Beim realen Sägeversuch ist festzustellen, dass die Beschichtung einen günstigen Einfluss auf die Zerspanung der Aluminiumwerkstoffe aufweist.

Abbildung 5-17: Sägezahn aus dem realen Sägeprozess

Kraftberechnung 115

6 Kraftberechnung

Mit den in den vorherigen Kapiteln angegebenen mathematischen Beziehun-gen können die beim Bandsägen auftretenden Kräfte überschlagsmäßig bzw. mit fest vorgegebenen Zerspanparametern (z.B. Korrekturfaktor für den Ver-schleiß) berechnet werden. Eigenschaften der Geometrie bzw. der Zerspa-nungsparameter werden ungenügend berücksichtigt. Um das Hauptziel, die Kraftberechnung beim Bandsägen beschreiben zu können ist eine detaillierte mathematische Beschreibung des Zerspanvorganges notwendig.

6.1 Spanungsmodell Mit dem Spanungsmodell von Merchant, welches materialtheoretische Über-legungen zum Verhalten der Werkstoffe, der Spanbildung und den Rei-bungsverhältnissen zwischen Span und Schneide enthält, wurde der Grund-stein für erste analytische Ansätze gelegt. Mit Hilfe des verwendeten Scher-ebenemodells war es möglich den gesamten Spanbildungsprozess zu be-schreiben. Oxley leitete daraus z.B. seine Beziehungen für die Vorhersage der Schnittkraft, der Kontaktlänge des Scherwinkels und der Prozesstempe-raturen ab /68/.

Abbildung 6-1: Spanbildungsvorgang nach Oxley /68/

116 Kraftberechnung

Er analysierte ein Stromlinienmodell, indem er die Bahnkurve einzelner Ge-fügebestandteile verfolgte und zeigte auf, dass es eine plastische Zone gibt, deren Begrenzungslinien nahezu parallel verlaufen. Dieses Modell stellt eine starke Vereinfachungen der realen Verhältnisse wie z.B. keine Aufbau-schneidenbildung, kontinuierliche Spanbildung usw. dar. Eine zusätzliche Erweiterung des Modells setzt zum einen voraus, dass eine Scherkraft Fs und Schernormalkraft Fns vorliegt und zum anderen der komplette Schervor-gang mit unendlicher Schergeschwindigkeit in der Scherebene stattfindet. Wird zusätzlich die Geschwindigkeits- und Temperaturabhängigkeit berück-sichtigt, so reichen die vereinfachten Annahmen nicht mehr aus. Hastings, Mathew und Oxley /39/ zeigen in ihrem Zerspanungsmodell mit Hilfe der Me-thode der Gleitlinien auf, welcher Einfluss die endliche Schergeschwindigkeit auf die Fließspannung und damit auf die Änderung der Scherfließspannung hat.

6.2 Spanprozess Sägen Der Spanprozess Bandsägen lässt sich durch den sog. Orthogonalprozess beschreiben. Dies bedeutet, dass die Schneidkante und der Schnittge-schwindigkeitsvektor orthogonal zueinander stehen. Es liegt ein 2-dimensionaler Prozess vor. Weiterhin kann von einem ebenen Deformations-zustand ausgegangen werden, da das Verhältnis von Spanungsdicke zu Spanungsbreite sehr klein ist.

Kraftberechnung 117

Abbildung 6-2: Scherzonenmodell nach Oxley /68/ Dies bedeutet, dass das erweiterte Scherzonenmodell von Oxley Anwendung findet und mit Hilfe folgender Gleichungen die einzelnen Kräfte beschrieben werden können:

φτ

sin1 bt

F SS⋅

⋅= Gleichung 25

FS in N Scherkraft τS in N/mm² Scherspannung t1 in mm Spanungstiefe b in mm Sägezahnbreite φ in rad Scherwinkel

118 Kraftberechnung

)cos()cos(γλφ

γλ−+

−⋅= SC FF Gleichung 26

Fc in N Schnittkraft FS in N Scherkraft λ in rad Reibwinkel γ in rad Spanwinkel φ in rad Scherwinkel

)cos()sin(γλφ

γλ−+

−⋅= Sf FF Gleichung 27

Ff in N Vorschubkraft FS in N Scherkraft λ in rad Reibwinkel γ in rad Spanwinkel φ in rad Scherwinkel

)cos(sin

γλφλ

−+⋅= SFF Gleichung 28

F in N Zerspankraft FS in N Scherkraft λ in rad Reibwinkel γ in rad Spanwinkel φ in rad Scherwinkel

Kraftberechnung 119

)cos(cos

γλφλ

−+⋅= SN FF Gleichung 29

FN in N Normalkraft FS in N Scherkraft λ in rad Reibwinkel γ in rad Spanwinkel φ in rad Scherwinkel Wie in Kapitel 6.1 beschrieben gelten diese Gleichungen jedoch nur für un-endliche Schergeschwindigkeiten, weshalb zu Berechnung der Fließspan-nung folgende Gleichungen Gültigkeit besitzen:

)cos(sincos

γφφγγ

−⋅=AB Gleichung 30

γAB in % Scherdehnung γ in rad Spanwinkel φ in rad Scherwinkel

AB

SAB

ABAB l

vt

⋅=Δ

= γγγ& Gleichung 31

ABγ& in %/s Scherdehnungsgeschwindigkeit

γAB in % Scherdehnung vS in mm/s Schergeschwindigkeit lAB in mm Länge der Scherebene

120 Kraftberechnung

)cos(cos

γφγ

−⋅

= cS

vv Gleichung 32

vS in mm/s Schergeschwindigkeit vc in mm/s Schnittgeschwindigkeit γ in rad Spanwinkel φ in rad Scherwinkel

φsin1tlAB = Gleichung 33

lAB in mm Länge der Scherebene t1 in mm Spanungstiefe φ in rad Scherwinkel Mit Hilfe der Formänderungshypothese nach von Myses lässt sich die Scher-fließspannung in der Scherebene AB berechnen:

3fAB

AB

kk = Gleichung 34

kAB in N/mm² Scherfließspannung in der Scherebene kfAB in N/mm² Fließspannung in der Scherebene

Sowohl der sich einstellende Freiflächenverschleiß als auch die Schneidkan-tenverrundung stellen einen weiteren Einfluss auf die Berechnung der Kräfte dar. Schneidkanten von Zerspanwerkzeugen sind bei genauer Betrachtung nie ideal scharf, sondern besitzen einen Verrundungsradius der die Schneide positiv oder negativ beeinflussen kann. Beim Sägen darf der Einfluss der Verrundung nicht vernachlässigt werden, da durch die teilweise geringen

Kraftberechnung 121

Vorschübe im Bereich der Schneidkantenverrundung zerspant wird und des-wegen bei der Schnittkraftberechnung berücksichtigt werden muss.

Abbildung 6-3: Materialfluss um die Schneidkante /81/ Die Bereiche an der Schneidkante bzw. im Schneidkantenradius an denen zerspant bzw. nicht zerspant wird, werden durch den Stagnationspunkt be-schrieben. Als Stagnationspunkt bezeichnet man den Punkt, an dem der ne-gative Spanwinkel gleich oder größer dem kritischen Spanwinkel γc wird. Dies bedeutet, dass oberhalb des Stagnationspunktes der Werkstoff zum Span umgeformt und unterhalb des Punktes unter der Schneide elastisch verformt wird. Nach dem Passieren der Schneidkante federt er wieder in sei-ne Ursprungslage zurück. Nach Kragelskij lässt sich eine kritische Eindring-tiefe bestimmen, die von den Reibungsverhältnissen und dem Schneidkan-tenradius in der Kontaktzone abhängen.

122 Kraftberechnung

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

+

+−⋅=

)1(*2112μ

μrtc Gleichung 35

tc in mm kritische Eindringtiefe r in mm Schneidkantenradius μ Reibkoeffizient Mit Hilfe der kritischen Eindringtiefe kann der kritische Spanwinkel γc durch weitere geometrische Beziehungen ermittelt werden.

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−=

rtc

c 1arcsinγ Gleichung 36

γc in rad kritischer Spanwinkel tc in mm kritische Eindringtiefe r in mm Schneidkantenradius Das Werkzeug steht bei gegebenem Freiwinkel α rund um die Schneidkante auf einer Länge l0 (Abbildung 6-3) durch die elastische Rückfederung mit dem Werkstück in Kontakt. l0 kann näherungsweise bestimmt werden:

[ ]αγγ cot)sin1(cos0 ⋅−+≅ ccrl Gleichung 37

l0 in mm Kontaktlänge Werkzeug/ Werkstück γc in rad kritischer Spanwinkel α in rad Freiwinkel

Kraftberechnung 123

Eine weitere Annahme ist, dass in der Region JKL ein hydrostatischer Druck pm herrscht, der maximal den dreifachen Betrag der Streckgrenze des jewei-ligen Werkstoffes erreichen kann. Mit Hilfe der o. g. Werte können die Kraft-anteile somit in Schnitt- und in Vorschubrichtung bestimmt werden /15/.

blpF mfp ⋅⋅= 0 Gleichung 38

Ffp in N hydrostatische Kraft in Vorschubrichtung pm in N/mm² mittlerer hydrostatischer Druck l0 in mm Kontaktlänge Werkzeug/ Werkstück b in mm Sägezahnbreite

fpcp FF ⋅= μ Gleichung 39

Fcp in N hydrostatische Kraft in Schnittrichtung μ Reibkoeffizient Ffp in N hydrostatische Kraft in Vorschubrichtung An Bandsägen tritt vorwiegend Freiflächenverschleiß auf. Daraus folgt, dass sich mit zunehmendem Verschleiß die Kontaktlänge l0 vergrößert und somit bei gleich bleibendem hydrostatischen Druck pm sowohl die Vorschub- als auch die Reibkräfte zunehmen. Durch Analyse der Verschleißbilder der Boh-rer und der mathematischen Bestimmung der Verschleißmarken kann die Zunahme von l0 berechnet und ihr Einfluss auf die Prozesskräfte bestimmt werden. Die während der Standwegversuche dokumentierte Gestalt der Ver-schleißmarke wird dabei analog zur Schneidkantenmodellierung mathema-tisch durch ein Polynom n- ten Grades angenähert. Bringt man beide Poly-nome zusammen in ein Koordinatensystem, können die Verschleißanteile von l0 für kleine Bereiche ermittelt werden, indem man die Funktionswerte

124 Kraftberechnung

der Verschleißmarkenfunktion von denen der Schneidkantenfunktion subtra-hiert.

6.3 Theoretische und gemessene Kräfte Mit Hilfe der in vorangegangenen Kapiteln bestimmten Komponenten kann das Kraftkollektiv an der Schneide berechnet werden. Scherkraft:

φτsin

fsS

tF

⋅= Gleichung 40

FS in N Scherkraft τs in N/mm² Scherspannung tf in mm Schnitttiefe φ in rad Scherwinkel Schnittkraft:

cpSC FFF +−+

−⋅=

)cos()cos(γλφ

γλ Gleichung 41

FC in N Schnittkraft FS in N Scherkraft λ in rad Reibwinkel γ in rad Spanwinkel φ in rad Scherwinkel Fcp in N hydrostatische Kraft in Schnittrichtung

Kraftberechnung 125

Kraftkomponente orthogonal zur erzeugten Oberfläche (Vorschubkraft):

fpSF FFF +−+

−⋅=

)cos()sin(γλφ

γλ Gleichung 42

FF in N Vorschubkraft FS in N Scherkraft λ in rad Reibwinkel γ in rad Spanwinkel φ in rad Scherwinkel Ffp in N hydrostatische Kraft in Vorschubrichtung

6.4 Vergleich mit der Berechnungsmethode nach Paucksch In diesem Abschnitt soll ein Vergleich des in dieser Arbeit entwickelten Be-rechnungsmodells mit der Berechnungsmethode nach Paucksch sowie die Vorteile (siehe Gleichungen 11 bis 19; Kapitel 2.1.4) dargestellt werden. Ab-bildung 6-4 und Abbildung 6-5 zeigen exemplarisch die gemessenen, die nach Paucksch sowie die nach dem Berechnungsmodell berechneten Pro-zesskräfte. Bei der Berechnungsmethode nach Paucksch erhält man für die verwendeten Werkzeuge die Schnittkraft pro Zahn mit dem für den Werkstoff tabellierten Grundwert kc1.1 und den ermittelten Korrekturfaktoren. Der Schneidkantenform (Schneidkantenverrundung, Fasen etc.) wird keine Be-achtung geschenkt und ebenso findet die Schnittgeschwindigkeit und die Kontaktlänge der Schneide mit dem Werkstoff (durch den sich einstellenden Freiflächenverschleiß) bei der Berechnung keine Berücksichtigung, was die Ermittlung der Prozesskräfte erschwert.

126 Kraftberechnung

0

50

100

150

200

0 2 4 6 8 10

Standfläche [m²]

Schn

ittkr

aft F

c [N

]

Fc Paucksch

Fc gemessen

Fc berechnet

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BGeschw.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,032mm konst.

Abbildung 6-4: Vergleich der Berechnungsergebnisse Schnittkraft zwischen neu ent-

wickeltem und dem Berechnungsmodell nach Paucksch (Geometrie Typ 54B, vc=1000m/min, fz=0,032 mm)

Die Berechnung der Schnittkraft in Abhängigkeit der Standfläche liefert bei Paucksch bzw. Tschätsch einen linearen Graphen. Selbst bei gleichmäßigem und kontinuierlichem Verschleiß und relativ einfachen Schneiden, lässt sich die Schnittkraft mit Hilfe der Berechnungsmodelle nur zu Beginn der Zerspanversuche relativ gut annähern und weicht mit zunehmender Stand-fläche immer weiter ab, da z.B. weder Reib- noch Scherkraftkomponenten berücksichtigt werden (Abbildung 6-4). Besonders gilt dies für komplexe Schneiden, da hier noch zusätzlich der veränderliche Spanungsquerschnitt und eventuell wechselnde geometrische Bedingungen mit berücksichtigt werden müssten. Mit zunehmender Standfläche muss ein stetig wachsender Verschleißfaktor berücksichtigt werden, der dann eine hervorragende Anpas-sung der gerechneten Werte nach Paucksch bzw. Tschätsch an die gemes-senen Werte ergibt. Der Verschleißfaktor für die Schnittkraft kann mit Hilfe folgender Gleichung in die vorhandenen Berechnungsmodelle integriert wer-den:

Kraftberechnung 127

Axf SstA ∗+= 1 Gleichung 43

fstA Korrekturfaktor Werkzeugstumpfung in Abhängigkeit der

gesägten Fläche A in mm² gesägte Fläche xS Anstiegswert für die Schnittkraft Mit der gleichen Vorgehensweise (Berücksichtigung der Reib- und Scher-kraftkomponenten) kann auch die Vorschubkraft (Abbildung 6-5) theoretisch bestimmt werden. Hier zeigt sich, dass die Berechnung der Vorschubkraft in Abhängigkeit der Standfläche bei Paucksch immer einen linearen Graphen liefert. Bei gleichmäßigem und kontinuierlichem Verschleiß und relativ einfa-chen Schneiden, lässt sich die Vorschubkraft mit Hilfe des Berechnungsmo-dells nach Paucksch für den gesamten Bereich der Zerspanversuche relativ gut annähern (Abbildung 6-5). Wechselnde geometrische Bedingungen fin-den auch hier keine Berücksichtigung. Das neue Berechnungsmodell nähert sowohl die Schnittkräfte als auch die Vorschubkräfte mit Hilfe der Berücksichtigung der Reib- und Scherkraftkomponenten besser an.

0

50

100

150

200

0 2 4 6 8 10

Standfläche [m²]

Vors

chub

kraf

t Ff [

N]

Ff Paucksch

Ff gemessen

Ff berechnet

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BGeschw.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,032mm konst.

Abbildung 6-5: Vergleich der Berechnungsergebnisse Vorschubkraft zwischen neu entwickeltem und dem Berechnungsmodell nach Paucksch (Geometrie Typ 54B,

vc=1000m/min, fz=0,032 mm)

128 Kraftberechnung

Der Verschleißfaktor für die Vorschubkraft kann mit Hilfe folgender Gleichung in die vorhandenen Berechnungsmodelle integriert werden:

Axg VstA ∗+= 1 Gleichung 44

gstA Korrekturfaktor Werkzeugstumpfung in Abhängigkeit der gesägten Fläche

A in mm² gesägte Fläche xV Anstiegswert für die Vorschubkraft Mit der Ermittlung der Anstiegswerte für die Schnittkraft und die Vorschub-kraft für den jeweiligen Werkstoff ist eine genauere Berechnung mit den Be-rechnungsmodellen nach Paucksch und Tschätsch möglich. Für das Sägen von AlSi7Mg0,3 ist ein mittlerer Anstiegswert von xS= 0,2 für die Schnittkraft und xV= 0,05 für die Vorschubkraft erforderlich. Nachteilig ist, dass für jeden Werkstoff die Anstiegswerte durch umfangreiche Versuchsreihen ermittelt werden müssen. Abbildungen 6-6 und 6-7 zeigen einen Vergleich der ge-messenen Schnitt- und Vorschubkräften mit den berechneten nach Paucksch (mit dem Einfluss der Anstiegswerte) sowie dem neu erstellten Berech-nungsmodell.

Kraftberechnung 129

0

50

100

150

200

0 2 4 6 8 10

Standfläche [m²]

Schn

ittkr

aft F

c [N

]Fc Paucksch mit Anstiegswert

Fc gemessen

Fc berechnet

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BGeschw.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,032mm konst.

Abbildung 6-6: Vergleich der Berechnungsergebnisse Schnittkraft zwischen neu ent-wickeltem und dem Berechnungsmodell nach Paucksch mit Anstiegswert (Geometrie

Typ 54B, vc=1000m/min, fz=0,032 mm)

0

50

100

150

200

0 2 4 6 8 10

Standfläche [m²]

Vors

chub

kraf

t Ff [

N]

Ff Paucksch mit Anstiegswert

Ff gemessen

Ff berechnet

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BGeschw.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,032mm konst.

Abbildung 6-7: Vergleich der Berechnungsergebnisse Vorschubkraft zwischen neu entwickeltem und dem Berechnungsmodell nach Paucksch mit Anstiegswert (Geo-

metrie Typ 54B, vc=1000m/min, fz=0,032 mm)

130 Kraftberechnung

Mit dem in dieser Arbeit entwickelten Modell ist es möglich die Prozesskräfte zu berechnen, wobei lediglich die Kenntnis der Fließspannung kf des zu be-arbeitenden Werkstoffes notwendig ist. Die Prozesskräfte lassen sich vorab ohne Experimente berechnen und die für eine Berechnung nach Paucksch notwendigen Größen kc1.1, kf1.1, fγ, fλ, fsv, ff, fst, gh, gγ, gα, gκ, gs, gv, gst, die ex-perimentell für jeden Werkstoff und Werkzeuggeometrie bestimmt werden müssen, finden keine Verwendung. Die berechneten Kräfte können infolgedessen in die einzelnen Prozesskraft- bzw. - energieanteile, die in der Scherzone sowie an der Schneidkantenver-rundung (Freiflächenverschleiß) entstehen, getrennt bestimmt werden (Ab-bildung 6-8 und 6-9). Einen Eindruck der einzelnen Prozesskraftanteile der Schnittkraft liefert Ab-bildung 6-8. Hier sind die berechneten Schnittkraftanteile der in Abbildung 6-4 dargestellten Schnittkräfte der Geometrie Typ 54B dargestellt. Anhand der dargestellten Schnittkraftanteile lässt sich für unterschiedliche Schnittge-schwindigkeiten und Zahnvorschüben der Einfluss der Verrundung/ des Ver-schleißes und der Scherarbeit darstellen (Abbildung 6-9).

0

50

100

150

200

0 2 3 5 6 8 9Standfläche [m2]

Schn

ittkr

aft F

c [N

]

Fc Verrundung/ VerschleißFc Scherzone

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BGeschw.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,032mm konst.

Abbildung 6-8: Berechnete Schnittkraftanteile der Geometrie Typ 54B in Abhängigkeit der Standfläche für eine Schnittgeschwindigkeit vc = 1000 m/min und einen Zahnvor-

schub fz = 0,032 mm

Kraftberechnung 131

888,31031,1

95,6

48,9

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1 2

Parameter

Schn

ittkr

aft F

c [N

]FcVerrundung/ Verschleiß

Fc Scherzone

vc=1000 m/min fz=0,032 mm

vc=1000 m/min fz=0,048 mm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54B

Abbildung 6-9: Verteilung der Schnittkraftanteile der Geometrie Typ 54B für eine Schnittgeschwindigkeit vc = 1000 m/min und zwei Zahnvorschübe fz = 0,032 mm und fz

= 0,048 mm Abbildung 6-9 zeigt für eine Schnittgeschwindigkeit und zwei Zahnvorschübe die entsprechenden Schnittkraftanteile, die durch die Scherarbeit in der Scherzone, die Schneidkantenverrundung mit Reibung bzw. Verschleiß an der Freifläche verursacht werden. Deutlich ist zu erkennen, dass bei kleine-rem Vorschub größere Schnittkraftanteile der Schneidkantenverrundung bzw. des Verschleißes entstehen. Erwartungsgemäß steigt der Einfluss der Scherarbeit sowohl absolut als auch prozentual mit größer werdendem Vor-schub. Die einzelnen Prozesskraftanteile der Vorschubkraft liefert Abbildung 6-10. Es sind die berechneten Vorschubkraftanteile aus Abbildung 6-5 der Geo-metrie Typ 54B dargestellt. Anhand der Vorschubkraftanteile lässt sich für unterschiedliche Schnittgeschwindigkeiten und Zahnvorschüben der Einfluss der Verrundung/ des Verschleißes und der Scherarbeit darstellen (Abbildung 6-11).

132 Kraftberechnung

0

50

100

150

200

0 2 3 5 6 8 9Standfläche [m2]

Vors

chub

kraf

t Ff [

N]

Ff Verrundung/ VerschleißFf Scherzone

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54BGeschw.: 1000 m/minZahnvorschub: fz=0,032mm konst.

Abbildung 6-10: Berechnete Vorschubkraftanteile der Geometrie Typ 54B in Abhän-gigkeit der Standfläche für eine Schnittgeschwindigkeit vc = 1000 m/min und einen

Zahnvorschub fz = 0,032 mm

463,9 402,7

324,0281,4

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1 2

Parameter

Vors

chub

kraf

t Ff [

N]

FcVerrundung/ Verschleiß

Fc Scherzone

vc=1000 m/min fz=0,032 mm

vc=1000 m/min fz=0,048 mm

Werkstoff: AlSi7Mg0,3Sägezahn: Typ 54B

Abbildung 6-11: Verteilung der Schnittkraftanteile der Geometrie Typ 54B für eine Schnittgeschwindigkeit vc = 1000 m/min und zwei Zahnvorschübe fz = 0,032 mm und fz

= 0,048 mm

Kraftberechnung 133

In Abbildung 6-11 sind die entsprechenden Schnittkraftanteile für eine Schnittgeschwindigkeit und zwei Zahnvorschübe dargestellt, die durch die Scherarbeit in der Scherzone und die Schneidkantenverrundung mit Reibung bzw. Verschleiß an der Freifläche verursacht werden. Deutlich ist zu erken-nen, dass bei größerem Vorschub kleinere Schnittkraftanteile der Schneid-kantenverrundung bzw. des Verschleißes eingebracht werden. Dies liegt daran, dass durch den vergrößerten Zahnvorschub die Schneide weit ober-halb der kritischen Spantiefe eingesetzt wird und dadurch ein geringerer Ver-schleiß/ Abrieb bzw. Verlust der Schneidkante verursacht.

6.5 Zusammenfassung der Berechnungsmethode Die Berechnungsmethode hat gezeigt, dass ein detailliertes mathematisches Modell der Sägezähne, welches die Form der Schneidkante, Einflüsse der Schneidkantenverrundung sowie den Freiflächenverschleiß berücksichtigt, die Basis für eine Betrachtung der Schnitt- und Vorschubkräfte liefert. Ziel ist es, den in das Werkstück fließenden Anteil der Prozesskräfte mög-lichst genau in Schnitt- und Vorschubrichtung zu bestimmen, um dann Aus-sagen über die zu erwartenden Kräfte besonders in Vorschubrichtung treffen zu können. Vor allem die Kräfte in Vorschubrichtung sind beim Sägen von besonderer Bedeutung, denn bei zu großen Vorschubkräften wird der Wider-stand, den das Band gegenüber der Vorschubkraft aufbringen muss zu groß, es kommt zum Versagen des Werkzeuges. Die gute Übereinstimmung des mathematischen Modells mit der Realität konnte durch eine Verifizierung mit Zerspanversuchen nachgewiesen werden. Mit Hilfe der Modellierung war es möglich, die Gesamtprozesskräfte in ihre einzelnen Anteile, welche von der Schneidkantenverrundung, dem Verschleiß sowie dem primären Scherpro-zess verursacht werden, zu zerlegen.

134 Zusammenfassung und Ausblick

7 Zusammenfassung und Ausblick

In dieser Arbeit wurden die technischen und physikalischen Eigenschaften diamantbeschichteter Sägezähne auf Basis eines Modellversuchs in Abhän-gigkeit verschiedener Prozessparameter und Werkstoffe ermittelt. Es konnte nachgewiesen werden, dass der Standweg von Sägezähnen direkt von der Beschaffenheit der Beschichtung abhängt. Zusammenfassend zeigte sich in den Parameterversuchen, dass die Pro-zesskräfte mit größer werdendem Vorschub nahezu linear ansteigen. Bei den Standflächenversuchen traten mit zunehmender Standfläche bei den kleinen und großen Zahnvorschüben sehr große Vorschubkräfte und Verschleißmar-kenbreiten auf, was bei den kleinen Zahnvorschüben auf einen zu geringen Vorschub zurückzuführen ist, der keinen gesicherten Zerspanprozess erlaubt und bei den großen Zahnvorschüben eine zu starke Belastung für die Schneidkante darstellt. Tendenziell ist bezüglich der Werkzeuggeometrie eine Abhängigkeit der Kräf-te Fc, Ff und Fp von der Kontaktflächengröße durch den Zahnvorschub zu erkennen, wobei die Sägezähne mit zu großen Zahnvorschüben und dem-entsprechend einer größeren Kontaktfläche größere Kräfte erzeugen. Der Schnittkanal zeigte für zu groß gewählte Zahnvorschübe ein unsymmet-risches Aussehen, welcher durch den ungleichförmigen Verschleiß hervorge-rufen wird. Dies ließ sich auch an erhöhten Passivkräften erkennen, welche maßgeblich für einen schrägen Schnitt und den Verlauf eines Sägebandes verantwortlich waren. Bei AlSi7Mg0,3 ist die Schnittkraft Fc linear abhängig von der Zustelltiefe. Für die Vorschubkraft Ff und die Passivkraft Fp ergeben sich durch die Adhäsi-onsneigung und dem abrasiven Verhalten dieses Aluminiumwerkstoffes teil-weise nichtlineare Kraftverläufe, die sich durch Aufschweißungen und star-kem Freiflächenverschleiß äußern. Bezüglich der Sägezähne ist bei AlSi7Mg0,3 zu erkennen, dass die Werk-zeuge mit einer Diamantbeschichtung und einer dementsprechend kleineren Reibungszahl und geringerem Adhäsionsverhalten, kleinere Kräfte, geringere Ausbrüche und geringeren Verschleiß an der Freifläche erzeugen.

Zusammenfassung und Ausblick 135

Bei unbeschichteten Sägezähnen ergeben sich durch die starken Auf-schweißungen an der Schneidkante nicht definierbare Reibbedingungen in der direkten Kontaktzone zwischen Werkzeug und Werkstück. Die resultie-renden Kräfte hängen deshalb tendenziell stärker von den jeweiligen Auf-schweißungen bzw. Reibbedingungen und Ausbrüchen ab. Auch bei AlCu4PbMgMn ist die Schnittkraft Fc linear abhängig von der Zu-stelltiefe. Für die Vorschubkraft Ff und die Passivkraft Fp ergeben sich durch die geringe Adhäsionsneigung lineare Kraftverläufe. Durch die Zugabe von Blei entstehen geringere Aufschweißungen. Bezüglich der Sägezähne ist bei AlCu4PbMgMn zu erkennen, dass die Werkzeuge mit einer Diamantbeschichtung und einer dementsprechend klei-neren Reibungszahl und geringerem Adhäsionsverhalten, kleinere Kräfte, geringere Ausbrüche und geringeren Verschleiß an der Freifläche erzeugen. Bei unbeschichteten Sägezähnen ergeben sich an der Schneidkante nur teilweise nicht definierbare Reibbedingungen in der direkten Kontaktzone zwischen Werkzeug und Werkstück und Ausbrüche. Für die geprüfte Diamantbeschichtung lässt sich im Allgemeinen festhalten, dass Sie für das Zerspanen von Aluminiumwerkstoffen geeignet ist. Die Ab-scheidung an der Atmosphäre erscheint als ein sinnvoller Prozess bei derar-tigen Werkzeugen. Der Vorbehandlung des Zahnsubstrates muss eine große Aufmerksamkeit geschenkt werden, da ansonsten eine geringe Schichthaf-tung und damit verbunden ein schneller Verlust der Schicht vorprogrammiert ist. Der in Kapitel 5 beschriebene Modellversuch bietet die Möglichkeit, die Kräf-te und das Verhalten an der realen Werkzeuggeometrie zu ermitteln. Mit Hilfe des Modellversuchs könnte die Entwicklung von Sägebändern komplett von der herkömmlichen Vorgehensweise entkoppelt werden, bei dem umfangrei-che Sägeschnitte mit Werkzeugprototypen durchgeführt werden müssen, um die Prozessparameter und die Verschleißfestigkeit der Werkzeuge zu ermit-teln. Ein detailliertes mathematisches Modell, welches die Form der Schneidkan-te, Einflüsse des Zahnvorschubes, der Schneidkantenverrundung sowie des Freiflächenverschleißes berücksichtigte, bildete die Basis für eine Kräftebe-

136 Zusammenfassung und Ausblick

trachtung. Mit Hilfe der Modellierung war es möglich, die Gesamtprozesskräf-te für jeden Zahn in die einzelnen Anteile, welche von der Schneidkantenver-rundung, dem Verschleiß, dem Zahnvorschub sowie dem primären Scher-prozess verursacht wurden, zu zerlegen. Die Vorgehensweise stellt eine kostengünstige und schnelle Methode zur Entwicklung von Sägebändern für unterschiedlichste Belange dar. Die nicht nur auf theoretischen Überlegungen basierende Simulationen des Ferti-gungsprozesses Bandsägen erlaubt, die berechneten Ergebnisse im Modell-versuch zu verifizieren und am Ende ein optimal entwickeltes Sägeband zu liefern. Das mathematische Modell bildet die Vorgänge an der Schneidkante ab. In einem nächsten Schritt sind die Auswirkungen makroskopischer sowie mik-roskopischer Veränderungen der Schneidengeometrie auf die Prozesskräfte theoretisch zu bestimmen. In einem erweiterten Modell sollte der Einfluss der makroskopischen Schneidengeometrie auf die Spanbildung beim Sägen un-ter Zuhilfenahme der FEM untersucht werden.

Literaturverzeichnis 137

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