schlussbericht - wirtschaftsvereinigung metalle · 2016. 5. 31. · zerspanbarkeitsprobleme bei...

Schlussbericht

zu dem IGF-Vorhaben

Entwicklung angepasster Werkzeuge und Bearbeitungsstrategien zur Steigerung der

Produktivität und Prozesssicherheit bei der Gewindeherstellung und beim Bohren von

schwer zerspanbaren bleifreien Kupferwerkstoffen

der Forschungsstelle(n)

Werkzeugmaschinenlabor WZL der RWTH Aachen

Das IGF-Vorhaben 17953 N der Forschungsvereinigung Stifterverband Metalle e. V. wurde über die

im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF) vom

aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert.

Aachen, den 11.03.2016 Dr.-Ing. Dipl.-Wirt.-Ing. Benjamin Döbbeler Ort, Datum Name und Unterschrift des/der Projektleiter(s)

an der/den Forschungsstelle(n)

IGF-Forschungsvorhaben 17953 N

Gewinden und Bohren bleifreier Kupferwerkstoffe

Kurzfassung

Kupferwerkstoffe zeichnen sich durch eine hohe thermische und elektrische Leitfä-

higkeit sowie eine hervorragende antibakterielle Wirkung aus und finden daher in den

verschiedensten technischen Bereichen Verwendung. Zur Verbesserung der Zer-

spanbarkeit wird Kupferwerkstoffen oftmals Blei zulegiert, sofern ihre Funktionsei-

genschaften dadurch nicht beeinträchtigt werden. Durch eine veränderte Gesetzge-

bung aufgrund der umwelt- und gesundheitsschädlichen Wirkung von Blei zeichnet

sich jedoch eine enorme Reduzierung dieses Elements in Kupferlegierungen ab.

Durch den Verzicht auf Blei wird die Zerspanbarkeit der Kupferwerkstoffe im Ver-

gleich zu den bleihaltigen Legierungen signifikant verschlechtert. Aufbauend auf dem

Vorgängerprojekt IGF 16867 N zum Außenlängsdrehen, Einstechdrehen und Bohren

(d = 6 mm) lag der Fokus in diesem Forschungsvorhaben auf der Gewindeherstel-

lung (M24 Außen- sowie M16 und M3 Innengewinde) und dem Bohren mit d = 1 mm.

Ziel des Forschungsvorhabens war eine gegenüber dem derzeitigen Stand der

Technik signifikante Steigerung der Produktivität und Prozesssicherheit beim Bohren

mit d = 1 mm und bei der Gewindeherstellung schwer zerspanbarer bleifreier Kup-

ferwerkstoffe. Zur Realisierung dieser Zielsetzung wurden zunächst die primären

Zerspanbarkeitsprobleme bei diesen Fertigungsverfahren in Abhängigkeit von den

Eigenschaften der Kupferwerkstoffe grundlegend erforscht. Ausgehend hiervon er-

folgte eine Anpassung der Werkzeuggeometrien, Schneidstoffe und Beschichtungen,

Bearbeitungsstrategien, Technologieparameter und Kühlschmierstoffstrategien. Auf-

bauend auf Zerspanversuchen an der Forschungsstelle wurden Praxisversuche in

zwei im Projektbegleitenden Ausschuss (PA) vertretenen KMU, Carl Leipold und

Rebmann, durchgeführt, um zum einen die an der Forschungsstelle erarbeiteten

Lösungen unter praxisnahen Randbedingungen zu erproben und zum anderen die

Stückzahlen pro Werkzeug zu erhöhen, um gezieltere Aussagen über den Werk-

zeugverschleiß und die maximal zu erreichenden Standmengen treffen zu können.

Mit Abschluss des Forschungsvorhabens konnten der kupfererzeugenden und -

verarbeitenden Industrie konkrete Lösungsansätze für die Gewindeherstellung und

das Bohren bleifreier Kupferwerkstoffe zur Verfügung gestellt werden. Durch die

Definition von Richtwerten und Empfehlungen wurde die Grundlage für eine direkte

Umsetzung der Forschungsergebnisse in die industrielle Praxis geschaffen.

Das Ziel des Forschungsvorhabens wurde erreicht.

Verfasser: Dipl.-Ing. Christoph Nobel, Lehrstuhl für Technologie der Fertigungsver-

fahren, Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Dr. h.c. Dr. h.c. Fritz Klocke



Danksagung

Die Forschungsstelle, das Werkzeugmaschinenlabor der RWTH Aachen, bedankt

sich ganz herzlich

Bei der AiF und dem BMWi für die Förderung des Forschungsprojektes

Beim Stifterverband Metalle für die sehr gute Betreuung während der Durch-

führung des Forschungsprojektes

Beim Deutschen Kupferinstitut für die Unterstützung bei der Antragstellung

und Durchführung des Forschungsprojektes

Bei den Mitgliedern des Projektbegleitenden Ausschusses:

o Aurubis Stolberg GmbH & Co. KG, Stolberg

o Carl Leipold GmbH, Wolfach

o Deutsches Kupferinstitut e.V., Düsseldorf

o Flühs Drehtechnik GmbH, Lüdenscheid

o Gebr. Kemper GmbH & Co. KG, Olpe

o Gühring KG, Sigmaringen-Laiz

o Hartmetall-Werkzeugfabrik Paul Horn GmbH, Tübingen

o Jokisch GmbH, Oertlinghausen

o KME Germany GmbH & Co. KG, Osnabrück

o lebronze alloys Germany GmbH, Lüdenscheid

o Phoenix Contact Deutschland GmbH, Blomberg

o Rebmann GmbH, Eberdingen

o Rink & Bettig GmbH & Co. KG, Attendorn

o Rother Technologie GmbH & Co. KG, Bad Urach

o Rudolf Brokamp GmbH & Co. KG, Attendorn

o Viega GmbH & Co. KG, Attendorn

o Wieland Electric GmbH, Bamberg

o Wieland-Werke AG, Ulm

o Willy Kreutz GmbH & Co. KG, Steinfeld

für die Unterstützung der Forschungsarbeiten durch die Bereitstellung von

Versuchswerkstoffen, Zerspanwerkzeugen und Kühlschmierstoffen, für die ak-

tive Mitarbeit im Projektbegleitenden Ausschuss, für die konstruktiven Diskus-

sionen und für die zahlreichen Hinweise und Vorschläge für die erfolgreiche

Durchführung des Forschungsprojektes. Ein besonderer Dank gilt darüber

hinaus den Firmen Carl Leipold und Rebmann für die Bereitstellung von Ver-

suchsanlagen und für die Durchführung umfangreicher Zerspanversuche.

I Inhaltsverzeichnis i

I Inhaltsverzeichnis

I Inhaltsverzeichnis .............................................................................................. i

II Abbildungsverzeichnis .................................................................................... iii

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

2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungsprojektes ....................... 3

2.1 Zielsetzung ................................................................................................... 3

2.2 Vorgehensweise und Arbeitsprogramm ....................................................... 3

3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe .................................................... 7

4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde .................................. 13

4.1 Grundlegende Untersuchungen zur Analyse der werkstoffspezifischen

Zerspanprobleme (AP 1) ............................................................................ 13

4.2 Einfluss der Werkzeuggeometrie (AP 2) .................................................... 19

4.3 Leistungspotential verschiedener Schneidstoffe und Beschichtungen

(AP 3) ......................................................................................................... 22

4.4 Leistungspotential verschiedener Fertigungsverfahren zur

Gewindeherstellung (AP 4)......................................................................... 24

4.5 Einfluss der KSS-Zuführstrategie und Optimierung der Schnittparameter

(AP 5 und 6) ............................................................................................... 27

5 Gewindebohren von M3 Innengewinden ....................................................... 31



5.2 Lösungen zur Optimierung des Zerspanergebnisses bei der Herstellung

von M3 Innengewinden (AP 2 - 6) .............................................................. 36

6 Bohren mit d = 1 mm ....................................................................................... 52



6.2 Einfluss der Werkzeuggeometrie (AP 2), des Schneidstoffs und der

Beschichtung (AP 3) sowie der Schnittparameter (AP 6) ........................... 58

6.3 Einfluss des KSS-Mediums und der KSS-Zuführstrategie (AP 5)............... 66

7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) .......................... 72

I Inhaltsverzeichnis ii

8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die

Gewindeherstellung ............................................................................................... 93

8.1 Gewindedrehen von M24 Außengewinden und M16 Innengewinden ........ 93

8.2 Gewindebohren, -fräsen und -formen von M3 Innengewinden ................... 94

8.3 Bohren mit d = 1 mm .................................................................................. 96

9 Ergebnistransfer in die Wirtschaft ................................................................. 98

III Literaturverzeichnis ...................................................................................... 100

II Abbildungsverzeichnis iii

II Abbildungsverzeichnis

Bild 1: Arbeitsdiagramm nach Forschungsantrag .................................................... 6

Bild 2: Übersicht über die Versuchswerkstoffe ........................................................ 7

Bild 3: Zuordnung der Versuchswerkstoffe zu den jeweiligen Gewindegrößen und

Fertigungsverfahren ..................................................................................... 8

Bild 4: Vorgehen und Schnittparameter in den Grundlagenversuchen zum

Gewindedrehen .......................................................................................... 13

Bild 5: Versuchsaufbau auf dem Stangendrehautomaten Traub TNS 42 zum

Gewindedrehen .......................................................................................... 14

Bild 6: In den Grundlagenversuchen zum Gewindedrehen eingesetzte

Versuchsrandbedingungen und Werkzeuge .............................................. 14

Bild 7: Eigenschaften verschiedener Zustellungsarten beim Gewindedrehen ....... 15

Bild 8: Oberflächenqualität beim Drehen von M24 Außengewinden mit

Radialzustellung ......................................................................................... 16

Bild 9: Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden mit Radialzustellung 17

Bild 10: Werkzeugverschleiß nach dem Drehen von 400 M24 Außengewinden . 18

Bild 11: Schneidplatten mit Spanleitstufe zur Verbesserung des Spanbruchs beim

Gewindedrehen ...................................................................................... 19

Bild 12: Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden mit

Flankenzustellung in Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie............ 21

Bild 13: Gewindequalität beim Drehen von M24 Außengewinden mit

Flankenzustellung in Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie............ 22

Bild 14: Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen nach 400 Gewinden mit einer

TiAlN-beschichteten Hartmetallschneidplatte ......................................... 23

Bild 15: Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen nach 400 Gewinden mit einer

AlCrN-beschichteten Hartmetallschneidplatte......................................... 24

II Abbildungsverzeichnis iv

Bild 16: Versuchsprogramm und -aufbau zum Fräsen von M24 Außen- und M16

Innengewinden ....................................................................................... 25

Bild 17: Oberflächenqualität beim Fräsen von M24 Außen- und M16

Innengewinden ....................................................................................... 26

Bild 18: Vergleich der Fertigungszeit zur Herstellung eines M24 Außen- und M16

Innengewindes ........................................................................................ 27

Bild 19: Klassifizierung der Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden 29

Bild 20: Klassifizierung der Gewindequalität beim Drehen von M24

Außengewinden ...................................................................................... 30

Bild 21: Versuchsprogramm und Werkzeuge zum Gewindebohren .................... 32

Bild 22: Versuchsaufbau auf der Chiron FZ 15 zur Herstellung von M3

Innengewinden ....................................................................................... 32

Bild 23: Drehmomente beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen in

Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit ......................................... 33

Bild 24: Spanformen beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen .... 34

Bild 25: Verlauf des Freiflächenverschleißes beim Gewindebohren verschiedener

Kupferlegierungen .................................................................................. 35

Bild 26: Zum Gewindebohren eingesetzte Werkzeugtypen ................................. 37

Bild 27: Zum Gewindeformen und -fräsen eingesetzte Werkzeugtypen .............. 37

Bild 28: Spanformen beim Gewindebohren bleifreier Cu-Zn-Legierungen in

Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie ............................................. 38

Bild 29: Spanformen beim Gewindebohren bleifreier Kupferlegierungen in

Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie ............................................. 39

Bild 30: Vergleich des Drehmoments beim Gewindebohren und -formen ........... 40

Bild 31: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von

CuZn39Pb3 und CuZn21Si3P ................................................................ 42

Bild 32: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von CuZn42

und CuZn40-1 (EnViB 1) ........................................................................ 43

II Abbildungsverzeichnis v

Bild 33: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von

CuCr1Zr .................................................................................................. 44

Bild 34: Eingesetzte Gewindepaste der Fa. Jokisch ........................................... 45

Bild 35: Eingesetzte Aerosoltrockenschmierung (ATS) der

Fa. Rother Technologie .......................................................................... 46

Bild 36: Vergleich des Drehmoments in Abhängigkeit von der KSS-Strategie ..... 47

Bild 37: Versuchsbedingungen und eingebrachte Anzahl an Gewinden bei der

Herstellung von M3 Innengewinden in Cu-Zn-Legierungen .................... 49

Bild 38: Vergleich des Werkzeugverschleißes beim Gewindebohren von CuZn42

in Abhängigkeit von der KSS-Strategie ................................................... 50

Bild 39: Versuchsbedingungen und eingebrachte Anzahl an Gewinden bei der

Herstellung von M3 Innengewinden in bleifreie Kupferlegierungen ........ 51

Bild 40: Versuchsprogramm zum Bohren mit d = 1 mm in den

Grundlagenversuchen ............................................................................ 53

Bild 41: Einfluss der Bearbeitungsstrategie auf das Auftreten von

Werkzeugbrüchen nach 30 hergestellten Bohrungen ............................. 54

Bild 42: Vorschubkraft beim Bohren in Abhängigkeit von der Bohrungsanzahl ... 55

Bild 43: Spanformen beim Bohren verschiedener Kupferlegierungen ................. 55

Bild 44: Werkzeugverschleiß beim Bohren von Cu-ETP und CuZn21Si3P ......... 56

Bild 45: Werkzeugverschleiß beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen ................... 57

Bild 46: In den Optimierungsversuchen eingesetzten Werkzeuggeometrien und

Schneidstoffe zum Bohren ...................................................................... 58

Bild 47: Kombination der eingesetzten Werkzeuggeometrien mit verschiedenen

PVD-Beschichtungen .............................................................................. 59

Bild 48: Übersicht über Schichtwerkstoffe von Gühring (Quelle: Gühring) ........... 60

Bild 49: Verlauf der Vorschubkraft beim Bohren von CuZn42 und CuZn21Si3P . 61

Bild 50: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn42 und CuZn21Si3P ......... 62

II Abbildungsverzeichnis vi

Bild 51: Verlauf der Vorschubkraft in Abhängigkeit vom Vorschub, Werkstoff,

Schneidstoff, von der Beschichtung und Werkzeuggeometrie ................ 63

Bild 52: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit

HSS-E GU 500 Werkzeugen (vc = 40 m/min) ......................................... 64


Hartmetall-Werkzeugen (vc = 40 m/min) ................................................. 65


variierender Schnittgeschwindigkeit ........................................................ 66

Bild 55: Vorschubkraft beim Bohren in Abhängigkeit von der KSS-Strategie ...... 67

Bild 56: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn21Si3P in

Abhängigkeit von der KSS-Strategie ...................................................... 68

Bild 57: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn42 in Abhängigkeit

von der KSS-Strategie ............................................................................ 69

Bild 58: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn40-1 und Cu-ETP

beim Einsatz der ATS-Technologie ........................................................ 69

Bild 59: Vergleich der Bohrungsqualität zwischen konventioneller

Überflutungskühlung und ATS-Technologie ........................................... 70

Bild 60: Definition des Musterbauteils in den Praxisversuchen ............................ 73

Bild 61: Für die Praxisversuche eingesetzte Rundtaktmaschine ......................... 73

Bild 62: Zuordnung der Fertigungsprozesse zu den Stationen der

Rundtaktmaschine .................................................................................. 74

Bild 63: Zuordnung der Bohrungen, Gewinde und Stationen zum definierten

Musterbauteil .......................................................................................... 74

Bild 64: Mechanische Eigenschaften und Bleigehalt der Versuchswerkstoffe ..... 75

Bild 65: Übersicht über die in den Praxisversuchen eingesetzten Gühring-

Werkzeuge.............................................................................................. 75

Bild 66: Versuchsprogramm in den Praxisversuchen .......................................... 76

Bild 67: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn40-10 ................. 77

II Abbildungsverzeichnis vii

Bild 68: Spanformen beim Bohren und Gewindebohren in CuZn40-10 ............... 78

Bild 69: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn40-10 ................................ 79

Bild 70: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn40-1079

Bild 71: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn40-10 .... 80

Bild 72: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn42 ...................... 82

Bild 73: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn42 ...................................... 83

Bild 74: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn42 ... 84

Bild 75: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn42 ......... 85

Bild 76: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn21Si3P............... 86

Bild 77: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn21Si3P

(Sacklochbohrungen) .............................................................................. 87

Bild 78: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn21Si3P

(Durchgangsbohrungen) ......................................................................... 88

Bild 79: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von

CuZn21Si3P ........................................................................................... 89

Bild 80: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn21Si3P . 90

Bild 81: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn39Pb3 ................ 91

Bild 82: Empfehlungen und Richtwerte für das Gewindedrehen: M24

Außengewinde ........................................................................................ 93

Bild 83: Empfehlungen und Richtwerte für das Gewindedrehen: M16

Innengewinde ......................................................................................... 94

Bild 84: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von

M3 Innengewinden ................................................................................. 95

Bild 85: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von 1 mm

Sacklochbohrungen ................................................................................ 96

Bild 86: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von 1 mm

Durchgangsbohrungen ........................................................................... 97

1 Einleitung 1

1 Einleitung

In den letzten Jahren sind durch die Gesetzgebung in vielen Bereichen die Auflagen

zum Schutz von Gesundheit und Umwelt erheblich ausgeweitet und / oder verschärft

worden. Betroffen hiervon ist insbesondere ein Verbot bzw. eine drastische Reduzie-

rung von Blei als Legierungszugabe in Kupferlegierungen [AEG00, BGB01, AEG02].

In einem aktuell am WZL der RWTH Aachen durchgeführten Forschungsprojekt

(IGF16867N) wurde festgestellt, dass eine Vielzahl bleifreier Kupferlegierungen bei

der spanenden Bearbeitung mit derzeit am Markt erhältlichen Standardwerkzeugen

zur Bildung langer Band- und Wirrspäne sowie zu starker Gratbildung neigen. Zudem

verursachen sie erhöhte Zerspankräfte und -temperaturen und einen erhöhten Werk-

zeugverschleiß im Vergleich zu bleihaltigen Kupferwerkstoffen. Für die Hersteller und

Zerspaner von Kupferlegierungen bedeutet eine Umstellung auf bleifreie Kupfer-

werkstoffe daher eine dramatische Verschlechterung von Produktivität und Prozess-

sicherheit und damit einen enormen Anstieg der Bearbeitungskosten.

Im Rahmen des Vorgängerprojektes (IGF16867N) wurden an die Bearbeitung der

bleifreien Kupferlegierungen angepasste Werkzeuge für die Drehbearbeitung entwi-

ckelt und darüber hinaus die Kühlschmierstoffzuführung sowie die Schnittparameter

optimiert. Durch diese werkzeug- und prozessseitige Optimierung wurde eine signifi-

kante Steigerung der Produktivität und Prozesssicherheit bei der Drehbearbeitung

bleifreier Kupferwerkstoffe erzielt.

Zentrale Schwerpunkte des Vorgängerprojektes (IGF16867N) waren das Außen-

längsdrehen und radiale Einstechdrehen. Ein weiterer Fokus lag auf dem Bohren.

Die Untersuchungen beschränkten sich hier jedoch auf einen Bohrungsdurchmesser

von 6 mm. Zur Herstellung von Bauteilen in der industriellen Praxis sind in der Regel

weitere Bearbeitungsverfahren erforderlich. Von den kupfererzeugenden und

-verarbeitenden Unternehmen und dem Deutschen Kupferinstitut (DKI) wurde das

beantragte Forschungsvorhaben angestoßen, da zwei weitere Verfahren identifiziert

wurden, die eine hohe technische und wirtschaftliche Relevanz besitzen und bei

denen enorme Probleme bei der Bearbeitung bleifreier Kupferwerkstoffe auftreten.

Dies betrifft zum Einen die Herstellung von Innen- und Außengewinden, z.B. für

Fittings in der Trinkwasserindustrie und zum Anderen das Einbringen von Bohrungen

mit einem Durchmesser ≤ 1 mm, die in erster Linie zur Herstellung von Bauteilen für

die Elektroindustrie erforderlich sind. Eine Übertragung der bisherigen Ergebnisse

zum Bohren mit D = 6 mm ist aufgrund von Größeneffekten nicht ohne Weiteres

möglich [Liu05, Kloc10]. Für die geplante Umstellung fehlen jedoch geeignete Tech-

nologieparameter wie Werkzeuge, Schnittwerte und Kühlschmierstoff (KSS)-Medium.

Der Aufwand für die Entwicklung einer leistungs- und wettbewerbsfähigen Technolo-

1 Einleitung 2

gie für die Bearbeitung bleifreier Legierungen übersteigt jedoch die personellen und

finanziellen Möglichkeiten von KMU’s.

Andere Fertigungsverfahren, wie z.B. das Räumen oder die Feinbearbeitung von

Bohrungen mittels Reiben, spielen in der kupferverarbeitenden Industrie eine unter-

geordnete Rolle. Beim Fräsen sind bedingt durch den unterbrochenen Schnitt die

sich ergebenden Probleme bei der Bearbeitung bleifreier Kupferwerkstoffe nicht so

hoch wie bei Verfahren im kontinuierlichen Schnitt. Lange Band- und Wirrspäne

werden hier beispielsweise nicht erzeugt. Beim Bohren mit D ≤ 1 mm und bei der

Gewindeherstellung in bleifreie Kupferwerkstoffe kommt es jedoch bedingt durch

geringe Spanungsquerschnitte oft zur Bildung ungünstiger Spanformen. Das Aufwi-

ckeln der Späne um das Werkstück oder Werkzeug reduziert die Prozesssicherheit

und verursacht Maschinenstillstandzeiten. Weitere Probleme ergeben sich durch

verstärkte Gratbildung im Vergleich zu bleihaltigen Kupferwerkstoffen sowie durch

höhere Zerspankräfte und stärkeren Werkzeugverschleiß. Hieraus resultiert eine

äußerst geringe Produktivität und Prozesssicherheit bei der Gewindeherstellung und

beim Bohren in bleifreie Kupferwerkstoffe. Zentrales Anliegen des Projektes ist es,

durch die Entwicklung angepasster Werkzeuge und Bearbeitungsstrategien die Pro-

duktivität (höhere Schnittparameter, kürzere Fertigungszeiten) und Prozesssicherheit

(Vermeidung von langen Wendel-, Band- und Wirrspänen, Vermeidung von Werk-

zeugbruch, minimale Gratbildung) bei der Gewindeherstellung und beim Bohren (D ≤

1 mm) von schwer zerspanbaren bleifreien Kupferwerkstoffen signifikant zu steigern.

Dadurch soll ein wesentlicher Beitrag zur Reduzierung der Fertigungskosten und zur

Sicherung der Wettbewerbsfähigkeit insbesondere von KMU‘s geleistet werden.

2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungsprojektes 3

2 Zielsetzung und Vorgehensweise des Forschungspro-

jektes

2.1 Zielsetzung

Ziel des Forschungsvorhabens war eine gegenüber dem derzeitigen Stand der

Technik signifikante Steigerung der Produktivität und Prozesssicherheit beim Bohren

mit Durchmesser D ≤ 1 mm und bei der Gewindeherstellung in schwer zerspanbare

bleifreie Kupferwerkstoffe. Zur Realisierung dieser Zielsetzung wurden zunächst die

primären Zerspanbarkeitsprobleme bei diesen Fertigungsverfahren in Abhängigkeit

der Werkstoffe grundlegend erforscht und analysiert. Ausgehend hiervon erfolgte

eine Anpassung der Werkzeuggeometrien, Schneidstoffe und Beschichtungen, Be-

arbeitungsstrategien, Technologieparameter und Kühlschmierstoffstrategien. In die-

sem Zusammenhang stand darüber hinaus das Ziel, die Gefahr von Werkzeugbrü-

chen signifikant zu reduzieren und damit die Prozesssicherheit zu steigern. Dies ist

insbesondere bei der Herstellung von Gewinden höchst bedeutsam, da Gewinde in

der Regel als letzter Fertigungsschritt in der gesamten Prozesskette eingebracht

werden und die zu bearbeitenden Bauteile bereits einen hohen Wert haben.

In Ergänzung zum Vorgängerprojekt IGF16867N war es des Weiteren das Ziel, den

kupfererzeugenden und -verarbeitenden Unternehmen das bislang fehlende Know-

How zu vermitteln, Bauteile aus bleifreien Kupferwerkstoffen möglichst mit der glei-

chen Wirtschaftlichkeit herstellen zu können wie Bauteile aus bleihaltigen Legierun-

gen. Das erarbeitete Know-how kann von den kupfererzeugenden und -

verarbeitenden Unternehmen für die Umstellung vorhandener Anlagen, für die Kon-

zeption neuer Anlagen oder für die Beratung der Abnehmer, die Kupferteile bearbei-

ten, genutzt werden. Übergeordnetes Ziel war es, durch eine höhere Produktivität

und Prozesssicherheit beim Bohren mit Durchmessern ≤ 1 mm und bei der Gewin-

deherstellung in bleifreie Kupferlegierungen die Wettbewerbsfähigkeit insbesondere

kleiner und mittelständischer, auf die Bearbeitung von Kupferlegierungen spezialisier-

ter Unternehmen nachhaltig zu sichern und auszubauen.

2.2 Vorgehensweise und Arbeitsprogramm

Die Zielsetzung, die Produktivität und Prozesssicherheit beim Bohren mit D ≤ 1 mm

und bei der Gewindeherstellung zu steigern, erforderte einen Systemansatz, d.h.

eine optimale Abstimmung des Gesamtsystems bestehend aus Werkzeug (Schneid-

stoff, Beschichtung, Geometrie), Prozessparameter, Bearbeitungsstrategie und KSS-

Medium bzw. -Zuführung auf die besonderen Anforderungen der bleifreien Werkstof-


fe. Zur Realisierung dieser Zielsetzung wurden Forschungs- und Entwicklungsarbei-

ten auf insgesamt vier Ebenen durchgeführt:

Grundlagenuntersuchungen zur Analyse der werkstoffspezifischen Zer-

spanprobleme beim Bohren (D ≤ 1 mm) und Gewinden

Optimierungs- und Verifizierungsversuche zur Steigerung von Produktivität,

Zeitspanvolumen und Prozesssicherheit

Erprobung der erarbeiteten Ergebnisse unter praxisnahen Bedingungen bei

im PA vertretenen Unternehmen zur Überprüfung der Anwendbarkeit und

Verifizierung der Forschungsergebnisse sowie zur Ableitung von Erkennt-

nissen für die Weiterführung der F&E-Arbeiten am Institut

Transfer der Ergebnisse in die Wirtschaft

In den Grundlagenuntersuchungen wurden alle Versuchswerkstoffe eingesetzt, vgl.

Bild 2. Aufbauend auf den Erkenntnissen aus dem Vorgängerprojekt IGF16867N

wurden die primären Zerspanprobleme beim Bohren mit D ≤ 1 mm und bei der Ge-

windeherstellung identifiziert und das Leistungspotential von derzeit am Markt erhält-

lichen Standardwerkzeugen ermittelt. Basierend auf den Ergebnissen der Grundla-

genuntersuchungen wurden Kurzzeitversuche zur Optimierung von Spanbildung,

Zeitspanvolumen, Werkzeugverschleiß, Prozesssicherheit und Produktivität durchge-

führt. Die hierbei erzielten Ergebnisse wurden wiederum an ausgewählten Legierun-

gen in Langzeitversuchen verifiziert. In Abstimmung mit dem Projektbegleitenden

Ausschuss wurden die Optimierungs- und Verifizierungsversuche nicht mehr an allen

Werkstoffen durchgeführt, sondern im Wesentlichen auf die Werkstoffe begrenzt, die

die größten Zerspanbarkeitsprobleme bereiteten. Die in den Zerspanversuchen am

Institut angewandten Bearbeitungsparameter, hierzu gehören neben den Schnittwer-

ten und Werkzeugen auch der Kühlschmierstoff, wurden, um einen möglichst hohen

Praxisbezug zu erreichen, in Abstimmung mit den Mitgliedern des Projektbegleiten-

den Ausschusses festgelegt.

In den Grundlagenuntersuchungen stand bei der Innengewindefertigung das Gewin-

debohren und bei der Außengewindefertigung das Gewindedrehen im Fokus der

Untersuchungen. Dies lag darin begründet, dass diese beiden Fertigungsverfahren in

der industriellen Praxis und den im PA vertretenen Firmen am häufigsten eingesetzt

werden. Nachdem die bei diesen Verfahren auftretenden werkstoffspezifischen Zer-

spanprobleme erforscht wurden, konnten darauf aufbauend Strategien zur Lösung

der Probleme entwickelt werden. Ein wesentlicher Aspekt in diesen Untersuchungen

war die Analyse der Leistungsfähigkeit alternativer Fertigungsverfahren bei der Bear-

beitung der bleifreien Kupferwerkstoffe. Bei der Innengewindefertigung wurden daher

neben dem Gewindebohren das Gewindedrehen, -fräsen und -formen und bei der

Außengewindefertigung das Gewindefräsen untersucht.


Im Vorfeld der Antragsstellung wurden von den im PA vertretenen Unternehmen und

dem DKI die in der Industrie besonders relevanten Gewindegrößen definiert. Bei den

Innengewinden wurde im Rahmen des zu beantragenden Forschungsvorhabens

zwischen den Gewindegrößen M3 und M16 unterschieden. Bei den Außengewinden

lag der Fokus auf M24 Gewinden. Die Einteilung in die unterschiedlichen Gewinde-

größen liegt in den verschiedenen Werkstoffen und deren industriellen Anwendungen

begründet. So müssen in der Elektrotechnik in vielen Fällen Innengewinde im Be-

reich M3 eingebracht werden, während in der Trinkwasserindustrie oftmals größere

Innengewinde im Bereich M16 erforderlich sind. Aus fertigungstechnischer Sicht ist

eine Einteilung in verschiedene Gewindegrößen zudem zwingend erforderlich, da

sich die jeweils möglichen Lösungen zur Verbesserung des Zerspanprozesses für die

jeweiligen Gewindegrößen stark unterscheiden können, z.B. hinsichtlich des an-

wendbaren Fertigungsverfahrens oder der Möglichkeiten zur Gestaltung des Werk-

zeugs. In Abstimmung mit den im PA vertretenen Unternehmen und dem DKI wurde

für jeden Versuchswerkstoff der relevante Größenbereich für Innen- und Außenge-

winde definiert. Hierdurch wurde ein hoher Praxisbezug erreicht und es wurde si-

chergestellt, dass die im Forschungsvorhaben erarbeiteten werkstoffspezifischen

Lösungen von den kupferverarbeitenden Unternehmen in den jeweiligen Anwen-

dungsbereichen umgesetzt werden können. Es sei angemerkt, dass auf die ur-

sprünglich angedachte Fertigung von M6 Außengewinden in Absprache mit dem PA

wegen der geringen industriellen Anwendung im Zerspanungsbereich verzichtet

wurde.

Auf Basis der Zielsetzung und der allgemeinen Vorgehensweise wurden bei der

Antragsstellung für die Durchführung des Forschungsprojektes 8 Arbeitsschritte

definiert, Bild 1.


Bild 1: Arbeitsdiagramm nach Forschungsantrag

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2

3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe 7

3 Charakterisierung der Versuchswerkstoffe

Im Vorfeld der Antragsstellung wurden von den kupfererzeugenden und -

verarbeitenden Unternehmen aus dem projektbegleitenden Ausschuss in Zusam-

menarbeit mit dem DKI repräsentative bleifreie Kupferknet- und -gusswerkstoffe

ausgewählt, die eine hohe technische und wirtschaftliche Relevanz besitzen und sich

im Vorgängerprojekt als schwer zerspanbar erwiesen haben, Bild 2.

Aufgrund von aktuellen Werkstoffentwicklungen weicht die Zusammenstellung leicht

von der des Vorgängerprojektes ab. Wesentliches Kriterium für die Auswahl der

Versuchswerkstoffe war es, mindestens einen Vertreter der Hauptlegierungsgruppen

(Reinkupfer, niedriglegiertes Kupfer, Messing, Messing-Silizium-Legierungen, Zinn-

und Aluminiumbronze sowie Neusilber) mit in das Projekt aufzunehmen. Hierdurch

war garantiert, dass im Rahmen des Forschungsvorhabens nicht nur bestimmte

Anwendungsfälle betrachtet wurden, sondern die Arbeiten ein breites industrielles

Einsatzfeld abdeckten. Zur vergleichenden Beurteilung der Zerspanbarkeit der blei-

freien Kupferlegierungen wurde als Referenzwerkstoff das bleihaltige Automaten-

messing CuZn39Pb3 in die Untersuchungen mit einbezogen. Die Werkstoffe wurden

von den in Bild 2 aufgeführten Unternehmen als vorhabenbezogene Aufwendungen

der Wirtschaft zur Verfügung gestellt.

Bild 2: Übersicht über die Versuchswerkstoffe

Werkstoff Pb-Gehalt Rm / (N/mm2) Rp0,2 / (N/mm2) A / % Härte * / HB

Cu-ETP (Wieland) 0,0008% 309 307 15 85 (82-90)

CuCr1Zr (Wieland) 0,015% 485 400 21 135 (129-141)

CuZn38As (Wieland) 0,21% 392 313 22 91 (80-100)

CuZn40 (Lebronze, EnviB1) 0,008% 650 490 5 182 (174-197)

CuZn40 (Lebronze, EnviB10) 0,099% 498 400 10 151 (146-157)

CuZn42 (Aurubis) 0,08% 628 543 12 202 (196-208)

CuZn42 (Aurubis), geglüht ≈ 0,08% 496 224 33 122 (121-123)

CuZn21Si3P (Wieland), 27 mm 0,051% 733 390 27 204 (190-228)

CuZn21Si3P (Wieland), 10 mm 0,004% 739 502 25 210 (205-216)

CuZn8Si3-C (Viega) < 0,1% 415 135 60 113 (100-119)

CuSn8P (Wieland) 0,05% 502 334 42,5 173 (156-188)

CuSn12-C (Kemper) 0,22% 381 199 21 107 (95-119)

CuAl10Ni5Fe4 (Wieland) 0,007% 755 483 24 237 (219-268)

CuNi18Zn20 (Wieland) 0,007% 455 300 37 140 (133-150)

CuZn39Pb3 (KME) ca. 3% 476 324 27 133 (114-149)

* Werte gemessen am WZL


Eine Übersicht über die Zuordnung der Versuchswerkstoffe zu den jeweiligen Ge-

windegrößen und Bohrungen sowie die Stangendurchmesser und eingesetzten

Werkzeugmaschinen zeigt Bild 3.

Bild 3: Zuordnung der Versuchswerkstoffe zu den jeweiligen Gewindegrößen und Fertigungsverfahren

Da ein Großteil der Versuchswerkstoffe denen aus dem Vorgängerprojekt 16867 N

entsprach, wurde in Abstimmung mit dem PA auf die wiederholte Anfertigung von

Gefügeschliffen verzichtet. Die Gefügeschliffe können dem Abschlussbericht des

Vorgängerprojektes 16867 N entnommen werden. Die einzelnen Versuchswerkstoffe

werden im Folgenden kurz beschrieben.

Als Reinkupfer wurde das sauerstoffhaltige, durch elektrolytische Raffination herge-

stellte Cu-ETP ausgewählt, das sich insbesondere durch eine sehr hohe Leitfähigkeit

für Wärme und Elektrizität auszeichnet und daher primär in der Elektrotechnik und

Elektronik Anwendung findet. Cu-ETP kristallisiert in einem kubisch-

flächenzentrierten (kfz) Gitter. Der vorhandene Sauerstoff tritt als Kupfer(I)-oxid

(Cu2O) gebunden auf, das mit dem Kupfer ein Eutektikum bildet [DEUT05a]. Beim

von der Fa. WIELAND gelieferten Cu-ETP lag das Kupfer(I)-oxid in Form von kugel-

förmigen Einschlüssen im Gefüge verteilt sowie verstärkt an den Korngrenzen vor.

Die Härte und Zugfestigkeit von Cu-ETP waren im Vergleich zu den anderen Kupfer-

werkstoffen sehr gering, während die Bruchdehnung des Werkstoffs sehr hoch ist,

vgl. Bild 2.

Werkstoff

Traub TNS 42 Chiron FZ 15 S

Stangen-

Ø

Gewinde

M24 Außen

L/D = 0,5

Gewinde

M16 Innen

L / D = 1

Stangen-

Ø

Gewinde

M3 Innen

L / D = 2

Bohrung

D = 1 mm

L / D = 5

Cu-ETP 40 mm x x

CuCr1Zr 40 mm x

CuZn38As 30 mm x x

CuZn40 10 mm x x

CuZn42 10 mm x x

CuZn21Si3P 27 mm x x 10 mm x x

CuZn8Si3-C 26,8 mm x x

CuSn8P 40 mm x

CuSn12-C 26,2 mm x x

CuAl10Ni5Fe4 40 mm x

CuNi18Zn20 26 mm x

CuZn39Pb3 26 mm x x 26 mm x x


Repräsentativ für niedriglegierte Kupferlegierungen wurde CuCr1Zr, auch „Elmedur

X“ genannt, vom DKI und den PA-Mitgliedern definiert. Aufgrund der ähnlich guten

elektrischen Leitfähigkeit wie Reinkupfer und der besonders hohen Wärmeleitfähig-

keit wird dieser Werkstoff hauptsächlich in der Elektrotechnik und im Maschinenbau

als Kontaktwerkstoff und stromführende Federn, in der Schweiß- und Löttechnik

(Elektroden, Elektrodenhalter und -schäfte, Düsen usw.) sowie im Gerätebau einge-

setzt [DEUT05b]. Der von WIELAND über die BUNTMETALL AMSTETTEN GMBH gelieferte

Versuchswerkstoff lag im lösungsgeglühten, gezogenen und ausgehärteten Zustand

vor. Der Werkstoff besitzt ein homogenes α-Gefüge und kristallisiert wie Reinkupfer

in einem kubisch-flächenzentrierten Gitter. Durch das Warmaushärten unterhalb der

Löslichkeitslinie hatten sich Chrom sowie eine Phase aus Cr2Zr in feinverteilter Form

aus der übersättigten Matrix ausgeschieden. Die Härte und Zugfestigkeit waren

durch das Aushärten und eine zusätzliche Kaltverfestigung höher als bei Cu-ETP,

vgl. Bild 2.

Im Bereich der Cu-Zn-Zweistoffsysteme, umgangssprachlich Messing genannt, wur-

den vier verschiedene Legierungen für die Untersuchungen eingesetzt: CuZn38As,

CuZn42 und CuZn40 mit zwei verschiedenen Restbleianteilen von < 0,008 % und

< 0,099 %.

CuZn38As ist ein entzinkungsbeständiger Messingwerkstoff für Anwendungen in der

Trinkwasserindustrie und hat einen definierten maximalen Bleianteil von Pb < 0,2 %.

Das Werkstoffgefüge bestand zu ca. 98 % aus α-Mischkristallen mit kfz-Gitterstruktur

und zu ca. 2 % aus härteren β-Mischkristallen mit krz-Gitter. Dadurch sind die Duktili-

tät und das Formänderungsvermögen und damit die Eignung zur Kaltumformbarkeit

sehr hoch. Das zulegierte Arsen besitzt keine zerspanungsverbessernde Funktion,

sondern erhöht die Entzinkungsbeständigkeit.

Von AURUBIS wurde die Messinglegierung CuZn42 mit einem Bleianteil von

Pb = 0,08% geliefert (Markenname BLUEBRASS), die in der Elektrotechnik und Elekt-

ronik eingesetzt werden kann und die gesetzlichen Vorgaben nach ELV und RoHS

erfüllt (Pb < 0,1 %). Der Werkstoff besteht aus einem heterogenen Gefüge, das un-

gefähr gleiche Anteile an α-Mischkristallen mit kfz-Gitterstruktur und β-Mischkristallen

mit krz-Struktur enthält. Durch den wesentlich höheren Anteil der harten β-

Mischkristalle im Vergleich zu CuZn38As war die Zugfestigkeit und Härte von

CuZn42 deutlich größer, Bild 2. Für Stichversuche zum Gewindeformen wurde des

Weiteren eine geglühte CuZn42-Legieurung von AURUBIS mit geringerer Härte und

Festigkeit eingesetzt, Bild 2.

Einen sehr ähnlichen industriellen Anwendungsbereich wie CuZn42 haben die von

LEBRONZE ALLOYS zur Verfügung gestellten CuZn40-Legierungen. Es wurden zwei

verschiedene Legierungen mit den Markennamen EnViB 1 und EnViB 10 geliefert.


Hierbei wies die Legierung EnViB 1 (im Folgenden CuZn40-1) eine wesentlich höhe-

re Festigkeit und einen um den Faktor 10 geringeren Restbleigehalt als die Legie-

rung EnViB 10 (im Folgenden CuZn40-10) auf. Unabhängig davon wiesen beide

Legierungen aufgrund des geringeren Zinkanteils gegenüber CuZn42 einen geringe-

ren Anteil der β-Phase von ungefähr 30% auf.

Aus der Legierungsgruppe der Cu-Zn-Si-Legierungen (Sondermessinge) wurden

zwei verschiedene Werkstoffe für die Untersuchungen ausgewählt: CuZn21Si3P und

CuZn8Si3-C.

CuZn21Si3P ist auch unter den Markennamen ECOBRASS und CUPHIN bekannt und

gilt als „bleifrei“ nach ELV und RoHS. Durch die Zugabe von Silizium hat das Material

eine hohe Anlaufbeständigkeit und eine geringe Empfindlichkeit auf Spannungs-

risskorrosion und Entzinkung [WIEL15]. In der Industrie findet CuZn21Si3P Anwen-

dung in Dreh- und Gesenkschmiedeteilen, in der Elektronik und Elektrotechnik, in der

Automobilindustrie sowie im Trinkwasserbereich, z. B. für Armaturen [WIEL15]. Das

Gefüge besteht aus einer α-Phase und einer siliziumreichen, hochharten κ-Phase. Im

Vergleich zu Cu-Zn-Zweistoff-Legierungen ist die Zugfestigkeit und Härte von

CuZn21Si3P deutlich höher, so dass der Werkstoff größeren Belastungen standhal-

ten kann, vgl. Bild 2. Von Wieland wurde der Werkstoff entsprechend der Gewinde- /

Bohrungsgrößen und dem Anwendungsbereich mit zwei verschiedenen Stangen-

durchmessern von d = 10 und 27 mm geliefert, vgl. Bild 3.

Als weiteres Sondermessing wurden die Gusslegierung CuZn8Si3-C von der Fa.

VIEGA in die Untersuchungen aufgenommen. Der Werkstoff wird im Sanitär- und

Trinkwasserbereich verwendet. Die Zugfestigkeit lag in einem mit CuZn38As ver-

gleichbaren Bereich, während die Bruchdehnung nach Herstellerangaben auf einem

sehr hohen Niveau lag (A = 60%).

Neben Reinkupfer, niedriglegiertem Kupfer, Messing und Sondermessing wurden

auch Cu-Sn-Legierungen, sogenannte Zinnbronzelegierungen, für das Forschungs-

vorhaben ausgewählt. Repräsentativ für Zinnbronze-Knetlegierungen wurde CuSn8P

als Versuchswerkstoff bestimmt. Der Werkstoff ist besonders als Gleitlagerwerkstoff

in der Industrie weit verbreitet. Durch einen relativ hohen Phosphorgehalt von

P ≈ 0,3 % verfügt der von WIELAND über die BUNTMETALL AMSTETTEN GMBH bereit

gestellte Versuchswerkstoff im Vergleich zu anderen CuSn8P-Legierungen über

einen hohen Verschleißwiderstand und gute Gleiteigenschaften in industriellen An-

wendungen. Der Restbleianteil des Versuchsmaterials lag bei Pb = 0,05 %. Im All-

gemeinen weisen Zinnbronze-Knetlegierungen bis zu einem Zinngehalt von ca. 8 %

ein homogenes Werkstoffgefüge auf, wobei die Zugfestigkeit, die 0,2%-Dehngrenze

und die Härte mit zunehmendem Zinngehalt ansteigen [DEUT04], [DEUT10]. Der

gelieferte Versuchswerkstoff wurde nach dem Gießen wärmebehandelt und an-


schließend einer mehrmaligen Abfolge von Kaltumformungen und thermischen Be-

handlungen unterzogen. Durch diesen Herstellungsprozess verfügte die Legierung

über ein feinkörniges, homogenes Gefüge aus α-Mischkristallen mit kfz-

Gitterstruktur.

Als Zinnbronze-Gusslegierung wurde vom DKI und den PA-Mitgliedern CuSn12-C für

die Untersuchungen ausgewählt. Der Werkstoff ist sehr verschleißfest und weist

zudem eine gute Korrosionsbeständigkeit, insbesondere gegen Meerwasser, auf. Er

wird in der Industrie bei der Herstellung im Sandgussverfahren primär für schnell

laufende Schnecken und Schraubenräder und unter Last bewegte Spindelmuttern

und Kuppelstücke eingesetzt. Die im Schleuder- und Strangguss hergestellten Teile

werden wegen ihrer gleichmäßigeren Festigkeit und höheren Härte für hoch bean-

spruchte Schneckenradkränze und Zylindereinsätze verwendet [DEUT05c]. Der von

der Fa. KEMPER zur Verfügung gestellte Versuchswerkstoff wurde im Stranggussver-

fahren hergestellt. Der Restbleianteil des von der Fa. KEMPER gelieferten Versuchs-

werkstoffs lag bei Pb ≤ 0,22 % und war damit bewusst deutlich geringer im Vergleich

zur CuSn12-C Legierung (Pb ≤ 0,7 %), die im Vorgängerprojekt IGF 16867 N unter-

sucht wurde. Der Werkstoff weist ein heterogenes Gefüge aus meist dendritischen α-

Mischkristallen und einem (α+δ)-Eutektoid auf. Die α-Phase kristallisiert in einem

kubisch-flächenzentrierten Gitter und die δ-Phase besitzt eine kubische Struktur,

deren Zusammensetzung der intermetallischen Verbindung Cu31Sn8 entspricht

[DEUT05c].

Neben den beiden Zinnbronze-Legierungen wurden die Mehrstoff-Cu-Al-Legierung

(Mehrstoff-Aluminiumbronze-Legierung) CuAl10Ni5Fe4 in den Untersuchungen ein-

gesetzt. Die von WIELAND bereit gestellte Legierung wies durch die Zugabe von Alu-

minium, Nickel und Eisen deutliche höhere Festigkeitskennwerte (Rm = 755 N/mm2)

als die anderen kupferbasierten Versuchswerkstoffe auf. Die Korrosionsbeständigkeit

des Werkstoffs gegenüber Schmierstoffen ist sehr hoch. Die Legierung wird aufgrund

ihrer Eigenschaften in der Industrie für hochbelastete Bauteile im Maschinen-, Schiff-

und Apparatebau verwendet, z.B. für Wellen, Schneckenräder, Kolbenbolzen und

Gleitlager. Der Werkstoff weist ein heterogenes Gefüge auf, bestehend aus einer α-

Phase des kupferreichen Mischkristalls (kfz-Gitter), aus einer martensitischen β-

Phase mit hohem NiAI-Anteil sowie aus intermetallischen Ausscheidungen (κ-

Phase). Das Gefüge war im Vergleich zu den anderen Versuchswerkstoffen sehr

feinkörnig, was u. a. auf die Zugabe von Eisen zurückzuführen ist. Das feinkörnige

Gefüge sorgt neben den Legierungselementen für die hohen Festigkeitskennwerte

des Werkstoffs. Der Bleianteil des Versuchswerkstoffs lag unter Pb = 0,007 %.

Repräsentativ für Cu-Ni-Zn-Legierungen (Neusilber) wurde CuNi18Zn20 in die Unter-

suchungen einbezogen. Das Material ist eine weit verbreite Neusilberlegierung, die in


erster Linie bei der Herstellung von Steckverbindern und Kontaktfedern sowie in der

Brillen- und Uhrenindustrie eingesetzt wird. CuNi18Zn20 weist allgemein eine gute

Korrosionsbeständigkeit gegen atmosphärische Einflüsse, organische Substanzen

sowie alkalische und neutrale Salzlösungen auf. Die Empfindlichkeit gegen Span-

nungsrisskorrosion ist wesentlich geringer als bei Messing. Das Gefüge ist homogen,

bestehend aus α-Mischkristallen mit kfz-Gitter. Dies begründet die sehr gute Kaltum-

formbarkeit des Werkstoffs. Die Zugfestigkeit des von WIELAND gelieferten Ver-

suchswerkstoffs lag bei Rm = 455 N/mm2 und die Bruchdehnung bei A = 37 %. Der

Restbleianteil im Werkstoff war kleiner als Pb = 0,007 %.

Zur vergleichenden Beurteilung der Zerspanbarkeit der bleifreien Kupferlegierungen

wurde als Referenzwerkstoffe das bleihaltige Automatenmessing CuZn39Pb3 in die

Untersuchungen mit einbezogen. CuZn39Pb3 ist die in Deutschland am meisten

verwendete Messinglegierung für spanend zu bearbeitende Bauteile. Industrielle

Anwendungsgebiete sind u.a. die Elektronik und Elektrotechnik, die Trinkwasser- und

Sanitärindustrie sowie die Automobilindustrie. Neben der hervorragenden Zerspan-

barkeit zeichnet sich der Werkstoff durch eine sehr gute Warmumformbarkeit aus.

Die spanende Bearbeitung erfolgt in der Industrie oftmals auf Drehautomaten oder

Rundtaktmaschinen in der Großserienproduktion. Der von KME zur Verfügung ge-

stellte Versuchswerkstoff besaß einen Bleianteil von Pb ≈ 3 %. Das heterogene Ge-

füge des Werkstoffs besteht aus α-Mischkristallen (kfz-Gitter) und härteren β-

Mischkristallen (krz-Gitter). Das Blei ist unlöslich und scheidet sich in fein verteilter

Form primär an den Korngrenzen ab. Die Zugfestigkeit des Werkstoffs lag unterhalb

der der bleifreien Messinge CuZn40 und CuZn42, vgl. Bild 2.

4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde 13

4 Gewindedrehen M24 Außen- und M16 Innengewinde

4.1 Grundlegende Untersuchungen zur Analyse der werkstoffspezi-

fischen Zerspanprobleme (AP 1)

In den Grundlagenversuchen zum Gewindedrehen wurde zunächst der Einfluss der

Zustellungsart, der Schnittgeschwindigkeit und der Schnitttiefe (Anzahl an Überläu-

fen: 10, 15 und 20) auf die Spanformen und die Oberflächenqualität analysiert. Hier-

für wurden TiAlN-beschichtete Hartmetall-Schneidplatten ohne Spanleitstufe der Fa.

PAUL HORN bei einer äußeren Überflutungskühlung mit Emulsion eingesetzt. Auf

Wunsch des im PA vertretenen Unternehmens Viega wurde jedoch die Legierung

CuZn8Si3-C bis auf wenige Stichversuche trocken zerspant. Eine Übersicht über das

grundlegende Vorgehen und die Schnittparameter ist in Bild 4 gezeigt.

Bild 4: Vorgehen und Schnittparameter in den Grundlagenversuchen zum Gewinde-drehen

Den Versuchsaufbau zum Gewindedrehen auf dem Stangendrehautomaten Traub

TNS 42 zeigt Bild 5, während die Versuchsrandbedingungen und die eingesetzten

Werkzeuge in Bild 6 zusammengefasst sind. Die Stangenlänge des Versuchsmateri-

als betrug jeweils 3 m.

Musterbauteil VerfahrenStück-zahl

vc / (m/min) f / mmAnzahl

SchnitteKriterien

Gewinde-drehen

Außen-gewinde

M24

Jeweils2

vc1 = 100vc2 = 150vc3 = 200

f = const*101520

Späne, Oberfläche,

Lehren-haltigkeit

400 vc = 150 f = const* 8 / (15)Verschleiß,

Lehren-haltigkeit

Gewinde-drehen

Innen-gewinde

M16

Jeweils 2

vc1 = 50vc2 = 100vc3 = 150

f = const*101520

Späne, Oberfläche,

Lehren-haltigkeit

400 vc = 100 f = const* 6 / (15)Verschleiß,

Lehren-haltigkeit

M24

16

22

12

M16

M24

* Vorschub entspricht der Gewindesteigung


Bild 5: Versuchsaufbau auf dem Stangendrehautomaten Traub TNS 42 zum Gewin-dedrehen

Bild 6: In den Grundlagenversuchen zum Gewindedrehen eingesetzte Versuchs-randbedingungen und Werkzeuge

In den Grundlagenversuchen wurde beim Gewindedrehen u.a. zwischen verschiede-

nen Zustellungsarten unterschieden. In Bild 7 werden die Eigenschaften der Zustel-

lungsarten veranschaulicht und erläutert.

Prozess Gewindedrehen

Außengewinde M24 (P = 3)

Gewindedrehen

Innengewinde M16 (P = 2)

Schneidplatten-

geometrie

L315.1830.02, Vollprofil R114.1020.02, Teilprofil

Schneidstoff /

Beschichtung

TH35 (Paul Horn)

Hartmetall, TiAlN-Beschichtung

TH35 (Paul Horn)

Hartmetall, TiAlN-Beschichtung

KSS Emulsion, 7 %

Jokisch Universal W5 RW TH

Emulsion, 7 %

Jokisch Universal W5 RW TH

vc / (m/min) 100; 150; 200

(bezogen auf mittleren

Werkstückdurchmesser)

50; 100; 150

(bezogen auf mittleren

Werkstückdurchmesser)

n / min-1 1433; 2150; 2867

(jeweils konstant für ein Gewinde)

1049; 2098; 3147

(jeweils konstant für ein Gewinde)

Anzahl Schnitte 10; 15; 20 10; 15; 20

Zustellungsart Flanken- / Radialzustellung Flanken- / Radialzustellung


Bild 7: Eigenschaften verschiedener Zustellungsarten beim Gewindedrehen

Beim Drehen der M24 Außengewinde in die bleifreien Kupferlegierungen führte die

Anwendung einer Flankenzustellung zu Werkstoffausrissen an den Gewindeflanken.

Dies ist vermutlich auf die ungünstigen Reibverhältnisse zwischen Werkzeug und

Gewindeflanke bei dieser Zustellungsart zurückzuführen. Durch eine Radialzustel-

lung wurde eine deutlich bessere Werkstückoberflächenqualität erzielt, die beim

Drehen der bleifreien Kupferlegierungen auf einem mit CuZn39Pb3 vergleichbaren

Niveau lag. In Bild 8 ist exemplarisch die Gewindequalität bei einer konstanten

Schnittgeschwindigkeit von vc = 150 m/min in Abhängigkeit von der Anzahl der Über-

läufe dargestellt. Alle weiteren Versuche zur Herstellung der M24 Außengewinde

wurden aufgrund der Ergebnisse ausschließlich mit Radialzustellung durchgeführt.

Flankenzustellung Radialzustellung Radial- / Flankenzustellung

Für größere Gewinde und zur

Vermeidung von Vibrationen

Spanformung im Vergleich zur

Radialzustellung einfacher

Weniger Durchgänge möglich

wegen geringerer Wärmeentw.

Modifizierte (schräge) Zustellung

zur Reibungsreduzierung

Zustellungsart: Direkter Einfluss auf Spankontrolle, Gewindequalität, Werkzeugverschleiß

Für kleinere Steigungen und

kaltverfestigende Werkstoffe

Bei vielen Nicht-CNC-Maschinen

die einzige mögliche Methode

Erzeugt einen steifen, V-förmigen

Span, der schwer zu formen ist

Gleichmäßiger Verschleiß an

beiden Flanken

Für sehr große Gewinde geeignet

Spanformung im Vergleich zur

Radialzustellung einfacher

Gleichmäßiger Verschleiß an

beiden Flanken

Erfordert Sonderprogrammierung

bei CNC-Maschinen

Zustellung ausgelegt für einen konstanten

Spanquerschnitt

Die Zustellung nimmt progressiv ab

Häufigste Zustellungsart bei CNC-Maschinen

Reduzierte Zustellung Konstante Zustellung

Ziel:

Verbesserte Spankontrolle und erhöhte

Werkzeugstandzeit

Verstärkte Anwendung in neuen

Werkzeugmaschinen


Bild 8: Oberflächenqualität beim Drehen von M24 Außengewinden mit Radialzustel-lung

Bei den Werkstoffen CuSn12-C, CuZn21Si3P und CuZn39Pb3 wurde ein guter

Spanbruch beobachtet, wohingegen CuZn8Si3-C und CuZn38As aufgrund ihres

hohen Formänderungsvermögens zur Bildung langer Späne neigten. Durch eine

Erhöhung der Schnitttiefe konnte, ähnlich wie beim Außenlängsdrehen, der Span-

bruch verbessert werden. Ein Einfluss der Schnittgeschwindigkeit im Bereich zwi-

schen vc = 100 und 200 m/min wurde hingegen nicht festgestellt. In Bild 9 sind

exemplarisch die Spanformen bei einer konstanten Schnittgeschwindigkeit von

vc = 150 m/min in Abhängigkeit von der Anzahl der Überläufe dargestellt.

An

za

hl

Sc

hn

itte

10

15

20

CuZn39Pb3 CuZn38As CuZn21Si3P CuZn8Si3-C (trocken) CuSn12-C

Maschine: Traub TNS 42

Prozess: Gewindedrehen M24

Plattengeom.: L315.1830.02

Schneidstoff: TH35: Hartmetall, TiAlN-Beschichtung

KSS: Emulsion Jokisch, 7%

Schnittgesch.: vc = 150 m/min

Anzahl Schnitte: variiert

Zustellung: radial, reduziert

Flanke

Kopf250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm


Bild 9: Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden mit Radialzustellung

In den Versuchen zum Drehen der M16 Innengewinde wurde insgesamt ein im Ver-

gleich zu den Außengewinden besserer Spanbruch beobachtet. Dies ist dadurch zu

erklären, dass die Späne mit der inneren Werkstückkontur kollidierten und dadurch

brachen. Hinsichtlich der Zustellungsart erwies sich die Flankenzustellung als vorteil-

hafter, da es bei der Radialzustellung aufgrund der mehrflankigen Spanbildung zu

Schwingungen und teils starker Geräuschentwicklung kam. Mit der Flankenzustel-

lung wurde grundsätzlich eine gute Oberflächenqualität erzielt, jedoch wurden beim

Drehen von CuSn12-C Werkstoffausrisse an den Gewindeflanken festgestellt.

Zur Beurteilung des Werkzeugverschleißes wurden in alle Versuchswerkstoffe je 400

M24 Außen- und M16 Innengewinde bei jeweils konstanten Randbedingungen ein-

gebracht. Um den Spanbruch zu verbessern und die Produktivität zu erhöhen, wur-

den auf Vorschlag des PA die Außengewinde in 8 und die Innengewinde in 6 Über-

läufen gefertigt. Eine Übersicht über den Verschleißzustand der Wendeschneidplat-

ten nach Herstellung der 400 M24 Außengewinde ist in Bild 10 dargestellt. Der Ver-

schleißzustand beim Drehen der M16 Innengewinde verhielt sich analog dazu. Es

kann zusammengefasst werden, dass nach Versuchsende der kontinuierliche Fort-

schritt des abrasiv bedingten Freiflächenverschleißes beim Drehen aller Versuchs-

werkstoffe gering war. Eine Verschleißmarkenbreite an der Freifläche konnte daher

nicht bestimmt werden. Verstärkte Adhäsion und damit verbundene Werkstoffauf-

schmierungen auf der Span- und Freifläche wurden in Analogie zum Vorgängerpro-

jekt bei der Bearbeitung von CuZn38As festgestellt. Dies traf ebenso auf die Legie-

1 cm

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An

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20


1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm




Schneidstoff: TH35: Hartmetall, TiAlN-Beschichtung



Anzahl Schnitte: variiert



rung CuZn8Si3-C zu. Hierbei ist allerdings zu bedenken, dass dieser Werkstoff auf

Wunsch der Fa. Viega trocken zerspant wurde.

Bild 10: Werkzeugverschleiß nach dem Drehen von 400 M24 Außengewinden

Bei der Herstellung sowohl der Außen- als auch Innengewinde in CuSn12-C traten

im Vergleich zu den anderen Versuchswerkstoffe die größten auf. Dies lag an Aus-

brüchen an der Schneidkante, die nach jeweils ca. 100 gefertigten Gewinden festge-

stellt wurden. Dieses Ergebnis wurde in einem Wiederholversuch bestätigt. Aufgrund

dieser Problematik wurde im weiteren Projektverlauf ein angepasstes Werkzeug zum

Cu

Zn

39

Pb

3

Freifläche rechtsFreifläche links Spanfläche

100 µm 100 µm100 µm

100 µm 100 µm100 µm

Cu

Zn

38

As

100 µm 100 µm100 µm

Cu

Zn

21

Si3

P

100 µm 100 µm100 µm

Cu

Zn

8S

i3-C

100 µm 100 µm100 µm

Ausbruch

Cu

Sn

12-C




Schneidstoff: TH35: HM, TiAlN-Schicht



Anzahl Schnitte: 8



Gewindedrehen von CuSn12-C eingesetzt. Die Ergebnisse hierzu sind in Kapitel 4.3

beschrieben. Beim Gewindedrehen der anderen Versuchswerkstoffe lassen die Ver-

suche darauf schließen, dass auch bei der Bearbeitung der bleifreien Legierungen

hohe Werkzeugstandzeiten zu realisieren sind. Nach Erfahrung aus der Industrie

können diese zum Teil mehrere Wochen betragen. Der Zeit- und Materialaufwand für

solche Standzeitversuche wurde dem Rahmen des Forschungsprojekts allerdings

nicht gerecht. In Absprache mit dem PA wurden daher die Verschleißversuche nach

einer Gewindeanzahl von 400 gestoppt.

4.2 Einfluss der Werkzeuggeometrie (AP 2)

In den Grundlagenversuchen zum Drehen der M24 Außengewinde zeigte sich, dass

bei einigen bleifreien Werkstoffen, insbesondere beim Drehen von CuZn38As und

CuZn8Si3-C, lange Späne entstanden, die einen automatischen Produktionsablauf

behindern könnten. Als Alternative zu den in AP 1 eingesetzten Schneidplatten von

PAUL HORN ohne Spanleitstufe wurden in AP 2 daher Schneidplatten mit verschiede-

nen Spanleitgeometrien der Fa. SANDVIK und SECO für das Drehen der M24 Außen-

gewinde eingesetzt, Bild 11.

Bild 11: Schneidplatten mit Spanleitstufe zur Verbesserung des Spanbruchs beim Gewindedrehen

Basierend auf AP 1 bestand für das Drehen der M16 Innengewinde hingegen kein

Bedarf für eine Optimierung der Werkzeuggeometrie. Werkstoffseitig wurden aus-

schließlich CuZn38As und CuZn8Si3-C verwendet. Primäres Ziel war die Verbesse-

rung des Spanbruchs, zudem wurde die Gewindequalität bewertet. Auf Empfehlung

der Werkzeughersteller wurde in diesen Versuchen eine Flankenzustellung ange-

Hersteller Seco A2 Seco A1 Sandvik 266

Schneidplatten-

geometrie

16ER3.0ISO-A2 16ER3.0ISO-A1 CoroThread® 266

266RG-16MM01C300M

Schneidstoff /

Beschichtung

Hartmetall, TiAlN/TiN-

Beschichtung


Beschichtung


Beschichtung

KSS Emulsion, 7 %, Jokisch Universal W5 RW TH

vc / (m/min) 100; 150; 200 (bezogen auf mittleren Werkstückdurchmesser)

n / min-1 1433; 2150; 2867

Anzahl Schnitte 10

Zustellungsart Flankenzustellung

Mulde


wandt. In Stichversuchen bestätigte sich, dass eine Radialzustellung aufgrund der

Mehrflankenspanbildung für die Wendeschneidplatten mit Spanleitstufe wegen auf-

tretender Schwingungen und Geräusche ungeeignet ist. Die Einspannung der

Schneidplatten erfolgte im Gegensatz zu der in AP 1 eingesetzten Schneidplatte

über Kopf.

In Bild 12 sind die entstandenen Spanformen zusammengefasst. Im Vergleich zu der

in den Grundlagenversuchen eingesetzten Schneidplatte ohne Spanleitstufe (Paul

Horn L315.1830.02) wurde nur eine geringfügig besserer Spanbruch mit dem Werk-

zeug erzielt, das eine Mulde auf der Spanfläche aufwies (Seco A2). Die Umformung

des Spans war mit diesem Plattentyp offensichtlich ebenfalls zu gering. Im Gegen-

satz dazu entstanden kurze Späne bei Verwendung der beiden anderen Werkzeug-

typen (Seco A1 und Sandvik 266) infolge des deutlich stärker ausgeprägten Rückens

der Spanleitstufe. Für das Gewindedrehen der beiden bleifreien Legierungen

CuZn38As und CuZn8Si3-C sind daher diese beiden Werkzeugtypen zu empfehlen.

Bei der Beurteilung der Gewindequalität (vgl. Bild 13) wurde zudem festgestellt, dass

aufgrund der veränderten Spanformen die Oberflächenqualität der gefertigten Ge-

winde bei Anwendung einer Flankenzustellung deutlich besser war im Vergleich zu

den anderen beiden Werkzeugtypen (Paul Horn L315.1830.02 und Seco A2).


Bild 12: Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden mit Flankenzustellung in Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

Sc

hn

ittg

es

ch

win

dig

ke

it v

c/ (m

/min

)

Seco A1Seco A2 Sandvik 266

100

150

200

1 cm

1 cm

1 cm

Paul Horn L315.1830.02

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

1 cm

Sc

hn

ittg

es

ch

win

dig

ke

it v

c/ (m

/min

)

100

150

200

1 cm

1 cm

1 cm

Seco A1Seco A2 Sandvik 266Paul Horn L315.1830.02

CuZn38As

CuZn8Si3-C


Bild 13: Gewindequalität beim Drehen von M24 Außengewinden mit Flankenzustel-lung in Abhängigkeit von der Werkzeuggeometrie

4.3 Leistungspotential verschiedener Schneidstoffe und Beschich-

tungen (AP 3)

Aus den Ergebnissen der Grundlagenversuche (AP 1) wurde geschlussfolgert, dass

für das Gewindedrehen der bleifreien Legierungen CuZn38As, CuZn8Si3-C und

CuZn21Si3P sowie der bleihaltigen Referenzlegierung CuZn39Pb3 keine Notwen-

digkeit für eine Anpassung des Schneidstoffs und der Beschichtung bestand. Mit der

eingesetzten TiAlN-beschichteten Hartmetallschneidplatte sind hohe Standzeiten zu

realisieren. Beim Gewindedrehen von CuSn12-C wurden jedoch sowohl bei der Fer-

tigung der M24 Außen- als auch der M16 Innengewinde nach ca. 100 Gewinden

Ausbrüche an der Schneidkante festgestellt. Die Untersuchungen in diesem Arbeits-

punkt konzentrierten sich daher auf die Bearbeitung von CuSn12-C.

Von der im PA vertretenen Firma Paul Horn wurden gezielt auf die Bearbeitung an-

gepasste Hartmetallschneidplatten zur Herstellung der Außen- und Innengewinde zur

Verfügung gestellt. Die Werkzeuge waren mit einer AlCrN-Schicht beschichtet, die

sich gegenüber der zuvor verwendeten TiAlN-Schicht durch einen größeren Wider-

stand gegenüber Abrasionsverschleiß sowie eine höhere Warmhärte und Oxidati-

onsbeständigkeit auszeichnet. Darüber hinaus wurde die Schichtdicke von zuvor 4

µm auf 2 µm reduziert, um die Schichthaftung im Bereich der Schneidkante zu ver-

bessern. Es sei angemerkt, dass beide Werkzeugtypen eine identische Makrogeo-

metrie aufwiesen und darüber hinaus die gleichen Schnittbedingungen angewandt

wurden.

Cu

Zn

38A

sC

uZ

n8S

i3-C

Seco A1Seco A2 Sandvik 266Paul Horn L315.1830.02

Ausrisse an den

Gewindeflanken

Ausrisse an den

Gewindeflanken

Keine

Oberflächendefekte

Keine

Oberflächendefekte

Flanke

Kopf250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm


REM-Aufnahmen des Werkzeugzustands der beiden für die Herstellung der M24

Außengewinde eingesetzten Schneidplatten sind in Bild 14 und Bild 15 gegenüber-

gestellt. Mit beiden Werkzeugen wurden jeweils 400 Gewinde gefertigt. An der TiAlN-

beschichteten Schneidplatte waren zum einen ein Ausbruch an der Schneidkante

sowie Risse im Hartmetall in diesem Bereich erkennbar. Zum anderen wird deutlich,

dass die TiAlN-Schicht infolge des Abrasivverschleißes durchgerieben wurde und

infolgedessen das Substrat an der Freifläche entlang der Schneidkante freigelegt

wurde. Beim Einsatz der AlCrN-Beschichtung wurde dies hingegen nicht festgestellt.

Die Ursache liegt in der höheren Abrasivbeständigkeit der Schicht begründet. Des

Weiteren konnten Schneidkantenausbrüche vermieden werden. Dies galt ebenso für

das AlCrN-beschichtete Werkzeug, das zur Herstellung der M16 Innengewinde ver-

wendet wurde.

Bild 14: Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen nach 400 Gewinden mit einer TiAlN-beschichteten Hartmetallschneidplatte

Es lässt sich zusammenfassen, dass durch die beschriebene Werkzeuganpassung

der Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen von CuSn12-C maßgeblich reduziert

werden konnte und dadurch ähnlich wie bei den anderen Versuchswerkstoffen hohe

Werkzeugstandmengen zu erwarten sind, die deutlich über die 400 hergestellten

Gewinde hinausgehen. Es sei jedoch angemerkt, dass beim Einsatz des AlCrN-

Werkzeugs zur Herstellung der M24 Außengewinde zum Teil Ausbrüche an den

Gewindeköpfen festgestellt wurden. Von allen PA-Teilnehmern sowie von der For-

A

A

B

C

C

B

Riss

SubstratWerkstoffaufschmierung




Schneidstoff: TH35: HM, TiAlN-Schicht



Anzahl Schnitte: 8



schungsstelle wird jedoch angenommen, dass dies nicht auf den Einsatz der AlCrN-

Beschichtung zurückzuführen ist.

Bild 15: Werkzeugverschleiß beim Gewindedrehen nach 400 Gewinden mit einer AlCrN-beschichteten Hartmetallschneidplatte

4.4 Leistungspotential verschiedener Fertigungsverfahren zur Ge-

windeherstellung (AP 4)

Das Gewindedrehen ist in der kupferverarbeitenden Industrie das am meisten ange-

wandte Fertigungsverfahren zur Herstellung von Gewinden im untersuchten Größen-

bereich. Alternativ dazu wurde in diesem Forschungsprojekt in Stichversuchen das

Leistungspotenzial des Gewindefräsens untersucht. Bei diesem Verfahren wird auf-

grund des unterbrochenen Schnitts das Problem der Langspanbildung umgangen. In

den Stichversuchen wurden daher primär die Gewindequalität, die Lehrenhaltigkeit,

das Auftreten von Werkzeugbrüchen sowie die Fertigungszeit beurteilt. Eine Über-

sicht über die eingesetzten Hartmetallwerkzeuge und die Versuchsbedingungen zeigt

Bild 16. Die Gewinde wurden in jeweils einem Schnitt im Gegenlauffräsen zum einen

bei konstanter Schnittgeschwindigkeit mit variierendem Zahnvorschub und zum an-

deren bei konstantem Zahnvorschub mit variierender Schnittgeschwindigkeit gefer-

tigt. Beim Fräsen der M24 Außengewinde wurde die verwendete Emulsion von au-

ßen zugeführt, bei der Fertigung der M16 Innengewinde sowohl von außen als auch

von innen.

A

Werkstoffaufschmierung

A

B

B




Schneidstoff: AN25: HM, AlCrN-Schicht



Anzahl Schnitte: 8


Schichtanomalien aus

dem Lieferzustand


Bild 16: Versuchsprogramm und -aufbau zum Fräsen von M24 Außen- und M16 In-nengewinden

Die entstandene Gewindequalität wurde bei allen Versuchsbedingungen anhand

eines digitalen Lichtmikroskops beurteilt. Unabhängig von der Wahl der Schnittge-

schwindigkeit und des Vorschubs wurde bei allen bleifreien Versuchswerkstoffen

sowie bei der bleihaltigen Referenzlegierung eine sehr hohe Gewindequalität festge-

stellt. In Bild 17 sind exemplarisch die Mikroskopaufnahmen für einen Zahnvorschub

von fz = 0,04 mm/Zahn und einer variablen Schnittgeschwindigkeit zwischen vc = 100

- 400 m/min gegenübergestellt. Positiv hervorzuheben ist zudem, dass der Fräspro-

zess nicht, wie in vielen anderen Anwendungen erforderlich, in mehrere Schnitte

unterteilt werden musste. Beim Gegenlauffräsen in einem Schnitt war die Gewinde-

lehrenhaltigkeit unter allen Versuchsbedingungen eingehalten und es traten keine

Werkzeugbrüche auf.

Prozess Gewindefräsen

Außengewinde M24 (P = 3)

Gewindefräsen

Innengewinde M16 (P = 2)

Werkzeug-

geometrie

Versuchsaufbau

Werkzeugtyp TMU SP (Gühring) TM SP (Gühring)

Durchmesser / mm 19,95 12,8

Zähnezahl z 5 4

Drallwinkel δ / ° 15 27

Spanwinkel γ / ° 3 4

Schneidstoff Hartmetall, unbeschichtet Hartmetall, unbeschichtet

KSS Außen: Emulsion, 7 %, Fuchs TN 2525

HP-BFH

Außen + Innen (30 bar): Emulsion, 7 %,

Fuchs TN 2525 HP-BFH

Schnittgeschw. vc,

Zahnvorschub fz

vc = 100 m/min: fz = 0,02; 0,04; 0,06 mm

fz = 0,04 mm: vc = 100; 200; 400 m/min

vc = 100 m/min: fz = 0,02; 0,04; 0,06 mm

fz = 0,04 mm: vc = 100; 200; 400 m/min

Anzahl Schnitte 1 (Gegenlauffräsen) 1 (Gegenlauffräsen)


Bild 17: Oberflächenqualität beim Fräsen von M24 Außen- und M16 Innengewinden

Eine wesentliche Bedeutung bei der Auswahl der Schnittparameter kommt neben der

Gewindequalität und Lehrenhaltigkeit der Fertigungszeit zu. In Bild 18 sind die jewei-

ligen Fertigungszeiten beim Gewindefräsen im Vergleich zum Gewindedrehen ge-

genübergestellt. Hieraus ist abzuleiten, dass bei der Herstellung der M24 Außenge-

winde die Fertigungszeit für fz = 0,04 mm und vc = 200 - 400 m/min gleich oder klei-

ner war verglichen mit dem Gewindedrehen. Bei der Fertigung der M16 Innengewin-

de traf dies auf die gleichen Parameter sowie zusätzlich auf fz = 0,06 mm und

vc = 100 m/min zu. Unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten sollten daher in der in-

dustriellen Praxis die gewählten Schnittparameter beim Gewindefräsen in diesen

Bereichen liegen. Für die Feinabstimmung der Parameter ist des Weiteren die jeweils

erreichbare Werkzeugstandzeit zu berücksichtigen. Diese wurde aufgrund des zu

hohen Zeit- und Materialaufwands in diesem Forschungsvorhaben nicht untersucht.

Es ist anzunehmen, dass sich bei Berücksichtigung der Werkzeugstandzeit Unter-

schiede in den optimal zu wählenden Parametern für die verschiedenen Versuchs-

werkstoffe ergeben.

Sch

nit

tgesch

win

dig

keit

100

200

400


Maschine: Chiron FZ 15

Prozess: Gewindefräsen M24

WKZ-Typ.: TMU SP

Schneidstoff: Hartmetall, unbeschichtet

KSS: Emulsion, Fuchs TN 2525 HP-BFH, 7%

Schnittgesch.: vc = variiert

Zahnvorschub: fz = 0,04 mm/Zahn

Anzahl Schnitte: 1 (Gegenlauffräsen)

Flanke

Kopf250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm


Bild 18: Vergleich der Fertigungszeit zur Herstellung eines M24 Außen- und M16 Innengewindes

4.5 Einfluss der KSS-Zuführstrategie und Optimierung der Schnitt-

parameter (AP 5 und 6)

Auf Basis der Grundlagenversuche in AP 1 und der Optimierung der Werkzeuggeo-

metrie in AP 2 wurde in weiterführenden Zerspanversuchen analysiert, welcher Un-

terschied in den Spanformen und der Gewindequalität bei einer Trockenbearbeitung

im Vergleich zur Überflutungskühlung mit Emulsion festzustellen ist. Des Weiteren

wurde neben der in AP 1 bereits durchgeführten Variation der Schnittgeschwindigkeit

und der Schnitttiefe (Anzahl an Überläufen) untersucht, welche minimale Anzahl an

Überläufen in Abhängigkeit vom Werkstoff und Werkzeug sowie von der KSS-

Strategie insbesondere vor dem Hintergrund der Gewindequalität realisierbar ist. Die

Anzahl an Überläufen wurde daher in drei Abstufungen (4, 6 und 8) variiert, während

die Schnittgeschwindigkeit zu vc = 150 m/min konstant gehalten wurde. Eine Über-

sicht über eine Klassifizierung der Spanformen und der Gewindequalität zeigen Bild

19 und Bild 20. Die Späne wurden dabei in vier verschiedene Kategorien unterteilt:

kurze Bröckelspäne (B), kurze Spanlocken (S), längere Wendelspäne (W) sowie

lange Bandspäne (Ba). Die Kennzeichnung der Spanform eines bestimmten Ver-

suchspunkts erfolgte in Bild 19 zusätzlich mit den Farben grün, gelb und rot nach

dem Ampelsystem.

Analog zu den Grundlagenversuchen (AP 1) entstanden die längsten Späne beim

Gewindedrehen von CuZn38As und CuZn8Si3-C. Wegen der deutlich reduzierten

Anzahl an Überläufen wurden jedoch vergleichsweise kurze Spanformen beim Ein-

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

1

Ze

it z

ur

He

rste

llu

ng…

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

0,02 0,04 0,06 100 200 400

Ze

it z

ur

He

rste

llu

ng

ein

es

Ge

win

de

s / s

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

0,02 0,04 0,06 100 200 400

Ze

it z

ur

He

rste

llu

ng

ein

es

Ge

win

de

s / s

fz / mm vc / (m/min)

vc = 100 m/min fz = 0,04 mm

fz / mm vc / (m/min)

vc = 100 m/min fz = 0,04 mm

M24 Außengewinde M16 Innengewinde

Fräsen Drehen

M24 Außen

vc = 150 m/min

8 Überläufe

M16 Innen

vc = 100 m/min

6 Überläufe

Ze

it z

ur

He

rste

llu

ng

ein

es

Ge

win

de

s / s

*

* Manuell ge-

messene Zeit


satz einer Emulsion identifiziert. Ähnlich wie in AP 2 zeigte sich zudem die positive

Wirkung einer Spanleitstufe bei diesen Werkstoffen. Bei einer Trockenbearbeitung

hingegen entstanden tendenziell längere Späne. Dies zeigte sich besonders beim

Werkstoff CuZn8Si3-C. Durch die Anwendung einer Radialzustellung und die Einstel-

lung von 6 Überläufen pro Gewinde konnten bei diesem Werkstoff allerdings auch

unter Trockenbedingungen kurze Spanlocken erzielt werden. Ein deutlicher Unter-

schied in den Spanformen beim Gewindedrehen in Abhängigkeit von der KSS-

Strategie zeigte sich zudem bei CuZn21Si3P. Bei der Trockenbearbeitung war die

Neigung zur Bildung langer Bandspäne unabhängig von der Anzahl an Überläufen

deutlich stärker ausgeprägt.

Als bestimmendes Bewertungskriterium neben den Spanformen wurde des Weiteren

die Gewindequalität beurteilt. Hierbei ist zu beachten, dass die Auswirkung der An-

zahl an Überläufen auf die Gewindequalität gegenläufig ist im Vergleich zu den

Spanformen. Zwischen den Spanformen und der Gewindequalität ist daher ein ge-

eigneter Kompromiss zu identifizieren.

Es lässt sich zusammenfassen, dass im Allgemeinen die Trockenbearbeitung beim

Gewindedrehen der bleifreien Legierungen CuZn38As, CuZn8Si3-C und CuSn12-C

zu einer Reduzierung der Gewindequalität führte. Beim bleihaltigen Automatenmes-

sing sowie bei CuZn21Si3P war hingegen nahezu kein Unterschied feststellbar.

Hinsichtlich der Anzahl an Überläufen ist festzuhalten, dass mit keiner der eingesetz-

ten Versuchswerkstoffe eine gute Gewindequalität bei Anwendung von lediglich vier

Überläufen erreicht werden konnte. Dies galt nicht nur für die bleifreien Legierungen,

sondern auch für die bleihaltige Referenzlegierung CuZn39Pb3. Mit steigender An-

zahl an Überläufen wurde eine Verbesserung der Gewindequalität beobachtet. Für

einen Großteil der Werkstoffe lag das Optimum bei 6 Überläufen pro Gewinde, wenn

zusätzlich die Spanformen berücksichtigt werden. Stärkere Probleme hinsichtlich der

Gewindequalität wurden jedoch beim Gewindedrehen von CuSn12-C festgestellt. Da

der Spanbruch bei der Bearbeitung dieser Legierung als gut zu beurteilen war, ist in

diesem Fall eine höhere Anzahl an Überläufen von mindestens 8 zu empfehlen. Eine

Trockenbearbeitung erscheint aufgrund der geringen Gewindequalität auf Basis der

durchgeführten Versuche bei diesem Werkstoff nicht zielführend.


Bild 19: Klassifizierung der Spanformen beim Drehen von M24 Außengewinden

Spanform / Schnitte

Trocken

CuZn38As

Paul Horn

L315.1830.02

Radial W W + S S

Flanken W W + S S

Seco A1Radial B B B

Flanken B + S B + S B + S

Sandvik 266Radial B + W W W + S

Flanken B + S S S + W

CuZn8Si3-C

Paul Horn

L315.1830.02

Radial Ba S + Ba S

Flanken S + Ba S + W B + W

Seco A1Radial S + Ba S S

Flanken B + Ba S + Ba S

Sandvik 266Radial S + Ba S S

Flanken S + Ba S + Ba S

CuSn12-C

Paul Horn

L315.1830.02

Radial B + S B + S S

Flanken S S S

Seco A1Radial B + S B + S B + S

Flanken B B B

Sandvik 266Radial B B B

Flanken B B B

CuZn21Si3PPaul Horn

L315.1830.02

Radial S + Ba S + Ba S + Ba

Flanken S + Ba S + Ba S + Ba

CuZn39Pb3Paul Horn

L315.1830.02

Radial B B B

Flanken B B B

KSS Werkstoff Plattengeometrie ZustellungSpanform / Schnitte

8 6 4

Emulsion

CuZn38As

Paul Horn

L315.1830.02

Radial W W + S S

Flanken W W + S S

Seco A1Radial B B B

Flanken S B + S B + S

Sandvik 266Radial B+S S B + W

Flanken S S B + S

CuZn8Si3-C

Paul Horn

L315.1830.02

Radial W + S S B + S

Flanken S + (Ba) B + S B + S

Seco A1Radial S S S

Flanken B + (Ba) B + S S

Sandvik 266Radial S + (Ba) S S

Flanken B + S S + (Ba) S

CuSn12-C

Paul Horn

L315.1830.02

Radial B + S B + S B

Flanken S B + S B + S

Seco A1Radial B B B

Flanken B B B

Sandvik 266Radial B B B

Flanken B B B

CuZn21Si3PPaul Horn

L315.1830.02

Radial S + (Ba) S S

Flanken S + (Ba) S + (Ba) S + (Ba)

CuZn39Pb3Paul Horn

L315.1830.02

Radial B B B

Flanken B B B

Wendelspäne (W)Spanlocken (S)Bröckelspäne (B) Bandspäne (Ba)

1 cm 1 cm 1 cm 1 cm


Bild 20: Klassifizierung der Gewindequalität beim Drehen von M24 Außengewinden

Werkstoff Plattengeometrie ZustellungAnzahl an Schnitten

8 6 4

Trocken

CuZn38As

Paul Horn

L315.1830.02

Radial O O (+) O (+)

Flanken O (+) O (+) O (+)

Seco A1Radial O (+)

Flanken O (+)

Sandvik 266Radial O

Flanken O

CuZn8Si3-C

Paul Horn

L315.1830.02

Radial S S (+)

Flanken S / O S / O S / O

Seco A1Radial S (+)

Flanken S (-) / O (-) S (-) / O S (+) / O

Sandvik 266Radial S (+)

Flanken O (-) O (-) S (+) / O (-)

CuSn12-C

Paul Horn

L315.1830.02

Radial O (-) S (-) / O (-) S / O

Flanken O (-) S (+) / O(+) S (+) / O (+)

Seco A1Radial O (-) O (-) S / O

Flanken O (-) O (-) S / O

Sandvik 266Radial O (-) O (-) S / O


CuZn21Si3PPaul Horn

L315.1830.02

Radial S (-) S

Flanken O (-) O S / O (+)

CuZn39Pb3Paul Horn

L315.1830.02

Radial S (-) S

Flanken O (-) O (-) S / O (+)

KSS Werkstoff Plattengeometrie ZustellungAnzahl an Schnitten

8 6 4

Emulsion

CuZn38As

Paul Horn

L315.1830.02

Radial O

Flanken O O O (+)

Seco A1Radial O O

Flanken O

Sandvik 266Radial O

Flanken O

CuZn8Si3-C

Paul Horn

L315.1830.02

Radial S S S (+) / O (-)

Flanken S / O (+) S / O (+) S (+) / O (+)

Seco A1Radial S

Flanken S (-) / O (-) S (+) / O

Sandvik 266Radial S (-) S (+)

Flanken S S S (+) / O (-)

CuSn12-C

Paul Horn

L315.1830.02

Radial S (-) / O S (-) / O (+)

Flanken O (+) S (+) / O S (+) / O

Seco A1Radial O (-) O (-) S / O


Sandvik 266Radial O (-) O (-) S / O

Flanken O (-) O S / O

CuZn21Si3PPaul Horn

L315.1830.02

Radial S (-) S

Flanken O (-) O S (+) / O (+)

CuZn39Pb3Paul Horn

L315.1830.02

Radial S (-) S

Flanken O O (+) S (+) / O (+)

O Oberflächenschäden /

-ausrisse

S Schwingungen

+ Stark ausgeprägt

- Schwach ausgeprägtO

S

250 µm 250 µm

5 Gewindebohren von M3 Innengewinden 31

5 Gewindebohren von M3 Innengewinden



Neben der Herstellung von M24 Außen- und M16 Innengewinden mit der industriel-

len Hauptanwendung der Sanitär- und Trinkwasserindustrie wurde des Weiteren die

Fertigung von M3 Innengewinden untersucht. Diese Gewindegröße wird in der Kup-

ferindustrie insbesondere in der Elektro- und Elektronikindustrie in sehr hohen Stück-

zahlen hergestellt. Aufgrund der verschiedenen industriellen Anwendungsbereiche

wurden für diese Untersuchungen größtenteils andere Versuchswerkstoffe einge-

setzt, vgl. Bild 3. Hierzu gehörten die bleifreien Legierungen Cu-ETP, CuCr1Zr,

CuZn40-1, CuZn40-10, CuZn42, CuZn21Si3P, CuSn8P, CuAl10Ni5Fe4 und

CuNi18Zn20 sowie das bleihaltige Automatenmessing CuZn39Pb3. Darüber hinaus

wurde das Gewindebohren aufgrund der hohen industriellen Relevanz zur Herstel-

lung von M3 Innengewinden als Hauptfertigungsverfahren eingesetzt. Eine Übersicht

über das Versuchsprogramm und die eingesetzten Werkzeuge ist in Bild 21 gezeigt.

Für die Grundlagenversuche wurde zunächst ein unbeschichteter dreischneidiger

Gewindebohrer aus HSS-E mit einem positivem Drallwinkel von δ = 40° verwendet.

Als Werkzeugspannsystem kam ein spezielles Gewinde-Synchronspannfutter (Güh-

rosync) der Fa. Gühring zum Einsatz. In Stichversuchen wurde zu Beginn der Unter-

suchungen gezeigt, dass durch entsprechende Dämpfungssysteme die Vorschub-

kraft beim Gewindebohren und die Anzahl an Werkzeugbrüchen gegenüber einem

starren Spannfutter (Regofix „PowRgrip“) maßgeblich reduziert werden konnten. Aus

diesem Grund wurde für sämtliche weitere Versuche ausschließlich das Gewinde-

Synchronspannfutter verwendet. Ein weiterer Unterschied zum Gewindedrehen der

M24 Außen- und M16 Innengewinde bestand darin, dass keine Emulsion sondern ein

chlor- und mineralölfreies Estheröl (Jokisch S91) verwendet wurde. Dies lag daran,

dass die im PA vertretenen Anwender sowie generell die kupferverarbeitende Indust-

rie zur Herstellung von Elektro- und Elektronikbauteilen Öl anstelle von Emulsion

einsetzen. Das verwendete Estheröl Jokisch S91 wurde bereits im Vorgängerprojekt

IGF 16867 N für Zerspanversuche eingesetzt. Da die Versuchsmaschinen an der

Forschungsstelle in der Regel mit Emulsion befüllt sind, wurde eine Bypass-Lösung

zur Zu- und Abführung des Öls verwendet, Bild 22. Zur Herstellung der Innengewinde

wurde das gelieferte Stangenmaterial auf eine Länge von ca. 100 mm gesägt, in

einen Schraubstock eingespannt und plangefräst. Die Kernlochbohrungen und Ge-

winde wurden anschließend in die gefräste Fläche eingebracht, Bild 22. Der

Schraubstock war zudem auf einer Kistler Kraftmessplattform aufgespannt, mit der

die Kräfte und Drehmomente bei der Gewindeherstellung gemessen wurden.


Bild 21: Versuchsprogramm und Werkzeuge zum Gewindebohren

Bild 22: Versuchsaufbau auf der Chiron FZ 15 zur Herstellung von M3 Innengewinden

In den Grundlagenversuchen wurde die Zerspanbarkeit aller Versuchswerkstoffe

hinsichtlich des Drehmoments, der Lehrenhaltigkeit, der Spanformen und des Werk-

zeugverschleißes beurteilt. Die Schnittgeschwindigkeit wurde hierzu in drei Schritten

zwischen vc = 10, 20 und 30 m/min variiert. Zur Analyse des Werkzeugverschleißes

Prozess Kernlochbohren Gewindebohren M3 (P = 0,5)

Werkzeug-

geometrie

GT 500, d = 2,5 mm 889-3,000 DIN371 C M 3 ISO2/6H

Werkzeugspann-

system

Regofix „PowRgrip“ PG10

HSK A 63

Gühring „Gührosync“ GN300 4601 12,063

HSK A 63

Schneidstoff /

Beschichtung

HSS-PM,

unbeschichtet

HSS-E,

unbeschichtet

Werkstoff Cu-ETP, CuCr1Zr, CuZn40-1, CuZn40-10, CuZn42, CuZn21Si3P, CuSn8P, CuAl10Ni5Fe4,

CuNi18Zn20, CuZn39Pb3

KSS Estheröl, Jokisch S91, externe Zuführung Estheröl, Jokisch S91, externe Zuführung

vc / (m/min) 60 10; 20; 30

f / mm 0,03 Entspricht der Gewindesteigung

Chiron FZ 15 S: 5-Achs-Bearbeitungszentrum:

Spindelleistung: 12 KW, Spindeldrehzahl: 20.000 min-1

We

llen

-Ø: 4

0 m

mW

elle

n-Ø

: 2

6 m

mW

elle

n-Ø

: 1

0 m

m


wurde hingegen die Schnittgeschwindigkeit in den Grundlagenversuchen in Abstim-

mung mit dem PA zu vc = 20 m/min konstant gehalten. Der Einfluss der Schnittge-

schwindigkeit auf den Werkzeugverschleiß wurde im weiteren Projektverlauf in AP 6

untersucht.

Ein Vergleich des Drehmoments beim Gewindebohren ist in Bild 23 gegenüberge-

stellt. Die Werte stellen die Mittelwerte aus fünf Messungen dar, wobei jeweils das

Drehmoment beim Hineindrehen des Gewindebohrers ermittelt wurde.

Bild 23: Drehmomente beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit

Die mit Abstand höchsten Drehmomente wurden bei der Bearbeitung von Cu-

Al10Ni5Fe4 festgestellt. Dies ist durch die äußerst hohe Festigkeit und Härte dieser

Aluminiumbronzelegierung zu erklären. Aus diesem Grund wurden ebenfalls hohe

Drehmomente beim Gewindebohren von CuZn21Si3P gemessen. Des Weiteren

wurde ein großer Unterschied im Drehmoment beim Gewindebohren der beiden

CuZn40-Legierungen beobachtet. Die deutlich höheren Drehmomente bei CuZn40-1

(Markenname EnViB 1) sind zum einen auf die höhere Festigkeit und zum anderen

auf den um den Faktor 10 geringeren Restbleigehalt vergleichen mit CuZn40-10

(Markenname EnViB 10) zurückzuführen, vgl. Bild 2. Zwischen den homogenen

Kupferlegierungen CuSn8P (Zinnbronze), CuCr1Zr, Cu-ETP und CuNi18Zn20

(Neusilber) wurden nur geringe Unterschiede bezüglich des Drehmoments ermittelt.

Die Drehmomente der bleihaltigen Referenzlegierung CuZn39Pb3 lagen auf einem

sehr geringen Niveau. Ein Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf das Drehmoment

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 10 20 30 40

Dre

hm

om

en

t M

z/

Nm

Schnittgeschwindigkeit vc / (m/min)

CuAl10Ni5Fe4

CuZn21Si3P

CuNi18Zn20

CuSn8P

CuZn40-10

Werkzeugbruch

CuAl10Ni5Fe4:

Werkzeugbruch bei vc = 10 m/min

Kein Werkzeugbruch beim

Gewindebohren der anderen

Werkstoffe

Lehrenhaltigkeit

Im Gegensatz zum Einsatz des

Regofix-Spannsystems (starre

Einspannung), waren bei allen

Werkstoffen die Gewinde

lehrenhaltig!

Bei den dargestellten Messpunkten

handelt es sich um Mittelwerte

Werkzeug: HSS-E, unbeschichtet

889-3,000 DIN371 C M 3 ISO2/6H

Prozess: Gewindebohren M3

Kühlung: Öl Jokisch S91, extern

CuZn40-1

Cu-ETPCuCr1Zr

CuZn42

CuZn39Pb3


wurde bei keinem der Versuchswerkstoffe beobachtet. Die Lehrenhaltigkeit war beim

Einsatz des Gewinde-Synchronspannfutters im Gegensatz zu einer starren Einspan-

nung in allen Versuchen gegeben. Beim Gewindebohren der hochfesten Aluminium-

bronzelegierung CuAl10Ni5Fe4 trat jedoch ein Werkzeugbruch bei vc = 10 m/min auf.

Ein weiteres und äußerst bedeutendes Kriterium zur Beurteilung der Zerspanbarkeit

beim Gewindebohren sind die Spanform und der Spanabtransport. Die Späne wur-

den zur Bewertung bei Anwendung der drei verschiedenen Schnittgeschwindigkeiten

von vc = 10, 20 und 30 m/min gesammelt und miteinander verglichen. Bei der Bear-

beitung des bleihaltigen Automatenmessing CuZn39Pb3 entstanden aufgrund der

spanbruchfördernden Wirkung von Blei ausschließlich sehr kurze Bröckelspäne.

Ebenso entstanden kurze Späne beim Gewindebohren von CuZn21Si3P. Dies ist auf

das Vorliegen einer siliziumreichen und harten κ-Phase im Gefüge zurückzuführen.

Bei allen anderen bleifreien Versuchswerkstoffen bildeten sich unabhängig von der

Schnittgeschwindigkeit lange Wendelspäne aus. Je nach Versuchswerkstoff wickel-

ten sich die Späne unterschiedlich stark um den Bohrer, so dass eine manuelle Ent-

fernung der Späne vor dem Hintergrund der Prozesssicherheit in einigen Fällen er-

forderlich war. In Bild 24 ist das Aufwickeln der Späne exemplarisch für eine Schnitt-

geschwindigkeit von vc = 20 m/min gezeigt. Besonders stark ausgeprägt war dieses

Phänomen bei der Bearbeitung der niedriglegierten Kupferlegierung CuCr1Zr. Auf-

grund des sehr hohen Kupferanteils und Formänderungsvermögens neigt dieser

Werkstoff stark zur Bildung langer Späne.

Bild 24: Spanformen beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen

In den folgenden Verschleißversuchen, in denen maximal 500 Gewinde in jeden

Versuchswerkstoff eingebracht wurden, mussten die Untersuchungen zum Gewinde-

CuZn40-10: Bohrung 17 CuSn8P: Bohrung 195 CuCr1Zr: Bohrung 100

Späne wickeln sich regelmäßig um den Bohrer, manuelle Entfernung der Späne erforderlich

CuZn42 und CuZn40-1/-10, CuSn8P, CuAl10NiFe4, CuNi18Zn20, Cu-ETP, CuCr1Zr:

Späne wickeln sich um den Bohrer, Ausprägung unterschiedlich stark (s.o.)

CuZn39Pb3, CuZn21Si3P: Kurze Späne, die keine Probleme bereiteten

Werkzeuggeo.: 889-3,000 DIN371 C M 3 ISO2/6H

Schneidstoff: HSS-E, unbeschichtet

Gewindetiefe: t = 6 mm

Schnittgeschw.: vc = 20 m/min



CuZn39Pb3: Bohrung 500

1 mm


bohren von CuCr1Zr aufgrund des Aufwickelns der Späne nach 100 Bohrungen

abgebrochen werden. Es war zunächst das primäre Ziel, Lösungen zur Vermeidung

der Langspanbildung zu erarbeiten, um eine hohe Prozesssicherheit zu gewährleis-

ten. Neben CuCr1Zr mussten auch beim Gewindebohren von CuZn21Si3P und

CuCr1Zr die Verschleißversuche frühzeitig abgebrochen werden. Grund waren hier

jedoch nicht die Langspanbildung, sondern Werkzeugbrüche innerhalb der ersten

100 hergestellten Gewinde. Dieses Ergebnis korreliert mit der Messung der hohen

Drehmomente bei diesen beiden Werkstoffen, vgl. Bild 23.

Der Verlauf des Freiflächenverschleißes in Abhängigkeit von der Gewindeanzahl ist

für alle anderen Versuchswerkstoffe in Bild 25 dargestellt. Werkzeugbrüche traten bei

diesen Werkstoffen innerhalb der ersten 500 Gewinde nicht auf. Grundsätzlich war

die Entwicklung des Freiflächenverschleißes bei allen Messinglegierungen deutlich

geringer als bei den anderen bleifreien Kupferwerkstoffen. Dieses Ergebnis deckt

sich mit den Resultaten aus dem Vorgängerprojekt IGF 16867 N zur Drehbearbei-

tung. Der Freiflächenverschleiß beim Gewindebohren der bleifreien Messinglegei-

rungen CuZn42 und CuZn40 war nur unerheblich höher im Vergleich zur bleihaltigen

Referenzlegierung CuZn39Pb3. Es ist anzunehmen, dass deutlichere Unterschiede

erst nach einer wesentlich höheren Gewindeanzahl festzustellen wären. Aus diesem

Grund wurden in Absprache mit dem PA Langzeituntersuchungen bei der im PA

vertretenen Firma Carl Leipold durchgeführt, siehe Kapitel 7.

Bild 25: Verlauf des Freiflächenverschleißes beim Gewindebohren verschiedener Kupferlegierungen

Den höchsten Werkzeugverschleiß verursachte die Neusilberlegierung CuNi18Zn20.

Nach 500 Gewinden lag der maximale Freiflächenverschleiß hier bereits bei durch-

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 100 200 300 400 500 600

Ma

x. F

reif

läc

he

nve

rsc

hle

iß V

Bm

ax

/ µ

m

Gewindeanzahl

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 100 200 300 400 500 600

Ma

x. F

reif

läc

he

nve

rsc

hle

iß V

Bm

ax

/ µ

m

Gewindeanzahl

CuAl10Ni5Fe4:

CuNi18Zn20

Cu-ETP

CuSn8P

CuZn39Pb3

CuZn42

CuZn21Si3P:

Werkzeugbruch nach 52 / 67 Gewinden

Werkzeugbruch

Werkzeuggeometrie: 889-3,000 DIN371

C M 3 ISO2/6H

Schneidstoff: HSS-E, unbesch.





CuCr1Zr:

Abbruch wegen

Wirrspanbildung

Kurven: Mittelwerte aus VBmax

der jeweils drei Gewindeflanken

CuZn40-1/10


schnittlich VBmax ≈ 90 µm. Zu erklären ist der hohe Werkzeugverschleiß durch den

verfestigenden Einfluss von Nickel.

5.2 Lösungen zur Optimierung des Zerspanergebnisses bei der

Herstellung von M3 Innengewinden (AP 2 - 6)

In den Grundlagenversuchen (AP 1) zeigten sich je nach Versuchswerkstoff ver-

schiedene Probleme beim Gewindebohren von M3 Innengewinden. Dies betraf ins-

besondere die Langspanbildung und den Werkzeugverschleiß bzw. das Drehmo-

ment. Aufbauend auf den Erkenntnissen in AP 1 wurden im weiteren Projektverlauf

verschiedene Lösungsansätze zur Optimierung des Zerspanergebnisses bei der

Herstellung von M3 Innengewinden untersucht. Dies beinhaltete die Werkzeuggeo-

metrie (AP 2), den Schneidstoff und die Beschichtung (AP 3), alternative Fertigungs-

verfahren (AP 4), das KSS-Medium und die KSS-Zuführstrategie (AP 5) sowie die

Schnittparameter (AP 6). Die Untersuchungen zu den einzelnen Arbeitspaketen

wurden zum Teil parallel durchgeführt und werden daher im Folgenden zusammen-

hängend dargestellt. Werkstoffseitig konzentrierten sich die Untersuchungen primär

auf die Cu-Zn-Legierungen, da diese für den PA und die Kupferindustrie die höchste

Relevanz bezüglich der Zerspanuntersuchungen besaßen.

Ein wesentlicher Ansatzpunkt zur Prozessoptimierung bestand in der Verbesserung

des Spanbruchs und Spanabtransports. Lösungsmöglichkeiten lagen zum einen in

einer Variation der Werkzeuggeometrie und zum anderen in alternativen Fertigungs-

verfahren. In diesem Projekt wurden neben dem Gewindebohren das Gewindefräsen

und das Gewindeformen untersucht. Die wichtigsten Merkmale aller eingesetzten

Gewindebohrer sind in Bild 26 zusammenfasst, während die Werkzeuge zum Gewin-

defräsen und -formen in Bild 27 gegenübergestellt sind. Im Vergleich zum Gewinde-

bohrer 889, der in AP 1 verwendet wurde, kam ein weiterer 3-schneidiger HSS-

Bohrer zum Einsatz, der jedoch nicht spiralisiert (Werkzeug 889: δ = 40°), sondern

geradegenutet war (Werkzeug 800: δ = 0°). Des Weiteren kam ein 2-schneidiger

HSS-Bohrer mit einem ähnlichem Drallwinkel wie zuvor zum Einsatz (Werkzeug 812:

δ = 45°). Neben dem Drallwinkel und der Zähnezahl unterschieden sich die Werk-

zeuge in einigen weiteren Merkmalen, u. a. hinsichtlich des Anschnitts und des Hin-

terschliffs. Als Alternative zu den HSS-Bohrern wurde darüber hinaus ein 3-

schneidiger Hartmetallgewindebohrer (Werkzeug 971) mit einem Drallwinkel von

δ = 15° verwendet. Alle Werkzeuge zur Herstellung der M3 Innengewinde wurden

von der im PA vertretenen Firma Gühring zur Verfügung gestellt.


Bild 26: Zum Gewindebohren eingesetzte Werkzeugtypen

Neben den verschiedenen Gewindebohrern wurden alternativ ein HSS-

Gewindeformer mit 4 Druckstollen sowie ein 3-schneidiger Hartmetallgewindefräser

für die Untersuchungen eingesetzt, Bild 27.

Bild 27: Zum Gewindeformen und -fräsen eingesetzte Werkzeugtypen

Die verschiedenen Werkzeuge und Verfahren wurden zunächst hinsichtlich der

Spanformen und des Spanabtransports bewertet. Beim Gewindeformen wird das

Problem der Langspanbildung umgegangen, da verfahrensbedingt keine Späne

entstehen. Dies ist als großer Vorteil dieses Verfahren bei der Bearbeitung der blei-

WerkzeugGühring 889:

Gewindebohrer

Gühring 800:

Gewindebohrer

Gühring 812:

Gewindebohrer

Gühring 971:

Gewindebohrer

Werkzeug-

geometrie

Typ NR40/C Ms/E Al/C NR15/C

Anschnitt C E C C

Schneidstoff HSS-E HSS-E HSS-E Hartmetall

Zähnezahl 3 3 2 3

Spiralwinkel 40 0 (geradegenutet) 45 15

Spanwinkel 15 15 17 10

Anschnitt / ° 1,5 4,0 1,5 1,5

Hinterschliff / ´ 17,5 30 8 30

WerkzeugGühring 793:

Gewindeformer

Gühring 3511:

Gewindefräser

Werkzeug-

geometrie

Typ N TMC

Durchmesser 3 mm 2,3 mm

Anschnitt C Ohne

Schneidstoff HSS-E Hartmetall

Zähnezahl 4 3

Spiralwinkel Ohne 27

Spanwinkel Ohne 4


freien Kupferlegierungen anzusehen. Auch beim Gewindefräsen entstanden auf-

grund des unterbrochenen Schnitts keine langen Späne, die sich um das Werkzeug

wickelten. Da die kurzen Späne vom Öl an der Zerspanstelle direkt weggespült wur-

den, konnten keine Späne zu Dokumentationszwecken gesammelt werden. Dies

bereitete zum Teil ebenfalls beim Gewindebohren Schwierigkeiten, so dass auch

beim Gewindebohren nicht für alle Werkzeugtypen Späne gesammelt werden konn-

ten.

Einen Vergleich der Spanformen beim Gewindebohren der verschiedenen Cu-Zn-

Legierungen zeigt Bild 28. Es ist deutlich erkennbar, dass durch den Einsatz des

geradegenuteten Bohrers (Werkzeug 800) wesentlich kürze Späne entstanden ver-

glichen mit Werkzeug 889 (vgl. AP 1). Dies ist auf die stärkere Umformung des

Spans zurückzuführen. Aus dem gleichen Grund verbesserte sich der Spanbruch

ebenfalls beim Einsatz des Hartmetallgewindebohrers 971 (δ = 15°). Die Verwen-

dung des 2-schneidgen Gewindebohrers 812 führte zu keinem erkennbaren Unter-

schied in den Spanformen.

Bild 28: Spanformen beim Gewindebohren bleifreier Cu-Zn-Legierungen in Abhän-gigkeit von der Werkzeuggeometrie

Beim Gewindebohren der anderen bleifreien Versuchswerkstoffe CuAl10Ni5Fe4,

CuCr1Zr und CuNi18Zn20 konnten die für die Cu-Zn-Legierungen ermittelten Ergeb-

nisse bestätigt werden. Allerdings führte die starke Spanumformung beim Einsatz

des geradegenuteten Bohrers 800 dazu, dass beim Gewindebohren von CuCr1Zr die

Werkzeuge frühzeitig brachen. Eine leichte Verbesserung des Spanbruchs und -

abtransports im Bereich des Gewindebohrens wurde bei diesem Werkstoff mit dem

2-schneidigen Gewindebohrer 812 erzielt. Durch die geringere Schneidenanzahl und

CuZn42 CuZn40-1 CuZn40-10 CuZn21Si3P

1 cm

889

1 cm

812

1 cm

889

1 cm

800

1 cm

812

1 cm

1 cm

800

889

1 cm

889

1 cm

971

Maschine: Chiron FZ 15 S


Werkzeug: Variiert

KSS: Öl Jokisch S91, extern



800

Späne in der Regel

kurz, nur in einem Fall

wickelten sich die

Späne um den Bohrer


die dementsprechend größeren Spankammern konnten die Späne besser abtrans-

portiert werden, wodurch das Problem der starken Späneknäuel am Werkzeug, wie

beim Einsatz des Bohrers 889 beobachtet, reduziert werden konnte. Allerdings ent-

standen auch mit dem 2-schneidigen Werkzeug 812 keine kurzen Späne.

Bild 29: Spanformen beim Gewindebohren bleifreier Kupferlegierungen in Abhängig-keit von der Werkzeuggeometrie

Die Spanformung und der Spanbruch stehen in direktem Zusammenhang mit den

auftretenden Kräften und Drehmomenten. Zur Beurteilung der Werkzeuggeometrien

und der verschiedenen Fertigungsverfahren ist dieser Aspekt, insbesondere vor dem

Hintergrund des Werkzeugverschleißes und des Auftretens von Werkzeugbrüchen,

von hoher Bedeutung. Bild 30 zeigt hierzu einen Vergleich der Drehmomentenverläu-

fe beim Gewindebohren und -formen. Es ist erkennbar, dass der geradgenutete

Bohrer aufgrund der stärkeren Spanumformung zu einem deutlichen Anstieg des

Drehmoments im Vergleich zum spiralisierten Bohrer 889 bei der Bearbeitung der

bleifreien Messinglegierungen CuZn40 und CuZn42 führte. Die Auswahl der Werk-

zeuggeometrie wird in diesen Fällen entscheidend vom Zielkonflikt zwischen Span-

bruch und Drehmoment bzw. Werkzeugbelastung bestimmt. Weiteren Aufschluss

hierüber gaben Verschleißversuche an der Forschungsstelle und bei der im PA ver-

tretenen Firma Carl Leipold, vgl. Kapitel 7.

CuAl10Ni5Fe4 CuCr1Zr CuNi18Zn20

1 cm

889

1 cm

971

1 cm

812

1 cm

889

1 cm

800

889

812

Maschine: Chiron FZ 15 S


WKZ: Variiert

KSS: Öl Jokisch S91, extern




Bild 30: Vergleich des Drehmoments beim Gewindebohren und -formen

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Zeit t / s Zeit t / s

Gewinde: M3, t = 6 mm, KSS: Öl, Jokisch S91, extern, Schnittgeschwindigkeit: vc = 20 m/min = const

Gewinde-

bohren: 889

Gewindebohren: 800Gewinde-

formen: 793

CuZn40-10CuZn39Pb3

Gewinde-

bohren: 889

Gewinde-

formen: 793

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,5 1 1,5 2

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Zeit t / s

Gewinde-

bohren: 889

Gewindebohren: 800

Gewindebohren: 812

Gewinde-

formen: 793

CuZn40-1

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,5 1 1,5 2

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Zeit t / s

Gewindebohren: 889

Gewindeformen: 793

(CuZn42 „weich“)

Gewindebohren: 800

Gewindebohren: 812

Gewinde-

formen: 793

CuZn42

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,5 1 1,5 2

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Zeit t / s

Gewindebohren: 889

Gewindebohren: 800

Gewinde-

formen: 793

Gewinde-

bohren: 971

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Zeit t / s

Gewindebohren: 889

Gewindebohren: 812

Gewinde-

formen: 793

CuZn21Si3P CuCr1Zr


Beim Gewindebohren von CuZn21Si3P war beim Einsatz des geradgenuteten Boh-

rers 800 hingegen eine Reduzierung des Drehmoments gegenüber Werkzeug 889 zu

verzeichnen. Dies liegt vermutlich zum einen an den geringeren Reib- und

Quetschanteilen während der Spanbildung sowie am geringeren Formänderungs-

vermögen verglichen mit CuZn40 und CuZn42. Zum anderen scheint der bessere

Spanbruch den Spanabtransport begünstigt zu haben. Dies wirkte sich vermutlich

positiv auf das Drehmoment aus. Beim Gewindebohren von CuCr1Zr traten beim

Einsatz des geradgenuteten Werkzeugs direkt beim ersten Gewinde Werkzeugbrü-

che auf, so dass hier kein Verlauf des Drehmoments abgebildet wurde.

Beim Einsatz des 2-schneidigen HSS-Gewindebohrers lagen die Drehmomente

ungefähr auf dem gleichen Niveau verglichen mit Werkzeug 889, während sehr ge-

ringe Drehmomente mit dem Hartmetallgewindebohrer 971 gemessen wurden. Hin-

sichtlich des Drehmoments konnte auch beim Gewindeformen ein positives Ergebnis

erzielt werden. Gewöhnlicherweise sind beim Gewindeformen aufgrund der reinen

Werkstoffumformung deutlich höhere Drehmomente erforderlich als beim Gewinde-

bohren. Im Fall der eingesetzten bleifreien Legierungen lagen die Drehmomente

jedoch auf einem mit dem Gewindebohren vergleichbaren Niveau. Dies ist vermutlich

auf die geringe Festigkeit und die hohe Fließfähigkeit der bleifreien Kupferwerkstoffe

im Vergleich zu anderen Werkstoffgruppen zu erklären. Da beim Gewindeformen

verfahrensbedingt zudem keine Späne entstehen, ist dieses Verfahren eine zielfüh-

rende Alternative zum Gewindebohren. Weiteren Aufschluss hierüber gaben die

Verschleißversuche an der Forschungsstelle und bei der im PA vertretenen Firma

Carl Leipold.

Beim Gewindefräsen sind grundsätzlich im Vergleich zum Gewindebohren und -

formen geringe Drehmomente erforderlich. Da hier Radialkräfte auftreten und die

Gewinde nicht genau in der Mitte der Kraftmessplattform positioniert waren, entstand

ein Moment an der Kraftmessplattform, die das Messergebnis verfälschen. An dieser

Stelle wurde daher auf eine Abbildung der Drehmomentenverläufe verzichtet.

Hinsichtlich der Gewindequalität ergaben sich diverse Unterschiede in Abhängigkeit

vom Fertigungsverfahren und Versuchswerkstoff. Grundsätzlich können beim Ge-

windeformen sehr hohe Oberflächengüten und Profilgenauigkeiten erzielt werden.

Zudem wird das Werkstoffgefüge an den Gewindeflanken infolge des Umformpro-

zesses verfestigt. Dies führt im Allgemeinen zu einer höheren Verschleißfestigkeit

und Korrosionsbeständigkeit des Gewindes. Für den Umformprozess beim Gewinde-

formen ist jedoch eine ausreichende Fließfähigkeit des Werkstoffs erforderlich, damit

sich die sog. „Krallen“ am Gewindekopf beim Umformvorgang gleichmäßig ausbilden

können und des Weiteren keine Inhomogenitäten entstehen. Beim Gewindeformen

des bleihaltigen Automatenmessings CuZn39Pb3 sowie des siliziumhaltigen Son-


dermessings CuZn21Si3P war jedoch die Fließfähigkeit gering, so dass die Krallen

am Gewindekopf sehr ungleichmäßig ausbildeten, Bild 31. Eine deutlich bessere

Gewindequalität konnte bei diesen beiden Werkstoffen mittels Gewindebohren und -

fräsen erreicht werden.

Bild 31: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von CuZn39Pb3 und CuZn21Si3P

Bei den bleifreien Messingen CuZn42 und CuZn40-1 sowie bei der niedriglegierten

Kupferlegierung CuCr1Zr wurde hingegen aufgrund des deutlich höheren Formände-

rungsvermögens der Werkstoffe eine sehr hohe Gewindequalität beim Gewindefor-

men erzielt, Bild 32 und Bild 33. Die Krallen bildeten sich hier gleichmäßig aus. Bei

Gewindeformen (793) Gewindebohren (889) Gewindefräsen (3511)

vc = 20 m/min vc = 20 m/min vc = 120 m/min, f = 0,06 mm

0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm

250 µm 250 µm 250 µm


0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm

250 µm 250 µm 250 µm


Gewinde: M3, t = 6 mm, KSS: Öl, Jokisch S91, extern, Maschine: Chiron FZ 15

CuZn39Pb3

CuZn21Si3P


CuZn42 und CuZn40-1 wurde zudem eine sehr gute Gewindequalität beim Gewin-

debohren und -fräsen erreicht. Nur vereinzelt hafteten im Fall von CuZn40-1 kleine

Spanpartikel an der gebohrten Gewindeoberfläche, Bild 32.

Bild 32: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von CuZn42 und CuZn40-1 (EnViB 1)

Bei der Bearbeitung von CuCr1Zr hingegen wurden starke Riefen an den Gewinde-

flanken nach dem Gewindebohren und -fräsen festgestellt, zudem klebten hier ver-

stärkt Spanpartikel an der Gewindeoberfläche. Es ist anzunehmen, dass die Oberflä-

chenschädigungen durch das homogene kfz Werkstoffgefüge und die geringe Werk-


0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm

250 µm 250 µm 250 µm



CuZn42


0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm

250 µm 250 µm 250 µm


Haftende Spanpartikel

CuZn40-1


stofffestigkeit und die daraus folgende starke Adhäsion zwischen Werkstoff und

Werkzeug verursacht wurden.

Bild 33: Gewindequalität beim Gewindebohren , -formen und -fräsen von CuCr1Zr

In den Kurzzeitoptimierungsversuchen wurde neben dem Fertigungsverfahren, der

Werkzeuggeometrie, dem Schneidstoff und den Schnittparameter des Weiteren der

Einfluss der KSS-Strategie analysiert. Hierzu kam zum einen eine Gewindepaste der

Fa. Jokisch und zum anderen ein Aerosoltrockenschmiersystem (ATS) der Fa. Rot-

her Technologie zum Einsatz. Beide Varianten zielen auf eine deutliche Reduzierung

des KSS-Verbrauchs im Vergleich zu einer konventionellen Überflutungskühlung ab.

Bei der Gewindepaste der Fa. Jokisch handelte es sich um einen hochviskosen

Schmierstoff basierend auf Wachsen und Vaselinen, Bild 34. In den Zerspanversu-

chen an der Forschungsstelle wurde die Gewindepaste nach der Herstellung der

Kernlochbohrungen und vor dem Einbringen der Gewinde mit einem Pinsel sparsam

auf die plangefräste Werkstückoberfläche aufgetragen. Alternativ dazu wäre in der

industriellen Produktion eine Lösung denkbar, bei der das Werkzeug in bestimmten

Abständen automatisch in den Topf der Gewindepaste eintaucht.


Haftende SpanpartikelRiefen

0,5 mm 0,5 mm 0,5 mm

250 µm 250 µm 250 µm


CuCr1Zr


Riefen


Bild 34: Eingesetzte Gewindepaste der Fa. Jokisch

Bei dem eingesetzten ATS-System der Fa. Rother Technologie (AEROSOL MAS-

TER 4000cryolub) handelt es sich um eine weiterentwickeltes System für die Mini-

malmengenschmierung (MMS). Im Vergleich zur konventionellen MMS-Technik ist

mit diesem System aufgrund eines sehr feintröpfigen Aerosols eine deutliche Redu-

zierung des Ölverbrauchs möglich. Darüber hinaus bietet das System die Möglichkeit

zur Zuführung von -78,5°C kaltem CO2-Schnee an die Zerspanstelle. In diesem For-

schungsprojekt wurde jedoch ausschließlich das Aerosol mittels einer externen Zu-

führung durch 2 Düsen eingesetzt.

Eigenschaften

Geruchsneutral

Chlorfrei, schwermetallfrei

Sehr hohe Viskosität: Sehr zähflüssig

Basiert auf Wachsen und Vaselinen mit abgestimmten

Schwefel- und Phosphorverbindungen als EP-Zusatz

(Extreme Pressure Additive)

Einsatz

Schwere Bearbeitungen beim Gewindeschneiden,

Bohren und Fräsen von Stählen, Titan,

Gusswerkstoffen etc.

Sparsamer Gebrauch durch gezielte Aufbringung an

der zu bearbeitenden Stelle

Allgemeine Vorteile (Herstellerangabe)

Lange Werkzeugstandzeiten

Sehr gute Oberflächengüte

Ermöglicht hohe SchnittgeschwindigkeitenQuelle: Jokisch


Bild 35: Eingesetzte Aerosoltrockenschmierung (ATS) der Fa. Rother Technologie

Die verschiedenen KSS-Strategien wurden zunächst exemplarisch beim Gewinde-

bohren von drei verschiedenen bleifreien Kupferlegierungen hinsichtlich des Dreh-

moments bewertet. Aus Bild 36 geht hervor, dass sowohl durch den Einsatz der

Gewindepaste als auch des ATS-Systems eine Reduzierung des Drehmoments bei

allen drei Werkstoffen erzielt wurde. Diese Reduzierung lässt auf günstigere Reibbe-

dingungen in der Zerspankontaktzone schließen. Durch die bei den beiden alternati-

ven Systemen fehlende Spülwirkung des Öls im Vergleich zu einer Überflutungsküh-

lung wurden jedoch bei einer optischen Kontrolle der Gewindequalität vereinzelt

anhaftende Spanpartikel in den Gewindegängen festgestellt. Auf die Lehrenhaltigkeit

des Gewindes hatten diese Spanpartikel allerdings keinen Einfluss. Zur weiteren

Beurteilung der Systeme wurden Verschleißversuche durchgeführt, vgl. Bild 37 und

Bild 39.

Quelle: Rother Technologie


Bild 36: Vergleich des Drehmoments in Abhängigkeit von der KSS-Strategie

Aufbauend auf den Kurzzeitversuchen zur Bewertung der Spanformen und des

-abtransports, des Drehmoments und der Gewindequalität wurden im weiteren Pro-

jektverlauf Langzeitversuche zur Beurteilung des Werkzeugverschleißes und des

Auftretens von Werkzeugbrüchen durchgeführt. In Absprache mit dem PA wurde für

die Versuche an der Forschungsstelle eine maximale Gewindeanzahl zwischen 100

und 500 Gewinden festgelegt. Nach einer solchen Gewindeanzahl ist die grundsätz-

liche Prozesssicherheit gegeben. Das Vorgehen zielte darauf ab, den Zeit- und Mate-

rialaufwand aufgrund der hohen Variation der Versuchsreihen zu reduzieren. Um

darauf aufbauend nähere Aussagen über die maximal zu erreichende Werkzeug-

standmengen treffen zu können, wurden weiterführende Versuche zur Herstellung

von M3 Innengewinden bei der im PA vertretenen Firma Carl Leipold durchgeführt,

vgl. Kapitel 7. Für die Versuche an der Forschungsstelle wurden neben dem Werk-

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,5 1 1,5

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Zeit t / s

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,5 1 1,5

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Zeit t / s

Öl, S91: Überflutungskühlung

ATS

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

0 0,5 1 1,5

Dre

hm

om

en

t M

z/ N

m

Zeit t / s

Öl, S91: Überflutungskühlung

Gewindepaste

ATS

Prozess: Gewindebohren

Gewindegröße: M3 Innengewinde


Maschine: Chiron FZ 15

KSS: Variiert

Werkzeuggeo.: 889, Gühring

Schneidstoff: HSS-E, unbeschichtet


CuZn42

CuZn21Si3P

Öl, S91:

Überflutungskühlung

Gewindepaste

CuAl10Ni5Fe4


stoff das Fertigungsverfahren, die Werkzeuggeometrie, der Schneidstoff und die

Beschichtung, die Schnittparameter und die KSS-Strategie variiert.

In Bild 37 sind die jeweiligen Versuchsbedingungen und die eingebrachte Anzahl an

Gewinden bei der Herstellung von M3 Innengewinden in verschiedene Cu-Zn-

Legierungen zusammengefasst. Bezüglich des bleihaltigen Referenzwerkstoffs wur-

den bis auf die Grundlagenversuche in AP 1 keine weiteren Langzeitversuche durch-

geführt, da keine Notwendigkeit für eine Prozessoptimierung bestand und hohe

Standmengen im Bereich von mehr als einer Millionen Gewinde aus der verarbeiten-

den Kupferindustrie und dem PA bekannt sind.

Im Fall von CuZn21Si3P wurde aufbauend auf den Grundlagenversuchen (Bohrer

889, HSS-E unbeschichtet, vc = 20 m/min) zunächst die Schnittgeschwindigkeit auf

vc = 10 m/min reduziert. Hierdurch konnte ein Werkzeugbruch innerhalb der ersten

100 Gewinde verhindert werden, allerdings zu Lasten der Produktivität. Aus diesem

Grund wurden weitere Lösungsansätze untersucht. Die Verwendung einer TiN-

Beschichtung bei ansonsten identischen Versuchsbedingungen wie in AP 1 führte

aufgrund eines frühzeitigen Werkzeugbruchs zu keiner Verbesserung. Im Gegensatz

dazu konnten Werkzeugbrüche innerhalb der ersten 200 Gewinde durch die Ver-

wendung der Gewindepaste der Fa. Jokisch anstelle der Überflutungskühlung mit Öl

verhindert werden. Dieses Ergebnis steht in Einklang mit den Messungen des Dreh-

moments, vgl. Bild 36. Ebenso konnten Werkzeugbrüche beim Gewindebohren durch

den Einsatz eines geradgenuteten HSS-Bohrers sowie eines gedrallten (δ = 15°)

Hartmetallbohrers vermieden werden. Der Werkzeugverschleiß war nach dem jewei-

ligen Versuchsende noch sehr gering ausgeprägt. Die Verschleißmarkenbreite lag in

einem Bereich von VB ≤ 20 µm. Dies galt ebenso für die zum Gewindeformen und -

fräsen eingesetzten Werkzeuge. Bei Anwendung dieser Verfahren wurden zudem

keine Werkzeugbrüche festgestellt.

Bei der Bearbeitung der anderen bleifreien Cu-Zn-Legierungen CuZn42 und CuZn40

traten ebenso wie bei CuZn21Si3P mit den in den Kurzzeitversuchen analysierten

Lösungsansätzen keine Werkzeugbrüche auf und die Verschleißentwicklung war

sehr gering. Lediglich beim Gewindefräsen von CuZn40-1 mit einem Bahnvorschub

von f = 0,105 mm brach das Werkzeug nach 154 bzw. 176 Gewinden. Es ist zu ver-

muten, dass dies auf den geringen Restbleigehalt, die hohe Festigkeit und den ho-

hen Anteil der α-Phase im Gefüge von ca. 70% zurückzuführen ist. Die Produktivität

beim Gewindefräsen scheint auf Grundlage der Ergebnisse bei diesem Werkstoff

eingeschränkt. Erst nach Anwendung eines im Vergleich zu den anderen Cu-Zn-

Legierungen reduzierten Bahnvorschubs von f = 0,06 mm konnten prozesssicher 500

Gewinde eingebracht werden.


Neben dem erfolgreichen Einsatz der Gewindepaste beim Gewindebohren von

CuZn21Si3P konnten zudem beim Gewindebohren von CuZn42 500 Gewinde pro-

zesssicher beim Einsatz des ATS-Systems hergestellt werden. Der Verschleiß war

auch in diesem Fall noch sehr gering ausgeprägt, allerdings waren verstärkte Werk-

stoffadhäsionen am Werkzeug erkennbar, Bild 38.

Bild 37: Versuchsbedingungen und eingebrachte Anzahl an Gewinden bei der Her-stellung von M3 Innengewinden in Cu-Zn-Legierungen

WerkstoffVerfahren /

WKZKSS

Schneidstoff /

Beschichtung

vc /

(m/min)

Vorschub

f / mm

Gewinde-

anzahlKommentar

CuZn42

Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne lang

Bohren 889 ATS HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne lang

Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz


Formen 793 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100CuZn42 geglüht,

Verschleiß gering

Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,105 100 Verschleiß gering, Späne kurz

CuZn40-1




Formen 793 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering

Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,105 154 / 176 Werkzeugbruch, Späne kurz


CuZn40-10Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne lang

Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz*


WKZKSS

Schneidstoff /

Beschichtung

vc /

(m/min)

Vorschub

f / mm

Gewinde-

anzahlKommentar

CuZn39Pb3 Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß gering, Späne kurz

CuZn21Si3P

Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 52, 68 Werkzeugbruch, Späne kurz

Bohren 889 Öl S91 HSS-E TiN-besch. 20 - 13 Werkzeugbruch, Späne kurz


Bohren 889Gewinde-

pasteHSS-E unbesch. 20 - 200 Verschleiß gering, Späne kurz


Bohren 971 Öl S91 HM unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz




* In einem Fall wickelten sich die Späne um den Bohrer


Bild 38: Vergleich des Werkzeugverschleißes beim Gewindebohren von CuZn42 in Abhängigkeit von der KSS-Strategie

Im Vergleich zu den bleifreien Cu-Zn-Legierungen traten bei der Bearbeitung der

anderen bleifreien Kupferlegierungen deutlich mehr Werkzeugbrüche in den Lang-

zeitversuchen auf, Bild 39. Dies liegt primär entweder in einer deutlich höheren

Werkstofffestigkeit oder einem sehr hohen Kupferanteil und einem entsprechend

zähen und verformungsfähigen kfz Gefüge begründet.

Beim Gewindebohren der Aluminiumbronzelegierung CuAl10Ni5Fe4 mit dem Werk-

zeug 889 konnte analog zu CuZn21Si3P ein Werkzeugbruch durch die Anwendung

einer Gewindepaste vermieden werden. Ebenso wurden gute Ergebnisse mit Hart-

metall anstelle von HSS als Schneidstoff erzielt. Ein geradgenuteter Bohrer sowie ein

2-schneidiger gedrallter Bohrer führten hingegen zu frühzeitigen Werkzeugbrüchen.

Die Werkzeugbelastung war hier offensichtlich zu hoch. Alternativ zum Bohren wur-

den mit dem Gewindeformen vielversprechende Ergebnisse erreicht. Werkzeugbrü-

che traten ebenso bei Anwendung eines Bahnvorschubs von f = 0,06 mm beim Ge-

windefräsen nicht auf. Allerdings wies das Gewinde infolge der Werkzeugabdrän-

gung eine gewisse Konizität auf. Vermutlich ist in diesem Fall die Anwendung gerin-

gerer Schnittparameter zielführender.

Als vielversprechendste Alternative zur Herstellung der M3 Innengewinde in CuCr1Zr

erwies sich sowohl in den Kurzzeit- als auch in den Langzeitversuchen das Gewinde-

formen. Neben der Vermeidung langer Späne und der Erzielung einer hohen Ober-

flächengüte konnten beim Gewindeformen Werkzeugbrüche vermieden werden.

Durch die hohen Kräfte und Drehmomente im Zerspanprozess, bedingt durch den

hohen Kupferanteil und das zähe kfz Gefüge, wurden beim Gewindebohren oder

CuZn42: Werkzeug 889, HSS-E unbesch., 500 Gewinde, Öl, S91: konv. Überflutungskühlung

CuZn42: Werkzeug 889, HSS-E unbesch., 500 Gewinde, ATS

100 µm 100 µm 100 µm

100 µm 100 µm 100 µm

Verstärkte Adhäsion

Freifläche

Spanfläche


-fräsen keine guten Ergebnisse erreicht. Alle Zerspanversuche mussten wegen

Werkzeugbrüchen, langer Späne oder einer hohen Gewindekonizität frühzeitig abge-

brochen werden, Bild 39.

Bild 39: Versuchsbedingungen und eingebrachte Anzahl an Gewinden bei der Her-stellung von M3 Innengewinden in bleifreie Kupferlegierungen


WKZ

Schneidstoff /

Beschichtung

vc /

(m/min)

Vorschub

f / mm

Gewinde-

anzahlKommentar

CuCr1Zr

Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100Abbruch, da sich Späne um

den Bohrer wickeln

Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 1 Werkzeugbruch

Bohren 812 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 100

Spanform besser als bei 889,

aber Späne wickeln sich

dennoch um den Bohrer


Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,06 4Gewinde sehr konisch,

kein Werkzeugbruch

Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,105 1 Werkzeugbruch

Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 100 0,042 13Gewinde nicht konisch,

Werkzeugbruch

Fräsen 3511 Öl S91 HM DLC-besch. 100 0,042 2 Werkzeugbruch

Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 60 0,028 1 Werkzeugbruch


WKZKSS

Schneidstoff /

Beschichtung

vc /

(m/min)

Vorschub

f / mm

Gewinde-

anzahlKommentar

CuAl10Ni5Fe4

Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 103 Werkzeugbruch, Späne lang

Bohren 889Gewinde-

pasteHSS-E unbesch. 20 - 200

Verschleiß gering, ein kleiner

Schneidkantenausbruch,

Späne lang

Bohren 800 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 46 Werkzeugbruch, Späne kurz

Bohren 812 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 1 Werkzeugbruch, Späne lang

Bohren 971 Öl S91 HM unbesch. 20 - 100 Verschleiß gering, Späne kurz


Fräsen 3511 Öl S91 HM unbesch. 120 0,06 100 Gewinde leicht konisch

CuNi18Zn20

Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß hoch, Späne lang

Bohren 889Gewinde-

pasteHSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß hoch, Späne lang

CuSn8P Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß mittel, Späne lang

Cu-ETP Bohren 889 Öl S91 HSS-E unbesch. 20 - 500 Verschleiß hoch, Späne lang

6 Bohren mit d = 1 mm 52

6 Bohren mit d = 1 mm



Neben der Gewindeherstellung wurde in diesem Forschungsprojekt des Weiteren die

Fertigung von Bohrungen mit einem Durchmesser von d = 1 mm untersucht. Diese

Bohrungsgröße kommt ähnlich wie die M3 Innengewinde in der Kupferindustrie ins-

besondere in Bauteilen der Elektro- und Elektronikindustrie vor. Werkstoffseitig wur-

den in Absprache mit dem PA aufgrund deren hohen Bedeutung in der Industrie

hauptsächlich Cu-Zn-Legierungen verwendet (CuZn39Pb3, CuZn40, CuZn42 und

CuZn21Si3P). Darüber wurde in den Grundlagenversuchen das Reinkupfer CU-ETP

eingesetzt. Eine Übersicht über das Versuchsprogramm und die eingesetzten Werk-

zeuge ist in Bild 40 gezeigt. Für die Grundlagenversuche wurde zunächst ein unbe-

schichteter zweischneidiger Spiralbohrer aus HSS-PM mit einem variierenden Drall-

winkel von δ = 23° / 12° verwendet. Als Werkzeugspannsystem kam ein Regofix

„PowRgrip“ Spannfutter zum Einsatz.

Der Versuchsaufbau war identisch zur Herstellung der M3 Innengewinde, vgl. Bild

22. Das gelieferte Stangenmaterial wurde auf eine Länge von ca. 100 mm gesägt, in

einen Schraubstock eingespannt und plangefräst. Die Bohrungen wurden anschlie-

ßend in die gefräste Fläche eingebracht, Bild 22. Der Schraubstock war zudem auf

einer Kistler Kraftmessplattform aufgespannt, mit der die Kräfte beim Bohren gemes-

sen wurden. Analog zum Gewindebohren wurde des Weiteren keine Emulsion son-

dern ein chlor- und mineralölfreies Estheröl (Jokisch S91) verwendet.

In den Grundlagenversuchen wurden zunächst bei variierender Schnittgeschwindig-

keit (vc = 20 - 60 m/min) und variierendem Vorschub (f = 0,01 - 0,03 mm) die Zer-

spankräfte ermittelt und der Spanabtransport beurteilt. Anschließend wurde bei kon-

stanten Schnittparametern (vc = 40 m/min, f = 0,02 mm) die Schnittstrategie, die

Spanformen, die Zerspankraft und der Werkzeugverschleiß untersucht.


Bild 40: Versuchsprogramm zum Bohren mit d = 1 mm in den Grundlagenversuchen

Die vier verschiedenen Schnittstrategien sind in Bild 41 gegenübergestellt. Bei der 1.

Strategie wurde komplett durchgebohrt, während bei der 2. Strategie auf Höhe der

halben Bohrungstiefe das Werkzeug einmal aus der Bohrung gefahren wurde („Ent-

lüften“). Bei der 3. und 4. Strategie wurde der Bohrprozess jeweils in 5 Schnitte mit

einer Tiefe von je 1 mm unterteilt. Während bei der 3. Strategie der Bohrer jedes Mal

komplett aus der Bohrung gefahren wurde, wurde er bei der 4. Strategie nur kurz

„angehoben“. Zu Beginn wurden bei konstanten Schnittparametern (vc = 40 m/min,

f = 0,02 mm) jeweils 30 Bohrungen mit den 4 Strategien in alle Versuchswerkstoffe

eingebracht, um das Auftreten von Werkzeugbrüchen zu analysieren, Bild 41. Bei

Anwendung der 2., 3. und 4. Strategie kam es bei keinem der Werkstoffe zu einem

Werkzeugbruch. Beim Durchbohren (1. Strategie) trat jedoch im Fall von

CuZn21Si3P ein Werkzeugbruch nach 5 Bohrungen und bei CuZn42 nach 11 Boh-

rungen auf. Im Vergleich zu den anderen Werkstoffen sind die Werkzeugbrüche

vermutlich zu einem großen Teil durch die jeweils hohe Werkstofffestigkeit zu erklä-

ren. In Absprache mit dem PA wurde im Anschluss die 1. Strategie für die Untersu-

chung des Werkzeugverschleißes, der Zerspankraft und der Spanformen ausge-

wählt. Ziel war zunächst die Herstellung von 500 Bohrungen. Bei Werkzeugbrüchen

wurde auf eine andere Strategie gewechselt.

Bewertungskriterien Zerspankraft,

Spanabtransport

Schnittstrategie,

Werkzeugverschleiß,

Spanform, Zerspankraft

Maschine Chiron FZ 15 S

Prozess Bohren

Bohrergeometrie GT 500, Durchmesser d = 1 mm, Gühring

Spitzenwinkel σ = 130°, Drallwinkel δ = 23°/12°, Freiwinkel α = 20°

Schneidstoff HSS-PM, unbeschichtet

Werkstoffe CuZn39Pb3, CuZn40 (-1/-10), CuZn42, CuZn21Si3P, Cu-ETP

KSS Estheröl, Jokisch S91, externe Zuführung

Schnittg. vc / (m/min) 20; 40; 60 40

Bohrungstiefe t / mm 5 5

Vorschub f / mm 0,01; 0,02; 0,03 0,02

0,25 mm


Bild 41: Einfluss der Bearbeitungsstrategie auf das Auftreten von Werkzeugbrüchen nach 30 hergestellten Bohrungen

Den Verlauf der Vorschubkraft in Abhängigkeit der Bohrungsanzahl bei Anwendung

der 1. Strategie zeigt Bild 42. Hierbei wurden zu Beginn sowie alle weiteren 100

Bohrungen die minimalen und maximalen Vorschubkraftwerte ausgewertet. Die ein-

gezeichneten Messwerte stellen dabei die Mittelwerte aus 5 aufeinanderfolgenden

Bohrungen dar. Während die minimalen Kraftwerte mit Zunahme der Bohrungsan-

zahl annähernd konstant blieben oder nur geringfügig zunahmen, waren zum Teil

starke Schwankungen in den maximalen Vorschubkraftwerten zu beobachten. Dies

ist durch die Spanformen und den Spanabtransport zu erklären. Bei der Bearbeitung

von CuZn40, CuZn42 und Cu-ETP entstanden größtenteils lange Wendelspäne, Bild

43. Dies war insofern nachteilig, als dass sich die Späne um den Bohrer wickelten

und nach jeder 100. Bohrung manuell entfernt werden mussten. Vorteilhaft war hin-

gegen, dass die Wendelspäne größtenteils durch den Drall des Bohrers aus den

Spankammern abtransportiert wurden, ohne sich in der Bohrung zu verhaken. Bei

der Bearbeitung des bleihaltigen Referenzwerkstoffs CuZn39Pb3 sowie des silizium-

legierten Sondermessings CuZn21Si3P entstanden im Gegensatz zu den anderen

Werkstoffen hauptsächlich kürzere Wendespäne oder zum Teil Bröckelspäne. Die

hohen Maxima der Vorschubkraft lassen sich dadurch erklären, dass die kleinen

Späne am Bohrungsgrund oder an der Bohrungswand zwischen Werkstück und

Werkzeug verklemmten und die Kraftmaxima verursachten. Während es beim Boh-

ren von CuZn21Si3P dadurch und aufgrund der hohen Werkstofffestigkeit zu einem

frühzeitigen Werkzeugbruch kam, konnten in CuZn39Pb3 wie zuvor geplant 500

Bohrungen ohne Werkzeugbruch hergestellt werden. Diese Ergebnisse waren eine

wichtige Basis zur Optimierung der Werkzeuggeometrie in AP 2.

Ø 15

Ø 1

5

2,5

Ø 1

5

11

11

1

Ø 1

5

11

11

1

Werkzeuggeometrie: GT500

Schneidstoff: HSS-PM

f = 0,02

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren

Kühlung: Öl S91, extern

d = 1 mm

t = 5 mm

1. Strategie 2. Strategie 3. Strategie 4. Strategie

CuZn21Si3P:

Bohrerbruch bei der

5. Bohrung

CuZn42:

Bohrerbruch bei der

11. Bohrung

Kein Bohrerbruch bei

CuZn39Pb3, CuZn40

und Cu-ETP

Kein Bohrerbruch Kein Bohrerbruch Kein Bohrerbruch


Bild 42: Vorschubkraft beim Bohren in Abhängigkeit von der Bohrungsanzahl

Bild 43: Spanformen beim Bohren verschiedener Kupferlegierungen

Aufgrund des erwähnten frühzeitigen Werkzeugbruchs beim Bohren von

CuZn21Si3P nach 3 Bohrungen wurde im Anschluss die 3. Strategie angewandt, die

als die „defensivste“ Strategie angesehen werden kann. Jedoch trat auch hier ein

Werkzeugbruch auf, in diesem Fall nach 134 Bohrungen, Bild 44. Ein ähnliches Er-

gebnis wurde beim Bohren des Reinkupfers Cu-ETP beobachtet, auch wenn die

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 100 200 300 400 500 600

Vo

rsch

ub

kra

ft F

f/ N

Bohrungsnummer

Cu-ETP

CuZn42

CuZn21Si3P

Werkzeugbruch

xx

Werkzeugbruch

Fmin Fmax

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 100 200 300 400 500 600

Vo

rsch

ub

kra

ft F

f/ N

Bohrungsnummer

Fmin Fmax



f = 0,02 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren


d = 1 mm

t = 5 mm

CuZn39Pb3

CuZn40-1

CuZn40-10

CuZn42: Bohrung 46 CuZn40-1: Bohrung 195 Cu-ETP: Bohrung 5



f = 0,02 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren


d = 1 mm

t = 5 mm

Späne wickeln sich regelmäßig um den Bohrer

Manuelle Entfernung der Späne im Abstand von 100 Bohrungen

CuZn40-10: Späne wickeln sich zum Teil ebenfalls um den Bohrer

CuZn39Pb3, CuZn21Si3P: Primär kürzere Wendelspäne


Werkzeugbrüche hier jeweils nach einer höheren Bohrungszahl auftraten. Ähnlich

wie aus dem Vorgängerprojekt bekannt, verursachte Cu-ETP einen im Vergleich zu

den anderen Kupferlegierungen starken abrasiven Verschleiß an der Freifläche. Die

maximale Verschleißmarkenbreite betrug nach 400 Bohrungen mit Strategie 1 unge-

fähr VBmax ≈ 60 µm. Der Grund für die Werkzeugbrüche ist jedoch nicht im Abrasiv-

verschleiß zu sehen. Vielmehr ist davon auszugehen, dass die Brüche infolge von

plötzlichen Spanklemmern auftraten. Diese Vermutung wird dadurch gestützt, dass

die Spanstauchung bei der Zerspanung von Cu-ETP sehr hoch ist (vgl. Vorgänger-

projekt IGF 16867 N) und der Spanabtransport aus den Spankammern dadurch

behindert werden kann.

Bild 44: Werkzeugverschleiß beim Bohren von Cu-ETP und CuZn21Si3P

Beim Bohren aller anderen Cu-Zn-Legierungen traten bis zur 500. Bohrung keine

Werkzeugbrüche auf. Die Werkzeuge waren sowohl nach der Bearbeitung von

CuZn42 und CuZn40-1 als auch von CuZn39Pb3 durch Werkstoffadhäsionen und

plastische Deformationen des HSS-Schneidstoffs gekennzeichnet. Maßgebliche

Unterschiede sind hier vermutlich erst nach einer deutlich höheren Bohrungsanzahl

zu erwarten. Nach Angabe mehrerer PA-Mitglieder liegen die Standmengen beim

Bohren des bleihaltigen Referenzwerkstoffs CuZn39Pb3 mit HSS- oder Hartmetall-

Werkzeugen bei über 1.000.000 Bohrungen. Eine sehr geringe Verschleißentwick-

lung bei den durchgeführten Versuchen wurde im Fall von CuZn40-10 festgestellt.

Dies ist vermutlich auf den im Vergleich zu den anderen „bleifreien“ Legierungen

höheren Restbleigehalt sowie die geringere Werkstofffestigkeit zurückzuführen, vgl.

Bild 2. Die im Vergleich dazu stärkeren Deformationen des Schneidstoffs bei

Cu-ETP:

1. Strategie: WKZ-Bruch nach 479 Bohrungen, 3. Strategie: WKZ-Bruch nach 495 Bohrungen

100 µm100 µm100 µm

Ø 1

5

Ø 1

5

11

11

1

CuZn21Si3P: 1. Strategie CuZn21Si3P: 3. Strategie

Werkzeugbruch

nach 3 Bohrungen

Werkzeugbruch

nach 134 Bohrungen

VBmax ≈ 60 µm

1. Strategie

400 Bohrungen

1. Strategie

400 Bohrungen

1. Strategie

400 Bohrungen



f = 0,02 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren


d = 1 mm

t = 5 mm


CuZn39Pb3 könnten in einer für den Referenzwerkstoff ungünstig gewählten Werk-

zeuggeometrie liegen. Wie aus dem Verlauf der Vorschubkraftmaxima zu erkennen

(vgl. Bild 42), kam es einem Verquetschen kleiner Späne u.a. am Bohrungsgrund,

wodurch vermutlich die plastischen Deformationen an der Schneidkante verursacht

wurden.

Bild 45: Werkzeugverschleiß beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen

Neben den Versuchen mit konstanten Schnittparametern wurden in den Grundlagen-

versuchen die Schnittgeschwindigkeit und der Vorschub bei Anwendung der 3. Stra-

tegie variiert, vgl. Bild 40. Hierbei zeigte sich nahezu kein Einfluss der Schnittge-

schwindigkeit auf die Vorschubkraft, wohingegen diese mit Zunahme des Vorschubs

CuZn39Pb3

CuZn42

Plastische Verformung

Werkstoffadhäsion


Werkstoffadhäsion

CuZn40-1

CuZn40-10





f = 0,02 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren


d = 1 mm

t = 5 mm


erwartungsgemäß anstieg. Ein nachweisbarer Einfluss auf die Spanformen und den -

abtransport konnte in dem untersuchten Bereich weder für die Schnittgeschwindigkeit

noch für den Vorschub festgestellt werden.

6.2 Einfluss der Werkzeuggeometrie (AP 2), des Schneidstoffs und

der Beschichtung (AP 3) sowie der Schnittparameter (AP 6)

In den Grundlagenversuchen (AP 1) zum Bohren stellten sich Werkzeugbrüche und

Spanabtransport als hauptsächliche Probleme heraus. Aufbauend auf den Erkennt-

nissen aus AP 1 wurden im weiteren Projektverlauf verschiedene Lösungsansätze

zur Optimierung des Zerspanergebnisses entwickelt. Dies beinhaltete die Werkzeug-

geometrie (AP 2), den Schneidstoff und die Beschichtung (AP 3), das KSS-Medium

und die KSS-Zuführstrategie (AP 5) sowie die Schnittparameter (AP 6). Die Untersu-

chungen zu den einzelnen Arbeitspaketen wurden zum Teil parallel durchgeführt und

werden daher im Folgenden zusammenhängend dargestellt.

Die in den Optimierungsversuchen eingesetzten Werkzeuggeometrien und Schneid-

stoffe zum Bohren sind in Bild 46 zusammengefasst.

Bild 46: In den Optimierungsversuchen eingesetzten Werkzeuggeometrien und Schneidstoffe zum Bohren

Insgesamt kamen drei verschiedene Hartmetallbohrer und ein HSS-E Bohrer zum

Einsatz. Drei der vier Bohrer wiesen eine ausgespitzte Querschneide auf. Neben

dem Schneidstoff und der Querschneidengestaltung unterschieden sich die Werk-

zeuge primär im Spitzen-, Drall- und Freiwinkel. Alle Werkzeuge wurden von der im

PA vertretenen Fa. Gühring zur Verfügung gestellt.

WerkzeugHSS-E (HSCO):

GU 500, Gühring

Hartmetall:

Art. Nr. 3899, Gühring

Hartmetall:


Hartmetall:


Werkzeug-

geometrie

Durchmesser 1 mm 1 mm 1 mm 1 mm

Spitzenwinkel 118° 140° 130° 118°

Drallwinkel 38° 30° 30° 30°

Freiwinkel 5° 7° 15° 15°

0,25 mm 0,25 mm0,25 mm

0,25 mm 0,25 mm0,25 mm

0,75 mm 0,75 mm 0,75 mm

Ausspitzung

0,25 mm

0,25 mm

0,75 mm

Ausspitzung


Die Werkzeuggeometrien wurden im Anschluss mit verschiedenen PVD-

Beschichtungen versehen. Ein Großteil der Beschichtungen wurde von der Fa. Güh-

ring aufgetragen, vgl. Bild 48. Die DLC (ta-C) Beschichtung (Balinit Hard Carbon)

sowie die AlTiN (Baliq Micro) Beschichtung wurden freundlicherweise von der Fa.

Oerlikon Balzers bereitgestellt. Bei der DLC (Diamond-Like-Carbon) Beschichtung

handelt es sich um eine wasserstofffreie, amorphe tetraedische Kohlenstoffschicht

(ta-C). Durch den tetraedischen Aufbau überwiegen in dieser Schicht die sp3-

Bindungsanteile (Diamantbindung) gegenüber den sp2-Bindungen (Graphitbindung).

Die Schicht zeichnet sich daher im Vergleich zu anderen PVD-Beschichtungen durch

eine hohe Abrasionsbeständigkeit und zudem durch einen sehr geringen Reibwert

aus. Neben den verschiedenen Beschichtungen wurde der HSS-E GU 500 Bohrer

zudem unbeschichtet und mit polierten Spannuten eingesetzt.

Bild 47: Kombination der eingesetzten Werkzeuggeometrien mit verschiedenen PVD-Beschichtungen

HSS-E

GT 500

HSS-E

GU 500

Hartmetall

3899

Hartmetall

701

Hartmetall

730

Unbeschichtet X X X X

Poliert,

unbeschichtetX

DLC (ta-C) X X X

TiN X X

TiAlN/TiN (FIRE) X X X

TiAlN (ICE) X X X

AlTiN

(Baliq Micro)X X X

MoS2 X

Nahezu alle Bohrer hatten eine Spannutlänge von 6 mm.

Folgende Bohrer hatten eine Spannutlänge von 12 mm:

GT 500 und GU 500 mit TiN-Beschichtung

Spannutlänge


Bild 48: Übersicht über Schichtwerkstoffe von Gühring (Quelle: Gühring)

Die verschiedenen Werkzeuggeometrien, Schneidstoffe und Beschichtungen wurden

zunächst in Kurzzeitversuchen hinsichtlich der Vorschubkraft und der Spanformen

bzw. des Spanabtransports bewertet. Bild 49 zeigt hierzu exemplarisch einen Ver-

gleich der Vorschubkraft bei der Herstellung von 5 Bohrungen in CuZn42 und

CuZn21Si3P beim Einsatz von unbeschichteten Werkzeugen. Es wird deutlich, dass

im Vergleich zum HSS-PM Bohrer GT 500 die Ausspitzung der Querschneide beim

HSS-E Bohrer GU 500 zu wesentlich weniger Reib- und Quetschanteilen führte und

zudem der Spanabtransport verbessert wurde. Dementsprechend waren jeweils

deutlich geringere Kraftmaxima am Ende der Bohrungen im Kraftschrieb zu erken-

nen, Bild 49. Eine weitere Verbesserung des Prozesses wurde durch den Einsatz

des Hartmetallbohrers 3899 erzielt. Neben der ebenfalls ausgespitzten Querschneide

lag der Vorteil hier in günstigeren Reibbedingungen beim Kontakt mit dem Werkstoff

im Vergleich zu den HSS-Bohrern. Darüber hinaus wirkte sich der größere Spitzen-

winkel von σ = 140° positiv aus. Sowohl beim Bohren von CuZn42 als auch von

CuZn21Si3P waren nahezu keine Kraftmaxima zu erkennen und das Grundniveau

der Vorschubkraft war ebenfalls sehr gering.


Bild 49: Verlauf der Vorschubkraft beim Bohren von CuZn42 und CuZn21Si3P

Das verbesserte Ergebnis bezüglich der Vorschubkraft spiegelte sich zudem im

Werkzeugverschleiß wider, Bild 50. Der HSS-E GU 500 Bohrer wies nach der Her-

stellung von 500 Bohrungen in CuZn42 wesentlich weniger plastische Verformungen

und Werkstoffadhäsionen im Vergleich zum HSS-PM GT 500 Bohrer auf. Dies ist

umso bemerkenswerter, als dass der schmelzmetallurgisch hergestellte GU 500

Bohrer eine geringere Härte und Verschleißfestigkeit aufwies als der pulvermetallur-

gische Bohrer GT 500. Ähnlich wie bei der Vorschubkraft konnte eine weitere Leis-

tungssteigerung durch den Einsatz des unbeschichteten Hartmetallbohrers 3899

erreicht werden. Nach 1000 Bohrungen in CuZn42 sowie CuZn21Si3P waren noch

keine Verschleißmerkmale am Werkzeug erkennbar, Bild 50. Im Fall von CuZn42

waren lediglich leichte Werkstoffadhäsionen im Bereich der Querschneide zu be-

obachten.

Werkzeuggeometrie: variiert

Schneidstoff: variiert

f = 0,02 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren

Kühlung: Öl, extern

d = 1 mm

t = 5 mm

Herstellung von

5 Bohrungen

CuZn42: GT 500, HSS-PM

CuZn42: GU 500, HSS-E

CuZn42: 3899, Hartmetall

CuZn21Si3P: 3899, Hartmetall

Zeit t / s

Vo

rsch

ub

kra

ft F

f/ N


Bild 50: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn42 und CuZn21Si3P

In einem weiterführenden Schritt wurde analysiert, inwiefern eine weitere Prozessop-

timierung durch den Einsatz von Beschichtungen möglich war. Gleichzeitig wurde der

Vorschub zwecks Produktivitätssteigerung von f = 0,02 mm auf f = 0,04 mm und

f = 0,08 mm erhöht. In Bild 51 ist der Verlauf der Vorschubkraft bei verschiedenen

Versuchsbedingungen abgebildet. Die starken Kraftanstiege beim Bohren von

CuZn39Pb3 lassen sich wie bereits erläutert durch die Bildung von kurzen Bröckel-

spänen erklären, die sich im Bohrungsgrund oder an der Bohrungswand verklemm-

ten. Zusammenfassend lässt sich festhalten, dass eine Beschichtung zu keiner Pro-

zessverbesserung führte. Vielmehr traten bei beschichteten Werkzeugen deutlich

CuZn42: 500 Bohrungen, GU 500, HSS-E unbeschichtet


CuZn42: 500 Bohrungen, GT 500, HSS-PM unbeschichtet


Werkstoffadhäsion

CuZn42: 1000 Bohrungen, 3899, Hartmetall unbeschichtet

CuZn21Si3P: 1000 Bohrungen, 3899, Hartmetall unbeschichtet

Werkstoffadhäsion



f = 0,02 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren


d = 1 mm

t = 5 mm


häufiger Werkzeugbrüche auf im Vergleich zu den unbeschichteten Werkzeugen und

die Anstiege der Vorschubkraft waren zum Teil stärker ausgeprägt. Das Grundniveau

der Vorschubkraft war zudem in der Regel höher.

Bild 51: Verlauf der Vorschubkraft in Abhängigkeit vom Vorschub, Werkstoff, Schneidstoff, von der Beschichtung und Werkzeuggeometrie

Eine Ausnahme stellte die MoS2-Beschichtung dar. Diese Schicht wies eine sehr

geringe Schichtdicke auf und führte infolge einer Reduzierung der Reibbedingungen

zu einer geringeren Vorschubkraft. Ähnliches galt für die unbeschichteten Werkzeuge

mit polierten Spannuten. Es ist zu vermuten, dass die Kraftanstiege und Werkzeug-

brüche bei den anderen beschichteten HSS- und Hartmetall-Werkzeuge auf eine zu

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Vo

rsch

ub

kra

ft F

f/ N

Zeit t / s

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Vo

rsch

ub

kra

ft F

f/ N

Zeit t / s

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Vo

rsch

ub

kra

ft F

f/ N

Zeit t / s

CuZn39Pb3

unbeschichtet

TiN

TiAlN/TiN (FIRE)



f = variiert

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren


d = 1 mm

t = 5 mm

HSS-E GU 500

TiN, f = 0,04 mm

Bohrerbruch

HM 3899 unb.

f = 0,04 mm

HM 3899 unb.

f = 0,08 mm

HM 3899 DLC

f = 0,08 mm

CuZn21Si3P

HSS-E, GU 500

f = 0,04 mm

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Vo

rsch

ub

kra

ft F

f/ N

Zeit t / s

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Vo

rsch

ub

kra

ft F

f/ N

Zeit t / s

CuZn42

unbeschichtet

TiN

TiAlN/TiN

(FIRE)

TiAlN (ICE)

DLC

TiAlN/TiN (FIRE)

unbeschichtet

CuZn40-1Bohrerbruch

TiN

MoS2MoS2

HSS-E, GU 500

f = 0,04 mm

HSS-E, GU 500

f = 0,04 mm


große Schneidkantenverrundung oder die erhöhte Rauheit der Beschichtungen zu-

rückzuführen ist. Selbst bei geringen Schichtdicken resultierte dies offensichtlich in

zu hohen Reib- und Quetschvorgängen im Zerspanprozess.

Die Erkenntnisse aus den Kurzzeitversuchen zur Beurteilung der Vorschubkraft und

des Spanabtransports spiegelten sich in den Verschleißversuchen wieder. In Bild 52

sind die erreichten Standmengen beim Einsatz des HSS-E GU 500 Bohrers zusam-

mengefasst.

Bild 52: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit HSS-E GU 500 Werkzeugen (vc = 40 m/min)

Die Schnittgeschwindigkeit wurde in diesen Versuchen zu vc = 40 m/min konstant

gehalten, während der Vorschub und die Beschichtung variiert wurden. Eine Be-

WKZ Beschichtung CuZn42 CuZn21Si3P

f / mm Bohrungen WKZ-Bruch? f / mm Bohrungen WKZ-Bruch?

HSS-E

GU 500

Unbeschichtet0,04 100 / 300 Eckenausbrüche - - -

0,08 100 Eckenausbrüche - - -

Poliert + unb. 0,04 500 Nein - - -

TiN

0,04 500 Nein 0,04 1 Ja

0,04 6 / 30 Ja - - -

0,08 500 Nein 0,03 1 Ja

TiAlN (ICE)0,04 500 Nein - - -

0,08 300 Eckenausbrüche 0,03 2000 Kantenausbr.

AlTiN (Baliq

Micro)

0,04 1 Ja 0,04 1 Ja

- - - 0,03 11 Ja

DLC (ta-C)0,04 1 / 1 Ja 0,04 1 Ja

0,08 1 Ja 0,03 4 Ja

TiAlN / TiN

(FIRE)

0,04 100 Eckenausbrüche - - -

0,06 200Eckenausbrüche

ab 100. Bohrung- - -

0,08 500Eckenausbrüche

ab 300. Bohrung- - -

MoS2 0,04 500 Kleine Ausbrüche - - -

Versuchsabbruch: kein Bohrerbruch, keine Schneidkantenausbrüche

Bohrerbruch Große Ausbrüche an den Ecken der Hauptschneiden

WKZ Beschichtung CuZn40 EnVIB1 CuZn39Pb3


HSS-E

GU 500

Unbeschichtet0,04 500

Kleiner lokaler

Ausbruch an

einer Schneide

0,04 100 Eckenausbr.*

- - - 0,04 11 Ja*

Poliert + unb. 0,04 231 Ja - - -

TiN0,04 10 Ja 0,04 500 Nein

0,08 37 Ja - - -

TiAlN (ICE) 0,04 100 / 100 / 100 Eckenausbr. - - -

AlTiN (Baliq

Micro)- - - - - -

DLC (ta-C) - - - -

TiAlN/TiN (FIRE) 0,04 79 Ja 0,04 500 Nein

MoS2 0,04 500 Nein - - -

* WKZ-Brüche wegen

einer für CuZn39Pb3

ungünstigen Wahl der

WKZ-Geometrie


schichtung führte auch hier im Vergleich zu den unbeschichteten Werkzeugen zu

keiner Leistungssteigerung. Grundsätzlich lässt sich schlussfolgern, dass die Stand-

mengen beim Einsatz von HSS-Bohrern mit Vorschüben von f ≥ 0,04 mm begrenzt

sind. Zielführend erschient hier ausschließlich der Einsatz von unbeschichteten HSS-

Werkzeugen bei einem Vorschub von f = 0,02 mm. Zur Steigerung der Produktivität

ist jedoch die Verwendung von Hartmetallwerkzeugen zielführender. In Bild 53 sind

die mit den Hartmetallwerkzeugen erreichten Standmengen zusammengefasst.

Zwischen den Hartmetallwerkzeugen zeigten sich zum Teil große Leistungsunter-

schiede. Es wurde deutlich, dass das Werkzeug 730 ohne Ausspitzung der Quer-

schneide zu wesentlich mehr Ausbrüchen an der Schneidkante tendierte. Die vielver-

sprechendsten Ergebnisse wurden beim Einsatz des unbeschichteten Werkzeugs

3899 erzielt, vgl. Bild 49 und Bild 53.

Bild 53: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit Hartmetall-Werkzeugen (vc = 40 m/min)

In einem letzten Schritt wurde zusätzlich zum Vorschub auch die Schnittgeschwin-

digkeit in einem Bereich zwischen vc = 20 - 60 m/min variiert, Bild 54. Mit steigender

Schnittgeschwindigkeit tendierten sowohl die unbeschichteten als auch die beschich-

teten HSS GU 500 Bohrer verstärkt zu Schneidkantenausbrüchen. Einen Einfluss der

Schnittgeschwindigkeit beim Einsatz des Hartmetallbohrers 3899 wurde hingegen bis

zu einer Bohrungszahl von 500 nicht festgestellt. Bei keiner der drei angewandten

Schnittgeschwindigkeiten traten Werkzeugbrüche auf und die kontinuierliche Ver-

schleißentwicklung war sehr gering.

WKZ Beschichtung CuZn42 CuZn21Si3P


HM 3899

unbeschichtet- - - 0,04 500 Nein

0,08 500 Nein 0,08 2000 Nein

TiAlN (ICE) - - - 0,08 2000 Nein

DLC (ta-C) 0,08 500 Nein 0,08 3 Ja

730

TiAlN/TiN (FIRE) 0,1 - 0,2*Je 50 pro

VorschubNein 0,06 100 Eckenausbrüche

TiAlN (ICE)- - - 0,04 100 Eckenausbrüche

- - - 0,06 100 Eckenausbrüche

701 unbeschichtet 0,1* 50 Eckenausbrüche 0,04* 100 Eckenausbrüche

Versuchsabbruch: kein Bohrerbruch, keine Schneidkantenausbrüche

Bohrerbruch Große Ausbrüche an den Ecken der Hauptschneiden

* Bohrtiefe t = 4 mm


Bild 54: Erreichte Standmengen beim Bohren von Cu-Zn-Legierungen mit variieren-der Schnittgeschwindigkeit

6.3 Einfluss des KSS-Mediums und der KSS-Zuführstrategie (AP 5)

Analog zur Herstellung der M3 Innengewinde wurde beim Bohren mit d = 1 mm das

Leistungspotenzial der ATS-Technologie untersucht, mit dem Ziel, den KSS-Einsatz

deutlich zu reduzieren, vgl. Kapitel 5.2. Das Aerosol wurde wie beim Gewindebohren

über zwei externe Düsen zugeführt. Darüber hinaus wurde die konventionelle Über-

flutungskühlung von außen mit der inneren KSS-Zufuhr verglichen. Hierzu wurden

TiAlN-beschichtete Hartmetallbohrer vom Typ 3899 mit inneren Kühlkanälen ausge-

stattet. In Bild 55 ist der Verlauf der Vorschubkraft beim Bohren verschiedener blei-

freier Werkstoffe gegenübergestellt.

0

200

400

600

800

1000

Bo

hru

ng

san

zah

l

0

200

400

600

800

1000

Bo

hru

ng

san

zah

l

CuZn42

CuZn40-1

vc = 40 m/min

f = 0,02 mm

vc = variiert

f = 0,04 mmvc = 40 m/min

f = 0,08 mm

vc = 40 m/min

f = 0,02 mm

vc = variiert

f = 0,04 mmvc = 40 m/min

f = 0,08 mm

CuZn21Si3P

GT 500 HSS-PM Unbeschichtet

GU 500 HSS-E Unbeschichtet

GU 500 HSS-E TiAlN-beschichtet

3899 Hartmetall Unbeschichtet

3899 Hartmetall TiAlN-beschichtet

Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche

Schneidkantenausbrüche

Werkzeugbruch

40m/min

60m/min

20m/min

40m/min

60m/min

20m/min

40m/min

60m/min

20m/min

**

* 2000 Bohrungen


Bild 55: Vorschubkraft beim Bohren in Abhängigkeit von der KSS-Strategie

Beim Einsatz des TiAlN-beschichteten HSS-E GU 500 Bohrers (Bild 55 links) konnte

beim Bohren der beiden Messinglegierungen CuZn40-1 und CuZn42 ein ausgepräg-

ter Kraftanstieg am Ende des Bohrprozesses durch die Anwendung des ATS-

Systems verhindert werden. Dies lässt auf einen besseren Spanabtransport schluss-

folgern. Möglicherweise wurden Späne durch die Überflutungskühlung Richtung

Bohrungsgrund gespült und verklemmten dort mit dem Werkzeug. Das Grundniveau

der Vorschubkraft zu Beginn des Bohrprozesses war unabhängig von der KSS-

Strategie sehr ähnlich. Dies war auch beim Bohren des Reinkupfers Cu-ETP der Fall

gewesen. Beim Einsatz des ATS-Systems wurde hier jedoch ein kontinuierlicher

Kraftanstieg gemessen. Es ist zu vermuten, dass infolge des sehr weichen kfz Gefü-

ges von Cu-ETP die Reibung während des Prozesses aufgrund einer zu geringen

Kühlschmierung stark zunahm. Bei diesem Werkstoff ist daher die Anwendung der

ATS-Technologie sehr schwierig zu realisieren.

Beim Bohren von CuZn21Si3P wurden aufgrund der vorherigen Projektergebnisse

ausschließlich Hartmetallwerkzeuge vom Typ 3899 eingesetzt, (Bild 55 rechts). Bei

allen KSS-Strategien war ein konstanter Kraftverlauf zu beobachten und das Grund-

niveau war vergleichbar. Deutlichere Unterschiede ergaben sich lediglich durch den

Einsatz der beschichteten Werkzeuge.

In einem weiterführenden Schritt wurden die KSS-Strategien hinsichtlich des Werk-

zeugverschleißes verglichen. Nach 2000 Bohrungen in CuZn21Si3P und CuZn42

ergaben sich keine markanten Unterschiede in der Verschleißentwicklung, Bild 56

und Bild 57. Dies ist insbesondere für die ATS-Technologie ein positives Ergebnis,

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

HSS-E, TiAlN (ICE), GU500,

vc = 40 m/min, f = 0,04 mm

Zeit t / s

Vo

rsc

hu

bk

raft

Ff/ N

Vo

rsc

hu

bk

raft

Ff/ N

Zeit t / s

CuZn21Si3P: HM, 3899,

vc = 40 m/min, f = 0,08 mm

Emulsion, IKZ, TiAlN

ATS, unbeschichtet

Öl, S91, TiAlN (ICE)

Öl, S91, unbeschichtet

Öl, S91, CuZn40-1

Öl, S91, CuZn42

ATS,

Cu-ETP

Öl, S91,

Cu-ETP

ATS, CuZn42

ATS, CuZn40-1

IKZ,

HM 3899,

CuZn42


das auf die grundsätzliche Möglichkeit für eine industrielle Anwendung dieses Sys-

tems schließen lässt.

Bild 56: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn21Si3P in Abhängigkeit von der KSS-Strategie

Mit dem ATS-System konnten ebenfalls beim Einsatz des TiAlN (ICE) beschichteten

HSS-E GU 500 Bohrers (vc = 40 m/min, f = 0,04 mm) 2000 Bohrungen in CuZn40-1

und Cu-ETP eingebracht werden. Die Verschleißentwicklung war auch bei diesen

Werkstoffen gering, Bild 58.

CuZn21Si3P, HM, 3899, unbeschichtet, Öl, S91, konv. Überflutung

CuZn21Si3P, HM, 3899, unbeschichtet, ATS

60 μm

60 μm 60 μm

60 μm300 μm

300 μm

60 μm 60 μm300 μm

CuZn21Si3P, HM, 3899,TiAlN ( ICE), Öl, S91, konv. Überflutung

CuZn21Si3P, HM, 3899, TiAlN (ICE), IKZ, Emulsion

60 μm 60 μm300 μm

Schädigung bereits

im Neuzustand

Werkzeuggeometrie: Gühring, 3899

Schneidstoff: Hartmetall

f = 0,08 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren

Kühlung: variiert

d = 1 mm

t = 5 mm


Bild 57: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn42 in Abhängigkeit von der KSS-Strategie

Bild 58: Werkzeugverschleiß nach 2000 Bohrungen in CuZn40-1 und Cu-ETP beim Einsatz der ATS-Technologie

Zum Abschluss der Untersuchungen wurde die Bohrungsqualität zwischen der kon-

ventionellen Überflutungskühlung und der ATS-Technologie verglichen, Bild 59.

CuZn42, HSS-E, GU500, TiAlN (ICE), Öl, S91, konv. Überflutung

60 μm 60 μm300 μm

CuZn42, HSS-E, GU500, TiAlN (ICE), ATS

60 μm 60 μm300 μm

Werkzeuggeometrie: Gühring, GU 500

Schneidstoff: HSS-E

f = 0,04 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren

Kühlung: variiert

d = 1 mm

t = 5 mm

CuZn40-1, HSS-E, GU500, TiAlN (ICE), vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, ATS

60 μm 60 μm300 μm

Cu-ETP, HSS-E, GU500, TiAlN (ICE), vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, ATS

60 μm 60 μm300 μm

Werkzeuggeometrie: Gühring, GU 500

Schneidstoff: HSS-E

f = 0,04 mm

vc = 40 m/min

Prozess: Bohren

Kühlung: variiert

d = 1 mm

t = 5 mm


Bild 59: Vergleich der Bohrungsqualität zwischen konventioneller Überflutungsküh-lung und ATS-Technologie

CuZn21Si3P, HM, 3899, unbeschichtet, vc = 40 m/min, f = 0,08 mm, Öl, S91, konv. Überflutung

CuZn21Si3P, HM, 3899, unbeschichtet, vc = 40 m/min, f = 0,08 mm, ATS

1

2

21

21

1

2

CuZn42, HSS, GU500, ICE, vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, Öl, S91, konv. Überflutung

CuZn42, HSS, GU500, ICE, vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, ATS

21

21

1

2

1

2

CuZn40-1, HSS, GU500, ICE, vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, Öl, S91, konv. Überflutung

CuZn40-1, HSS, GU500, ICE, vc = 40 m/min, f = 0,04 mm, ATS

21

21

1

2

1

2


Hinsichtlich der Riefen und Oberflächentopographie war beim Bohren der drei unter-

suchten Werkstoffe CuZn21Si3P, CuZn42 und CuZn40-1 ein sehr ähnliches Ergeb-

nis festzustellen. Es war jedoch deutlich zu erkennen, dass bei der konventionellen

Überflutungskühlung dunkle Verfärbungen der Bohrungsoberfläche, z. T. erst ab

Mitte der Bohrungstiefe, auftraten. Bei Anwendung der ATS-Technologie waren diese

Verfärbungen deutlich schwächer ausgeprägt. Die Verfärbungen können grundsätz-

lich auf eine Temperatureinwirkung zurückgeführt werden. Es ist zu vermuten, dass

die Verfärbungen z.T. durch verbranntes Öl zu erklären sind. Die Ergebnisse lassen

darauf schließen, dass die Reibung beim Einsatz des ATS-Systems infolge einer

besseren Schmierung geringer war und dadurch geringere Prozesstemperaturen

entstanden. In Untersuchungen des oberflächennahen Gefüges in der Randzone der

Bohrungswand konnte allerdings kein markanter Unterschied zwischen den beiden

KSS-Strategien festgestellt werden.

7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen (AP 7) 72

7 Zerspanversuche unter praxisnahen Bedingungen

(AP 7)

Ziel dieses Arbeitspunktes war es zum einen, die an der Forschungsstelle erarbeite-

ten Lösungen während der Projektlaufzeit in der Fertigung zu erproben. Durch die

Versuche wurde überprüft, inwiefern die erarbeiteten Lösungen unter praxisnahen

Bedingungen anwendbar sind. Zum anderen war die Anzahl der hergestellten Ge-

winde und Bohrungen in den Zerspanversuchen an der Forschungsstelle auf 500

bzw. 2000 begrenzt. Es war daher ein weiteres zentrales Ziel dieses Arbeitspunktes,

deutlich mehr Gewinde und Bohrungen pro Werkzeug zu fertigen, um gezieltere

Aussagen über den Werkzeugverschleiß und die maximal zu erreichenden Stand-

mengen treffen zu können. Darüber hinaus stellten die Praxisversuche sicher, dass

eine enge Zusammenarbeit mit den Partnern im PA und eine sich eng an der betrieb-

lichen Praxis orientierende Forschung gewährleistet war.

Ein Großteil der Praxisversuche wurde bei der im PA vertretenen Firma Carl Leipold

durchgeführt. Bei dem Unternehmen handelt es sich um ein KMU mit ca. 400 Mitar-

beitern, dessen Hauptsitz in Wolfach im Schwarzwald liegt. Das Unternehmen fertigt

vor allem Messingbauteile für die Automotive- und Elektrotechnikbranche sowie

Industrie- & Haustechnik. Des Weiteren wurden Zerspanversuche bei der im PA

vertretenen Firma Rebmann, ebenfalls ein KMU, durchgeführt. Die Mitwirkung des

WZL im Rahmen dieses Arbeitspunktes umfasste die Auswahl und Absprache ge-

eigneter Schneidstoffvarianten, Werkzeuggeometrien und Schnittbedingungen, die

Mitarbeit bei der Versuchsvorbereitung und Versuchsdurchführung vor Ort bei den

Projektpartnern sowie die Analyse, Auswertung und Dokumentation der Versuchser-

gebnisse.

In Absprache mit dem PA fokussierten die Praxisversuche auf die Herstellung von

M3 Innengewinden und von Bohrungen mit d = 1 mm. Gemeinsam mit dem PA wur-

de ein Musterbauteil für die Versuche bei Carl Leipold definiert, in das 2 M3 Innen-

gewinde und 5 Bohrungen mit d = 1 mm eingebracht wurden, Bild 60. Ergänzend zu

den Versuchen an der Forschungsstelle waren die Bohrungen und Kernlochbohrun-

gen für die Gewinde nicht nur als Sackloch ausgeführt. Einige der Bohrungen trafen

auf eine Querbohrung, um den Werkzeugverschleiß und den Spanabtransport bei

diesen geänderten Bedingungen beurteilen zu können, Bild 60.


Bild 60: Definition des Musterbauteils in den Praxisversuchen

Die Zerspanversuche bei Carl Leipold wurden auf einem für die Kupferindustrie typi-

schen Rundtaktautomaten durchgeführt, Bild 61. Diese Maschinen werden grund-

sätzlich mit Öl betrieben, so dass auch in den Praxisversuchen ausschließlich Öl als

konventionelle Überflutungskühlung der Zerspanstelle zugeführt wurde.

Bild 61: Für die Praxisversuche eingesetzte Rundtaktmaschine

Die Rundtaktmaschine verfügte über 12 Stationen, deren Zuordnung zu den einzel-

nen Fertigungsprozessen des Musterbauteils in Bild 62 gezeigt ist.

B B

Schnitt A-A Schnitt B-B

2 x M3 Innengewinde mit vergleichbarer Gewindelänge

– 1 x Kernloch als Sackloch, 1 x Kernloch als Durchgang auf

Querbohrung treffend

5 x Bohrungen mit d = 1 mm

– 3 x Bohrungen als Sackloch, t = 5 mm

– 2 x Bohrungen als Durchgang auf Querbohrung treffend, t = 5,75 mm


Bild 62: Zuordnung der Fertigungsprozesse zu den Stationen der Rundtaktmaschine

In Bild 63 ist darüber hinaus die Zuordnung der Bohrungen, Gewinde und Maschi-

nenstationen zum definierten Musterbauteil dargestellt.

Bild 63: Zuordnung der Bohrungen, Gewinde und Stationen zum definierten Muster-bauteil

In Absprache mit dem PA wurden für die Praxisversuche ausschließlich die bleifreien

Cu-Zn-Legierungen CuZn40 (EnViB 10), CuZn42 (BlueBrass), CuZn21Si3P

(Ecobrass) sowie die bleihaltige Referenzlegierung CuZn39Pb3 verwendet. Die me-

chanischen Eigenschaften und der Bleigehalt der Werkstoffe sind in Bild 64 aufgelis-

tet. Die Halbzeughersteller lebronze alloys, Aurubis, Wieland und KME stellten je-

Station 12:

1 x Bohrung,

d = 1 mm, t = 5 mm

Station 11:

2 x Bohrungen,

d = 1 mm, t = 5 mm

Station 10:

Zentrieren

Station 9:

Zentrieren

Station 8:

1 x M3 Gewinde

Sackloch

Station 7:

1 x M3 Gewinde

Durchgangsbohr.

Station 6:

2 x Bohrung,

d = 1 mm, t = 5,75 mm

Durchgangsbohr.Station 1:

Sägen

Station 5:

1 x Kernlochbohrung

d = 2,5 mm, Durchgang

Station 4 horizont.:

1 x Kernlochbohrung

d = 2,5 mm, Sackloch

Station 4 vertikal:

1 x Querbohrung

d = 2,5 mm, SacklochStation 2:

Zentrieren,

Planen, Fasen

Station 3:

Zentrieren

Station 8:

1 x M3 Gewinde

Gewindetiefe: t = 5,0 – 5,5 mm

Sackloch

Station 7:

1 x M3 Gewinde

Gewindetiefe: t = 5,0 – 5,5 mm

Auf Querbohrung treffend

Station 12:

1 x 1 mm Bohrung

Bohrtiefe: t = 5,0 mm

Sackloch

Station 11:

2 x 1 mm Bohrung


Sackloch

Station 6:

2 x 1 mm Bohrung



Station 4h:

1 x M3 Kernloch


Sackloch

Station 5:

1 x M3 Kernloch




weils ca. 500 kg Stangenmaterial einer Legierung mit einem Durchmesser von

10 mm und einer Länge von 3 m zur Verfügung.

Bild 64: Mechanische Eigenschaften und Bleigehalt der Versuchswerkstoffe

Die Auswahl der Werkzeuge erfolgte zwischen dem WZL, Gühring und Carl Leipold,

Bild 65. Für die Praxisversuche wurden ausschließlich Werkzeuge eingesetzt, die

zuvor bereits in den Zerspanversuchen am WZL verwendet wurden. Zur Herstellung

der M3 Innengewinde wurde neben dem Gewindebohren das Gewindeformen in die

Versuche einbezogen. Die Werkzeuge zum Bohren und Gewindebohren unterschie-

den sich im Schneidstoff, in der Beschichtung und der Werkzeuggeometrie.

Bild 65: Übersicht über die in den Praxisversuchen eingesetzten Gühring-Werkzeuge

Eine Übersicht über das definierte Versuchsprogramm ist in Bild 66 gezeigt. Beim

Bohren wurde eine konstante Schnittgeschwindigkeit von vc = 22,6 m/min gewählt.

Hierbei wurde die maximal auf der Maschine mögliche Drehzahl von n = 7200 min-1

eingestellt. Der Vorschub variierte je nach Bearbeitungsoperation und Werkstoff

zwischen f = 0,012 und 0,111 mm. Ziel war hierbei die Anwendung eines möglichst

hohen Vorschubs zur Erreichung einer hohen Produktivität und gleichzeitig hohen

Prozesssicherheit.

Werkstoff Lieferant

Pb-

Gehalt

Rm /

(N/mm2)

Rp0,2 /

(N/mm2) A / %

CuZn40 (EnviB10) Lebronze 0,099% 555 n/a 10

CuZn42 Aurubis 0,08% 591 n/a 16

CuZn21Si3P Wieland 0,03% 712 465 24

CuZn39Pb3 KME 3,00% 543 430 9

1 mm Bohrer Gewindebohrer Gew.former

Typ 3899 GU500 889 800 812 971 793

SchneidstoffHartmetall HSS HSS HSS HSS Hartmetall HSS

Beschichtung---

TiAlN

(A)--- T

iN

TiA

lN TiN

(S)

TiCN

(C)

TiN

(S)

TiCN

(C)

TiN

(S)

TiCN

(C)---

TiN

(S)

TiCN

(C)

Schneiden /

Druckstollen2 2 3 3 2 3 4

Spiralwinkel30° 38° 40° 0° 45° 15° 0°

Anzahl12 30 15 20 10 5 5 5 5 5 5 10 5 5


Beim Gewindebohren wurde eine konstante Schnittgeschwindigkeit von

vc = 15,1 m/min eingestellt. Die Variationen konzentrierten sich auf die Werkzeugge-

ometrie, den Schneidstoff und die Beschichtung sowie das Fertigungsverfahren. Pro

Versuchsreihe mit identischen Versuchsbedingungen wurde die Herstellung von ca.

10.000 Bauteilen anvisiert. Zum Teil lag die Bauteilmenge aber auch deutlich höher,

maximal bei 32.000 Bauteilen.

Bild 66: Versuchsprogramm in den Praxisversuchen

Im Folgenden werden die Versuchsergebnisse hinsichtlich der Werkzeugstandmen-

ge, der Spanformen, dem Werkzeugverschleiß und der Bohrungs- / Gewindequalität

für die jeweiligen Versuchswerkstoffe beschrieben.

CuZn40-10

In Bild 67 ist eine Übersicht über die Anzahl der hergestellten Bohrungen und Ge-

winde in CuZn40-10 dargestellt. Bis auf je einen Werkzeugbruch beim Bohren und

Gewindebohren wurde ein ausgesprochen positives Ergebnis erzielt. Die Gewinde-

bohrer wurden bis zur vorgesehenen Menge von 10.000 Gewinden eingesetzt und

die maximale Anzahl an hergestellten 1 mm Bohrungen pro Werkzeug betrug 40.000.

Die Werkzeugbrüche zu Beginn der Versuchsreihe können zum einen auf die Ent-

stehung langer Späne und zum anderen beim Bohren zusätzlich auf die Wahl eines

zu hohen Vorschubs von f = 0,098 mm zurückgeführt werden. Bei den zu Beginn

gewählten Bedingungen wickelten sich lange Wendel- und Wirrspäne um die Werk-

zeuge (Bild 68), die in bestimmten Abständen manuell entfernt werden mussten. Zur

Behebung dieses Problems wurden neue Spannzangen eingesetzt, die im Gegen-

satz zu den zuvor verwendeten Spannzangen keine Nuten und Aussparungen auf-

wiesen. Die Späne verklemmten sich daraufhin nicht mehr in der Spannzange, so

Bohren 1 mm Gewindebohren / -formen

Station 6 11 12 7 8

KSS Öl

Drehzahl

n / min-17200 = const 1600 = const

Schnittgeschw.

vc / (m/min)22,6 = const 15,1 = const

Vorschub

f / mmVariiert: 0,012 – 0,111 Abhängig von Gewindesteigung: const

Zielgrößen des

Versuchs

Bauteile pro

Versuchsreihe ca. 10.000 Bauteile, maximal 32.000 Bauteile pro Werkstoff

Gezielte Variation der WZ-

Geometrie und des Verfahrens

Untersuchung der Standzeit bei

definierten Parametern für den

jeweiligen Werkstoff

Untersuchung der Gewindequalität

Gezielte Variation des Vorschubs und der Beschichtung

für maximale Produktivität bei stabiler Prozessführung

Untersuchung der Standzeit des Werkzeugs bei

definierten Parametern für den jeweiligen Werkstoff

Untersuchung der Bohrungsqualität


dass die Gefahr reduziert wurde, dass sich die Späne um die Werkzeuge wickelten.

Beim Gewindebohren reichte diese Änderung vollständig aus, um das Aufwickeln der

Späne zu vermeiden, Bild 68. Beim Bohren mit d = 1 mm war zusätzlich an Station

11 (vgl. Bild 63) eine Reduzierung des Vorschubs auf f = 0,054 mm erforderlich.

Beim vorherigen Vorschub schmierten die Späne die Spannuten des Bohrers stark

zu, wodurch der Spanabtransport behindert und ein Werkzeugbruch verursacht wur-

de. Ein ähnlich geringer Vorschub wurde beim Einsatz eines TiAlN-beschichteten

Bohrers gewählt, der zum Ende des Bohrprozesses auf die Querbohrung auftrat.

Durch die hier verursachte plötzliche Schlagbelastung auf das Werkzeug ist ein ge-

ringerer Vorschub grundsätzlich zielführend. Im Gegensatz dazu konnte beim Einsatz

des gleichen Werkzeugtyps mit TiAlN-Beschichtung an Station 12 ein sehr hoher

Vorschub von f = 0,111 mm gewählt werden, da an dieser Station ein Sackloch ein-

gebracht wurde. Im Vergleich zum unbeschichteten Werkzeug an Station 11 ermög-

lichte der Einsatz der TiAlN-Beschichtung offensichtlich eine Vorschub- und damit

Produktivitätssteigerung.

Bild 67: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn40-10

0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000

Anzahl der Bohrungen / Gewinde

f = 0,051 mm

f = 0,098 mm

f = 0,054 mm

f = 0,111 mm

Station 8

Station 7

Station 12

Station 11

Station 6

HM-3899, unb.

HM-3899, TiAlN

HSS-889, TiN

HSS-889, TiCN

HSS-800, TiCN

HSS-793, TiCN

Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche Schneidkantenausbrüche Werkzeugbruch

Ge

win

de

Bo

hru

ng

d =

1 m

m


Bild 68: Spanformen beim Bohren und Gewindebohren in CuZn40-10

Zum jeweiligen Versuchsende war das Standzeitende der Werkzeuge noch nicht

erreicht. Die TiAlN-beschichteten 1 mm Bohrer wiesen nur einen sehr geringen Ver-

schleiß auf, wohingegen das unbeschichtete Werkzeug an einer Schneidkante durch

mehrere kleine Ausbrüche geschädigt war. Zu Beginn wurde das Werkzeug noch bei

einem Vorschub von f = 0,098 mm eingesetzt, so dass nicht auszuschließen ist, das

die Ausbrüche von dieser Bearbeitung und den damit zusammenhängenden Spa-

naufwicklungen stammen. Unabhängig davon zeigten die TiAlN-beschichteten 1 mm

Bohrer eine geringere Verschleißentwicklung bei teils noch höherem Vorschub.

Die Gewindebohrer und der Gewindeformer wiesen unabhängig von der Geometrie

und Beschichtung nach jeweils ca. 10.000 hergestellten Gewinden einen sehr gerin-

gen Verschleiß auf, Bild 70.

St. 6: 3899-TiAlN St. 11: 3899-unb. St. 12: 3899-TiAlN St. 7: 889-TiCN St. 8: 889-TiN

800-TiCN:

Kurze Späne, die sich

nicht um das

Werkzeug wickelten

793-TiCN:

Gewindeformer,

keine Spanbildung

f = 0,051 mm

Spannzangenänderu

ng

Spannzangenänderu

ng

Spannzangenänderu

ng

Spannzangenänderu

ng

f = 0,098 mm f = 0,111 mm

f = 0,054 mm

f = 0,098 mm

Vors

chub r

eduzie

rt

f = 0,111 mm

f = 0,111 mm

Ohne Ä

nderu

ng

* Bei CuZn42,

CuZn21Si3P und

CuZn39Pb3 wurde kein

Problem mit Spänen,

die sich um das

Werkzeug wickelten,

festgestellt. Neben den

veränderten Werkstoff-

eigenschaften kann

dies zudem an der

Änderung der

Spannzangen liegen.

Spannzangenänderung


Bild 69: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn40-10

Bild 70: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn40-10

CuZn40: HM, 3899, TiAlN-beschichtet, Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,111 mm, 20.000 Bohrungen

CuZn40: HM, 3899, unbeschichtet, Station 11, vc = 23 m/min, f = 0,054 mm, 37.030 Bohrungen

Spanschläge


Sta

tio

n 7

:

9.8

07

Ge

win

de

200 µm

200 µm

200 µm

200 µm

Kleiner Ausbruch

Kleiner Ausbruch und

Schichtabplatzung

CuZn40: HSS, 889, TiCN, vc = 15 m/min CuZn40: HSS, 800, TiCN, vc = 15 m/min

Sta

tio

n 7

:

10

.00

0 G

ew

ind

e

Sta

tio

n 8

:

9.8

07

Ge

win

de

CuZn40: HSS, 889, TiN, vc = 15 m/min CuZn40: HSS, 793, TiCN, vc = 15 m/min

Sta

tio

n 8

:

10

.00

0 G

ew

ind

e


Hinsichtlich der Bohrungsqualität erwiesen sich die TiAlN-beschichteten Bohrer hin-

gegen als nachteilig gegenüber den unbeschichteten Werkzeugen, Bild 71. Die

Oberfläche war stärker durch Riefen und Unebenheiten gekennzeichnet, so dass die

Oberfläche deutlich matter wirkte. Dieser Aspekt ist vermutlich auf die größere

Schneidkantenverrundung infolge der Beschichtung und den entsprechend verstärk-

ten Reib- und Quetschanteilen zurückzuführen. Die Gratbildung beim Bohrungsaus-

tritt bzw. -eintritt in die Querbohrung war jedoch beim Einsatz des beschichteten

Werkzeugs an Station 6 gering. Die Gewindequalität war unabhängig von der Werk-

zeuggeometrie und Beschichtung sowie Gewindeanzahl sowohl beim Gewindeboh-

ren als auch Gewindeformen hoch, Bild 71.

Bild 71: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn40-10

Station 6, HM3899, TiAlN

(A-Schicht), f = 0,051 mm

Bohrungseintritt

250 µm 250 µm

250 µm 250 µm250 µm

250 µm

Anzahl Bohrungen: 1

Anzahl Bohrungen: 40.000

Station 12, HM 3899, TiAlN


Station 11, HM 3899,

unbesch., f variiert

Station 7, vc = 15 m/min

889, HSS-E, TiCN

800, HSS-E, TiCN

f = 0,098 mm

f = 0,054 mm

250 µm 250 µm

250 µm250 µm250 µm

250 µm

Anzahl Bohrungen: 1


Anzahl Bohrungen: 1


Anzahl Gewinde: 1

Anzahl Gewinde: 10.000


889, HSS-E, TiN

793, HSS-E, TiCN

250 µm

250 µm

Anzahl Gewinde: 1




Austritt in Querbohrung



Bohrungswand


CuZn42

Eine Übersicht über die in CuZn42 hergestellten Bohrungen und Gewinde zeigt Bild

72. Ähnlich wie bei CuZn40-10 ist auch für diesen Werkstoff das Ergebnis der Pra-

xisversuche als grundsätzlich sehr positiv zu bewerten.

Beim Bohren der Sacklochbohrungen an den Stationen 11 und 12 traten unter den

zur Bearbeitung von CuZn40-10 identischen Bedingungen und Vorschüben ebenfalls

keine Werkzeugbrüche auf. Im Vergleich zu CuZn40-10 konnte darüber hinaus an

Station der 11 der Vorschub für ca. 25.000 Bohrungen auf f = 0,098 mm gesteigert

werden, ohne dass ein Werkzeugbruch auftrat. Bei identischem Vorschub war es

beim Bohren von CuZn40-10 zu einem Werkzeugbruch aufgrund des Aufwickelns

der Späne gekommen, vgl. Bild 68. Dieses Problem war bei f = 0,098 mm auch durch

das Wechseln der Spannzangen nicht behoben. Beim Bohren von CuZn42 wickelten

sich die Späne beim Einsatz der neuen Spannzangen ohne Nuten im Gegensatz

dazu bei keinem der angewandten Vorschübe um die Werkzeuge, Bild 68. Dies ist

vermutlich auf das bessere Spanbruchverhalten infolge des höheren Anteils der β-

Phase im Gefüge zu erklären.

Beim Bohren der Durchgangsbohrung (auf Querbohrung treffend) an Station 6 traten

zu Beginn im Gegensatz zur Herstellung der Sacklochbohrungen einige Werkzeug-

brüche auf. Erst nach einer deutlichen Vorschuberhöhung auf f = 0,085 mm konnten

höhere Stückzahlen von ca. 14.000 und 28.000 Bohrungen realisiert werden. Die

Prozesssicherheit war bei diesem Prozess jedoch nicht optimal. Der Grund für die

Werkzeugbrüche beim Eintritt in die Querbohrung ist möglicherweise in der höheren

Werkstofffestigkeit gegenüber CuZn40-10 zu sehen, vgl. Bild 64.

Bei der Herstellung der M3 Innengewinde traten unabhängig vom eingesetzten

Werkzeug und Verfahren keine Probleme und Werkzeugbrüche auf, Bild 72. Auch

hier wickelten sich ähnlich wie beim Bohren beim Einsatz der Spannzangen ohne

Nuten keine Späne um die Werkzeuge.

Zusätzlich zur beschriebenen, analog zu CuZn40-10 durchgeführten Versuchsreihe

wurden weitere Versuche mit HSS-E GU 500 Bohrern sowie alternativen Varianten

zur Gewindeherstellung durchgeführt, Bild 72 unten. Mit den HSS-E GU 500 Bohrern

konnten unabhängig von der Beschichtung und vom Einsatz polierter Spannuten

keine hohen Werkzeugstandmengen erzielt werden. Bezüglich der Herstellung der

M3 Innengewinde traten beim Einsatz des Hartmetallgewindebohrers wiederkehrend

Werkzeugbrüche auf. Dies ist möglicherweise auf einen zu geringen Drallwinkel von

δ = 15° und die geringere Zähigkeit von Hartmetall gegenüber HSS zurückzuführen.

Bei Verwendung des 2-schneidigen TiCN-beschichteten HSS-Gewindebohrers 812

wurde ebenfalls ein deutlich schlechteres Ergebnis im Vergleich zu den 3-


schneidigen HSS-Gewindebohrern ermittelt. Nach geringer Gewindeanzahl trat ein

sehr großer Schneidkantenausbruch auf, der das Standzeitende definierte und ver-

mutlich durch die höhere Werkzeugbelastung zu erklären ist.

Bild 72: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn42

Der Verschleißzustand der 1 mm Bohrer nach dem jeweiligen Versuchsende ist in

Bild 73 gegenübergestellt. Bis auf einen Ausbruch an einer Schneidkante war bei

allen Bohrern, sowohl unbeschichtet als auch TiAlN-beschichtet, der Verschleiß noch

sehr gering ausgeprägt. Bei den HSS-Bohrern traten wie oben bereits beschrieben

hingegen nach geringer Bohrungsanzahl Schneidkantenausbrüche und Werkzeug-

brüche auf. Darüber hinaus war die Verschleißentwicklung im Bereich der Gewinde-

0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000


f = 0,056 mm

f = 0,085 mm

f = 0,041 mm

f = 0,098 mm

f = 0,056 mm

f = 0,054 mm

f = 0,111 mm

f = 0,111 mm

Station 8

Station 7

Station 12

Station 11

Station 6

HM-3899, unb.

HM-3899, TiAlN

HSS-889, TiN

HSS-889, TiCN

HSS-800, TiCN

HSS-793, TiCN

f = 0,085 mm

Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche Schneidkantenausbruch Werkzeugbruch

Nach Umrüstung gebrochen,

Maschinenfehler?!

0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000


Station 8

Station 7

Station 12

Station 11

Station 6


HSS, GU500, pol.

HSS, GU500, TiAlN

HSS, GU500, TiN

HSS-812, TiCN

HM-971, unb.

f = 0,051 mm

f = 0,041 mm

f = 0,02 mm

f = 0,072 mm

Ge

win

de

Bohru

ng d

= 1

mm

Ge

win

de

Bohru

ng d

= 1

mm


werkzeuge bis auf den erwähnten Ausbruch am 2-schneidigen HSS-Bohrer 812 bei

allen anderen Gewindebohrer und -formern noch sehr gering, Bild 74.

Bild 73: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn42



CuZn42: HM, 3899, unbeschichtet, Station 11, vc = 23 m/min, f = 0,054 mm: 20.000 B., f = 0,098 mm: 25.594 B.


Direkt nach einer Versuchsunterbrechung und

Maschinenumrüstung gebrochen:

Vermutlich lag ein Maschinenfehler vor!

5.000 Bohrungen

100 µm

CuZn42: HSS, GU500, unbeschichtet + poliert, Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,072 mm, 1.844 Bohrungen


Bild 74: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn42

Die Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn42 zeigt Bild 75.

Die grundsätzlichen Erkenntnisse und Aussagen gelten hier analog zur Bearbeitung

von CuZn40-10, vgl. Bild 71. Beim geformten Gewinde ist zu erkennen, dass die

Ausbildung der „Werkstoffzipfel“ am Gewindekopf nicht so regelmäßig erfolgte wie

bei CuZn40-10. Dies ist auf das geringere Formänderungsvermögen des Werkstoffs

aufgrund des höheren Anteils der β-Phase zurückzuführen. Die Gewindequalität

beim Formen war aber auch bei CuZn42 als gut zu beurteilen.

Sta

tio

n 7

:

10

.00

0 G

ew

ind

e

200 µm

200 µm

200 µm

200 µm

CuZn42: HSS, 889, TiCN, vc = 15 m/min CuZn42: HSS, 800, TiCN, vc = 15 m/min

Sta

tio

n 7

:

12

.79

7 G

ew

ind

e

Sta

tio

n 8

:

10

.00

0 G

ew

ind

e

CuZn42: HSS, 889, TiN, vc = 15 m/min CuZn42: HSS, 793, TiCN, vc = 15 m/min

Sta

tio

n 8

:

12

.79

7 G

ew

ind

e

200 µm

Sta

tio

n 8

:

2.3

44

Ge

win

de

CuZn42: HSS, 812, TiCN, vc = 15 m/min

200 µm

Großer Ausbruch

200 µm


Bild 75: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn42

CuZn21Si3P

Bei der Bearbeitung von CuZn21Si3P traten im Vergleich zu CuZn40-10 und CuZn42

mehr Werkzeugbrüche und Schneidkantenausbrüche auf. Diese konnten jedoch

nach einer Prozessanpassung vermieden werden, so dass auch im Fall von

CuZn21Si3P hohe Stückzahlen realisiert werden konnten.

Es kann als eindeutiges Ergebnis festgehalten werden, dass bei der verwendeten

Werkzeuggeometrie die TiAlN-Beschichtung beim Bohren mit d = 1 mm nicht pro-

zesssicher eingesetzt werden konnte. In verschiedenen Versuchen mit variierendem

Vorschub zwischen f = 0,022 mm und f = 0,062 mm kam es bereits nach kurzer Ein-

satzzeit zu Werkzeugbrüchen, Bild 76. Dies betraf sowohl die Sackloch- als auch

Durchgangsbohrungen. Erst nach einer Reduzierung der Bohrtiefe von t = 5 mm auf

t = 4 mm konnten bei einem Vorschub von f = 0,062 mm ca. 8000 Bohrungen ohne

Komplikationen hergestellt werden. Dies legt die Vermutung nahe, dass Probleme

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm250 µm

250 µm



Station 12, HM 3899, TiAlN



unbesch., f variiert


889, HSS-E, TiCN

800, HSS-E, TiCN

f = 0,054 mm

f = 0,098 mm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm





Anzahl Gewinde: 1



889, HSS-E, TiN

793, HSS-E, TiCN

250 µm

250 µm

Anzahl Gewinde: 2500




Bohrungseintritt






Bohrungswand


beim Spanabtransport die Werkzeugbrüche verursachten. Bei der Bearbeitung von

CuZn21Si3P entstanden durch die Zugabe von Silizium und die Bildung einer harten

κ-Phase im Gefüge vorrangig kurze Späne beim Bohren. Es ist anzunehmen, dass

diese kurzen Späne beim Einsatz des gedrallten Bohrers nicht einwandfrei abgeführt

wurden. Durch die Beschichtung verstärkte sich dieses Problem, da sich infolge einer

höheren Schneidkantenverrundung die Reib- und Quetschanteile während der

Spanbildung erhöhten und die Werkzeugbelastung zunahm. Durch die Anwendung

der scharfkantigen unbeschichteten Hartmetallbohrer konnten Werkzeugbrüche

unabhängig vom Vorschub vermieden werden. Bei der Herstellung der Sacklochboh-

rungen konnten mit dem höchsten angewandten Vorschub von f = 0,098 mm annä-

hernd 25.000 Bohrungen ohne Werkzeugbruch oder Schneidkantenausbrüche gefer-

tigt werden. Die Durchgangsbohrungen (auf Querbohrung treffend) konnten mit ei-

nem Vorschub zwischen f = 0,033 mm und f = 0,054 mm gefertigt werden. Dieser

Bereich war mit dem Bohren von CuZn40-10 vergleichbar. Allerdings traten nach ca.

20.000 Bohrungen kleinere Schneidkantenausbrüche an den Werkzeugen auf.

Bild 76: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn21Si3P

Bei der Gewindeherstellung ergab sich ein im Vergleich zu den anderen bleifreien

Cu-Zn-Legierungen ähnliches Ergebnis. Mit einem Großteil der Werkzeuge konnten

die anvisierten 10.000 Gewinde gefertigt werden. Beim Einsatz des 2-schneidigen

HSS-Bohrers 812 traten ähnlich wie bei CuZn42 große Schneidkantenausbrüche auf.

Analog zu den Versuchen an der Forschungsstelle wurden zudem Werkzeugbrüche

bei Verwendung des gedrallten 3-schneidigen HSS-Bohrers 889 beobachtet. Ein

Wechsel von einer TiN- zu einer TiCN-Beschichtung schaffte hier Abhilfe. Ein sehr

gutes Ergebnis wurde mit dem geradgenuteten Gewindebohrer 800 erzielt. Im Ge-

Station 12

0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000


Station 7

Station 8

Station 11

Station 6

HM-3899, unb.

HM-3899, TiAlN

HSS-889, TiN

HSS-889, TiCN

HSS-889, unb.

HSS-800, TiCN

HSS-812, TiCN

HSS-793, TiCN

HM-971, unb.

HSS, GU500, unb.

f = 0,044 mm

f = 0,033 mm

f = 0,054 mm

f = 0,029 mm

f = 0,054 mm

f = 0,098 mm

f = 0,043 mm

f = 0,022 mm

f = 0,03 mm

f = 0,072 mm

f = 0,043 mm

f = 0,022 mm

f = 0,062 mm

f = 0,062 mm

f = 0,054 mmReduzierte

Bohrtiefe

t = 4 mm

(2 kleine Ausbröckelungen an der Hauptschneide)

Geringer Verschleiß, keine Ausbrüche Schneidkantenausbruch Werkzeugbruch

Ge

win

de

Bohru

ng d

= 1

mm


gensatz dazu war die Gewindezahl mit dem Hartmetallgewindebohrer aufgrund eines

Schneidkantenausbruchs ähnlich wie bei CuZn42 begrenzt. Ursache ist vermutlich

die geringere Zähigkeit im Vergleich zu HSS.

Bild 77: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn21Si3P (Sacklochbohrungen)

CuZn21Si3P: HM, 3899, TiAlN-beschichtet, Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,062 mm, 8.480 Bohrungen, t = 4 mm

CuZn21Si3P: HM, 3899, Unbesch., Station 12, vc = 23 m/min, f = 0,054 mm, 10.000 B., f = 0,072 mm, 12.174 B.

CuZn21Si3P: HM, 3899, Unbeschichtet, Station 11, vc = 23 m/min, f = 0,029 mm, 20.332 Bohrungen




REM-Aufnahmen der 1 mm Bohrer nach Herstellung der Sacklochbohrungen sind in

Bild 77 abgebildet. Keiner der Bohrer hatte das Standzeitende zum Versuchsende

erreicht, die Verschleißentwicklung war jeweils noch sehr gering.

Im Gegensatz zu den Sacklockbohrungen trat deutlich erhöhter Verschleiß bei der

Herstellung der Durchgangsbohrungen infolge der plötzlichen Schlagbelastung auf,

Bild 78. Im Vergleich zu den anderen Werkstoffen ist dies insbesondere auf die höhe-

re Festigkeit von CuZn21Si3P zurückzuführen. Für diese Bearbeitungsaufgabe emp-

fiehlt sich daher ein geringer Vorschub von f = 0,033 mm oder kleiner.

Bild 78: Werkzeugverschleiß beim Bohren von CuZn21Si3P (Durchgangsbohrungen)

Lichtmikroskopaufnahmen der Gewindewerkzeuge zeigt Bild 79. Die Aufnahmen

unterstützen die obigen Erläuterungen.




Bild 79: Werkzeugverschleiß beim Gewindebohren und -formen von CuZn21Si3P

Die bei der Bearbeitung von CuZn21Si3P erzielte Bohrungs- und Gewindequalität

kann ähnlich wie bei den anderen Versuchswerkstoffen insgesamt als sehr gut ein-

gestuft werden, Bild 80.

Sta

tion 7

:

9.9

02 G

ew

inde

200 µm

200 µm

200 µm

200 µm

CuZn21Si3P: HM, 971, unb., vc = 15 m/min CuZn21Si3P: HSS, 800, TiCN, vc = 15 m/min

Sta

tion 7

:

10.0

00 G

ew

inde

Sta

tion 8

:

9.9

02 G

ew

inde

CuZn21Si3P: HSS, 793, TiCN, vc = 15 m/min CuZn21Si3P: HSS, 889, TiCN, vc = 15 m/min

Sta

tion 8

:

10.0

00 G

ew

inde

Große

Ausbrüche

Sta

tion 7

:

12.1

74 G

ew

inde

200 µm

CuZn21Si3P: HSS, 812, TiCN, vc = 15 m/min

200 µm

Großer Ausbruch

Großer Ausbruch


Bild 80: Bohrungs- und Gewindequalität bei der Bearbeitung von CuZn21Si3P

CuZn39Pb3

Beim Gewindebohren und insbesondere beim Bohren mit d = 1 mm in CuZn39b3

traten im Vergleich zu den bleifreien Versuchswerkstoffen zunächst deutlich mehr

Werkzeugbrüche auf, Bild 81. Dies lag daran, dass die eingesetzten Werkzeuge

gezielt für die Bearbeitung der bleifreien Werkstoffe ausgewählt wurden. Die bei der

Zerspanung von CuZn39Pb3 entstandenen kurzen Nadelspäne konnten daher nicht

optimal abtransportiert werden, sondern verklemmten am Bohrungsgrund und an der

Bohrungswand mit dem Werkzeug. Ähnlich wie bei CuZn39Pb3 traten die Werk-

zeugbrüche vor allem beim Einsatz der beschichteten 1 mm Bohrer auf. Das Ver-

klemmen der Späne mit dem Werkzeug war unter dem Lichtmikroskop und REM

deutlich anhand von Riefen an der Bohrungswand sowie im Fall der HSS-Bohrer

zusätzlich anhand von Spaneindrücken im Schneidstoff erkennbar.

250 µm

250 µm 250 µm

250 µm

250 µm

250 µm



Schlechtere

Oberflächenqualität wegen

Werkzeugverschleiß


unbesch., f = 0,054 mm



Station 7, 800, HSS-E, TiCN

(C-Schicht), vc = 15 m/min

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm

250 µm







Station 6, HM3899,


Bohrungseintritt

Station 6, HM3899,



Station 6, HM3899,


Bohrungswand

Station 7, 889, HSS-E, TiCN

(C-Schicht), vc = 15 m/min

250 µm

250 µm

Anzahl Gewinde: 15000



Bild 81: Anzahl hergestellter Bohrungen und Gewinde in CuZn39Pb3

Im weiterführenden Versuchen wurden die Werkzeuge gezielt auf die Bearbeitung

des bleihaltigen Werkstoffs angepasst. Die Anpassung beinhaltete insbesondere

eine Reduzierung des Drallwinkels von zuvor δ = 30° (HM 3899) und 38° (HSS-E GU

500) auf δ = 12 - 17° bei einem Großteil der Werkzeuge. Hierfür kamen verschiedene

unbeschichtete Hartmetallwerkzeuge der Fa. Gühring und Karnasch zum Einsatz.

Durch diese Werkzeugumstellung konnten in diversen Zerspanversuchen bei den im

PA vertretenen Firmen Carl Leipold und Rebmann unter verschiedenen Prozesspa-

rametern (vc = 23 - 30 m/min, f = 0,04 - 0,18 mm) bis zu 160.000 Bohrungen ohne

Werkzeugbrüche und Schneidkantenausbrüche hergestellt werden, Bild 81. Die

Versuche wurden anschließend wegen des hohen Versuchsaufwands und Kapazi-

tätsproblemen auf den Maschinen abgebrochen. Nach Angaben verschiedener Un-

ternehmen aus dem PA liegt die erreichbare Standmenge beim Bohren mit d = 1 mm

in CuZn39Pb3 derzeit in der Industrie bei über 850.000 Bohrungen, Bild 81. Wie

hoch die maximal mögliche Bohrungsanzahl beim Bohren der bleifreien Cu-Zn-

Legierungen ist, konnte in den Praxisversuchen aufgrund des hohen Zeit- und Mate-

rialaufwands nicht ermittelt werden. Es konnte allerdings gezeigt werden, dass unter

f = 0,054 mm

0 5.000 10.000 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 40.000 45.000 50.000


Station 7

Station 8

Station 12

Station 11

Station 6

HM-3899, unb.

HM-3899, TiAlN

HSS-889, TiN

HSS-889, MoS2

HSS, GU500, TiN

HSS, GU500, unbesch.

HSS, GU500, pol.

f = 0,037 mmf = 0,098 mm


f = 0,085 mm

f = 0,041 mm

f = 0,024 mm

f = 0,069 mm

f = 0,056 mm

f = 0,012 mm

f = 0,056 mm

Reduzierte

Bohrtiefe

t = 4 mm

Komplette

Bohrtiefe

t = 5,75 mm

f = 0,022 – 0,026 mm, Bohren mit Entspanen

f = 0,111 mm


f = 0,085 – 0,133 mm, Bohren mit Entspanenf = 0,108 – 0,201 mm, Bohren mit Entspanen




Einsatz von Werkzeugen, die gezielt für die

Bearbeitung der bleifreien Cu-Zn-Legierungen

ausgewählt wurden. Durch einen damit

verbundenen mangelhaften Abtransport der kleinen

Nadelspäne beim Bohren von CuZn39Pb3 wurde

eine Vielzahl an Werkzeugbrüchen verursacht.

V3*: Carl Leipold: CuZn36Pb3, Bohrer Karnasch, HM unbeschichtet, poliert, δ = 17°, Art. Nr. 220360, vc = 28 m/min, f = 0,14 mm


V4*: Rebmann: CuZn39Pb3, Bohrer Gühring 206, HSS unbeschichtet, δ = 12°, vc = 30 m/min, f = 0,04 mm

Werkzeuganpassung

V5*: Rebmann: CuZn39Pb3, Bohrer Gühring 732, HSS unbeschichtet, δ = 30°, vc = 30 m/min, f = 0,04 mm

V6*: Rebmann: CuZn39Pb3, Bohrer Gühring 6401, HM AlTiN-beschichtet, δ = 30°, vc = 30 m/min, f = 0,04 mm

V1*: Carl Leipold, CuZn39Pb3 (KME), 40.000 Bohrungen

V3*: Carl Leipold, CuZn36Pb3, 150.000 Bohrungen (Abbruch wegen Kapazitätsproblem)

V4*, V5*, V6*: Rebmann, CuZn39Pb3, 160.000 Bohrungen (Abbruch wegen Kapazitätsproblem)

Angabe der Anwender aus dem PA: Erreichbare Standmenge beim Bohren von CuZn39Pb3 > 850.000 Bohrungen

Werkzeug-

anpassung

Gew

.B

ohru

ng d

= 1

mm

V2*: Carl Leipold, CuZn39Pb3 (KME), 60.000 Bohrungen (Material verbraucht)



angepassten Werkzeug - und Prozessbedingungen auch bei den bleifreien Werkstof-

fen hohe Standmengen von > 45.000 Bohrungen bei hoher Prozesssicherheit zu

erreichen sind.

8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die Gewindeherstellung 93

8 Richtwerte und Empfehlungen für das Bohren und die

Gewindeherstellung

Auf Grundlage der Projektergebnisse wurden zum Abschluss des Projektes Tabellen

mit Richtwerten und Empfehlungen für das Bohren und die Gewindeherstellung der

bleifreien Kupferwerkstoffe entwickelt. Bezüglich des Gewindedrehens der M24 Au-

ßen- und M16 Innengewinde basieren die Tabellen auf den Zerspanversuchen an

der Forschungsstelle, wohingegen beim Bohren mit d = 1 mm und bei der Fertigung

der M3 Innengewinde zusätzlich die Praxisversuche bei Carl Leipold herangezogen

wurden.

8.1 Gewindedrehen von M24 Außengewinden und M16 Innenge-

winden

Die Richtwerte und Empfehlungen zum Gewindedrehen von M24 Außengewinden

und M16 Innengewinden berücksichtigen den Werkstoff, die Schnittgeschwindigkeit,

die Werkzeuggeometrie, den Schneidstoff und die Beschichtung, die Zustellungsart,

die Anzahl an Überläufen sowie den KSS-Einsatz, Bild 82 und Bild 83. Empfehlun-

gen für das Gewindefräsen als Alternative zum Gewindedrehen können Kapitel 4.4

entnommen werden.

Bild 82: Empfehlungen und Richtwerte für das Gewindedrehen: M24 Außengewinde

Werkstoff CuZn38As CuZn8Si3-C CuSn12-C CuZn21Si3P CuZn39Pb3

Schnittge-

schwindigkeitvc = 150 m/min vc = 150 m/min vc = 150 m/min vc = 150 m/min vc = 150 m/min

Spanleitstufe

erforderlich?Ja Ja Nein Nein Nein

Schneidstoff Hartmetall Hartmetall Hartmetall Hartmetall Hartmetall

Beschichtung TiAlN TiAlN AlCrN TiAlN TiAlN

Empfehlung

Schneidplatte

Sandvik 266 /

Seco A1

Sandvik 266 /

Seco A1

Paul Horn

L315.1830.02

Paul Horn

L315.1830.02

Paul Horn

L315.1830.02

Zustellungs-

art

Flanke /

(Radial)Radial Radial Radial Radial

Anzahl

Schnitte6 6 8 6 6

KSS

Nass,

trocken nicht zu

empfehlen

Nass

(trocken

möglich)

Nass, trocken

nicht zu

empfehlen

Nass

(trocken

möglich)

Nass

(trocken

möglich)


Bild 83: Empfehlungen und Richtwerte für das Gewindedrehen: M16 Innengewinde

8.2 Gewindebohren, -fräsen und -formen von M3 Innengewinden

Eine werkstoffspezifische Tabelle mit Richtwerten und Empfehlungen zur Herstellung

von M3 Innengewinden zeigt Bild 84. Die Tabelle umfasst Angaben zum Fertigungs-

verfahren, Schneidstoff, zur Beschichtung, Werkzeuggeometrie, zu den Schnittpara-

metern, zur KSS-Strategie und zur erwarteten Standmenge. Hinsichtlich der KSS-

Strategie sei angemerkt, dass in einem Großteil der Zerspanversuche Öl als Überflu-

tungskühlung eingesetzt wurde. Dies gilt insbesondere für die Praxisversuche bei

Carl Leipold, die ebenfalls als wichtige Basis zur Erstellung der Tabelle herangezo-

gen wurden, vgl. Kapitel 7. In der Tabelle wird daher Öl als KSS-Strategie empfohlen.

Grundsätzlich ist aber auch der Einsatz einer Emulsion denkbar. Darüber hinaus

wurden in diesem Projekt zwei Lösungsansätze (Gewindepaste und ATS-System)

zur maßgeblichen Reduzierung des KSS-Verbrauchs mit vielversprechenden Ergeb-

nissen eingesetzt. Grundsätzlich sind daher auch diese KSS-Strategien zu empfeh-

len.

Werkstoff CuZn38As CuZn8Si3-C CuSn12-C CuZn21Si3P CuZn39Pb3

Schnittge-

schwindigkeitvc = 100 m/min vc = 100 m/min vc = 100 m/min vc = 100 m/min vc = 100 m/min

Spanleitstufe

erforderlich?

Nein, aber zu

empfehlen

Nein, aber zu

empfehlenNein Nein Nein

Schneidstoff Hartmetall Hartmetall Hartmetall Hartmetall Hartmetall

Beschichtung TiAlN TiAlN AlCrN TiAlN TiAlN

Empfehlung

Schneidplatte

Paul Horn

R114.1020.02

Paul Horn

R114.1020.02

Paul Horn

R114.1020.02

Paul Horn

R114.1020.02

Paul Horn

R114.1020.02

Zustellungs-

artFlanke Flanke Flanke Flanke Flanke

Anzahl

Schnitte6 6 6 - 7 5 - 6 5 - 6

KSS

Nass,

trocken nicht zu

empfehlen

Nass

(trocken

möglich)

Nass, trocken

nicht zu

empfehlen

Nass

(trocken

möglich)

Nass

(trocken

möglich)


Bild 84: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von M3 Innengewinden

Werkstoff Verfahren Schneid-

stoff

Beschich-

tung

WZ-

Geometrie

Empfeh-

lung

Gühring

vc

/ (m/min)

f / mm Erwartete

Stand-

menge

KSS-

Strategie

CuCr1ZrGewinde-

formen

HSS TiCN z = 4

δ = 0°

793 10 - 20 - Nicht

untersucht

Öl

CuSn8P

Gewinde-

bohren

HSS TiCN z = 3

δ = 30-40°

889 10 - 15 - Nicht

untersucht

Öl

Weitere Gewindebohrer sowie das Gewindeformen und fräsen wurden nicht untersucht

CuNi18Zn20

Gewinde-

bohren

HSS TiCN z = 3

δ = 30-40°

889 10 - 15 - Nicht

untersucht

Öl


Cu-ETP

Gewinde-

bohren

HSS TiCN z = 3

δ = 30-40°

889 10 - 15 - Nicht

untersucht

Öl



stoff

Beschich-

tung

WZ-

Geometrie

Empfeh-

lung

Gühring

vc

/ (m/min)

f / mm Erwartete

Stand-

menge

KSS-

Strategie

CuZn21Si3P

Gewinde-

bohren

HSS TiCN z = 3

δ = 0°

800 15- 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

formen

HSS TiCN z = 4

δ = 0°

793 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

fräsen

HM Unbesch. z = 3

δ = 27°

3511 120 0,105 Nicht

untersucht

Öl

CuZn39Pb3

Gewinde-

bohren

HSS TiCN / TiN z = 3

δ = 30-40°

889 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

bohren


δ = 0°

800 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

formen


δ = 0°

793 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

fräsen

HM Unbesch. z = 3

δ = 27°

3511 120 0,105 Nicht

untersucht

Öl

CuAl10Ni5Fe4

Gewinde-

bohren

HM Keine z = 3

δ = 15°

971 10 - Nicht

untersucht

Öl

Gewinde-

formen

HSS TiCN z = 4

δ = 0°

793 10 - Nicht

untersucht

Öl


stoff

Beschich-

tung

WZ-

Geometrie

Empfeh-

lung

Gühring

vc /

(m/min)

f / mm Erwartete

Stand-

menge

KSS-

Strategie

CuZn42

Gewinde-

bohren


δ = 30-40°

889 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

bohren


δ = 0°

800 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

formen


δ = 0°

793 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

fräsen

HM Unbesch. z = 3

δ = 27°

3511 120 0,06 Nicht

untersucht

Öl

CuZn40

Gewinde-

bohren


δ = 30-40°

889 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

bohren


δ = 0°

800 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

formen


δ = 0°

793 15 - 25 - > 10.000 Öl

Gewinde-

fräsen

HM Unbesch. z = 3

δ = 27°

3511 120 0,06 Nicht

untersucht

Öl


8.3 Bohren mit d = 1 mm

Die Empfehlungstabellen und Richtwerte für das Bohren mit d = 1 mm sind in die

Herstellung von Sackloch- und Durchgangsbohrungen aufgeteilt, da sich in den Pra-

xisversuchen bei Carl Leipold diesbezüglich Unterschiede ergaben, Bild 85 und Bild

86. Hinsichtlich der KSS-Strategie gelten die Erläuterungen aus dem vorherigen

Kapitel 8.2 analog. Die Angaben zu den erwarteten Standmengen basieren primär

auf den Praxisversuchen bei Carl Leipold. Im Fall des bleihaltigen Referenzwerk-

stoffs CuZn39Pb3 wurden Praxiserfahrungen der Unternehmen aus dem PA mit

aufgenommen.

Bild 85: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von 1 mm Sacklochboh-rungen

Werkstoff Schneid-

stoff

Beschich

-tung

WZ-

Geometrie

Empfeh-

lung

Gühring

Strategie vc

/ (m/min)

f / mm Erwartete

Stand-

menge

KSS-

Strategie

CuZn42

HSS Keineσ = 118°

δ = 30-40°

Ausspitzung

GU500 Durch-

bohren

20 - 30 0,02 < 2.000 Öl, MMS

möglich

HSS TiAlN GU500 Durch-

bohren

20 - 30 0,03 – 0,04 < 2.000 Öl, MMS

möglich

Hartmetall Keineσ = 140°

δ = 30°

Ausspitzung

3899 Durch-

bohren

40 0,04 – 0,08 > 40.000 Öl, MMS

möglich

Hartmetall TiAlN 3899 Durch-

bohren

40 0,05 – 0,09 10.000 –

30.000

Öl, MMS

möglich

CuZn40

HSS Keineσ = 118°

δ = 30-40°

Ausspitzung

GU500 Durch-

bohren

20 - 30 0,02 < 2.000 Öl

HSS TiAlN GU500 Durch-

bohren

20 - 30 0,03 – 0,04 < 2.000 Öl

Hartmetall Keineσ = 140°

δ = 30°

Ausspitzung

3899 Durch-

bohren

40 0,04 – 0,06 30.000 –

60.000

Öl

Hartmetall TiAlN 3899 Durch-

bohren

40 0,05 – 0,08 > 40.000 Öl

CuZn21Si3P

Hartmetall Unbesch. σ = 140°

δ = 30°

Ausspitzung

3899 Durch-

bohren

40 0,04 - 0,06 > 40.000 Öl, MMS

möglich

CuZn39Pb3

HSS Unbesch. σ = 118°

δ = 10-20°

Ausspitzung

206, 732 Durch-

bohren

20 - 30 0,02 – 0,04 > 850.000

(Angabe

des PA)

Öl, MMS

möglich

Hartmetall Unbesch. σ = 130-140°

δ = 15-30°

Ausspitzung

6401,

Karnasch

220360

Durch-

bohren

40 0,04 – 0,16 > 850.000

(Angabe

des PA)

Öl, MMS

möglich


Bild 86: Empfehlungen und Richtwerte für die Herstellung von 1 mm Durchgangs-bohrungen

Werkstoff Schneid-

stoff

Beschich

-tung

WZ-

Geometrie

Empfeh-

lung

Gühring

Strategie vc

/ (m/min)

f / mm Erwartete

Stand-

menge

KSS-

Strategie

CuZn42

Hartmetall TiAlN σ = 140°

δ = 30°

Ausspitzung

3899 Durch-

bohren

40 0,06 – 0,09 10.000 –

40.000

Öl, MMS

möglich

CuZn40

Hartmetall TiAlN σ = 140°

δ = 30°

Ausspitzung

3899 Durch-

bohren

40 0,04 – 0,06 10.000 –

40.000

Öl

CuZn21Si3P

Hartmetall Unbesch. σ = 140°

δ = 30°

Ausspitzung

3899 Durch-

bohren

40 0,02 – 0,04 < 30.000 Öl, MMS

möglich

CuZn39Pb3

Hartmetall Unbesch. σ = 130-140°

δ = 15-30°

Ausspitzung

6401 Durch-

bohren

40 0,04 – 0,1 > 850.000

(Angabe

des PA)

Öl, MMS

möglich

9 Ergebnistransfer in die Wirtschaft 98

9 Ergebnistransfer in die Wirtschaft

Die durchgeführten Transfermaßnahmen sind in der folgenden Tabelle zusammen-

gefasst. Die Maßnahmen stellen einen schnellen und effektiven Transfer der Projekt-

ergebnisse in die Wirtschaft sicher.

Maßnahme Ziel Ort / Rahmen Datum / Zeitraum

Projektbegleitender

Ausschuss (PA)

Fortschrittsbericht,

Abstimmung der

weiteren Vorge-

hensweise

PA-Sitzungen am WZL

der RWTH Aachen

29.01.2014

03.07.2014

25.11.2014

15.04.2015

12.11.2015

Beratungstätigkeit

des Deutschen

Kupferinstituts (DKI)

Ergebnistransfer in

die Wirtschaft

Homepage des DKI und

Beratung anfragender

Unternehmen

Kontinuierlich

Konferenzen und

Seminare am WZL

der RWTH Aachen

Ergebnistransfer

für ein breites

Fachpublikum

5. Aachener HPC-

Konferenz

30.09./01.10.2014

Aachener Werkzeugma-

schinen-Kolloquium AWK

22./23.05.2014

Basisseminar

Zerspantechnik

23./24.04.2014

18./19.11.2014

29./30.04.2015

Beratung des WZL

der RWTH Aachen

Ergebnistransfer in

die Wirtschaft

Homepage des WZL und

Beratung anfragender

Unternehmen

Kontinuierlich

Arbeitskreise am

WZL der RWTH

Aachen

Ergebnistransfer in

die Wirtschaft

Technologie-Arbeitskreis 19.03.2014

18.03.2015

Vortrag auf exter-

nen Konferenzen

Ergebnistransfer in

die Wissenschaft

und Wirtschaft

Hochschulkupfer-

symposium des DKI in

Berlin

4./5.11.2015

Integration der

Ergebnisse in die

Lehre der RWTH

Aachen

Ausbildung von

Nachwuchs-

ingenieuren

Bachelorarbeit 10/2014 - 06/2015

Veröffentlichung

(VÖ) in Fachzeit-

schriften

Ergebnistransfer in

die Wissenschaft

und Wirtschaft

METALL - Fachzeitschrift

für Metallurgie

Weitere VÖ in Arbeit

11/2015

05/2016

9 Ergebnistransfer in die Wirtschaft 99

Beratung von An-

wendern und Öf-

fentlichkeitsarbeit

Weitergabe der im

Projekt erzielten

Ergebnisse an die

Industrie

Im PA vertretene Halb-

zeug- und Werkzeugher-

steller:

Beratung ihrer Kunden

Kontinuierlich

Dissertation Wissenschaftliche

Qualifikation des

Projektbearbeiters,

Ergebnistransfer in

die Wissenschaft

und Wirtschaft

Veröffentlichung der

Dissertation über einen

Verlag

03/2016

Abschlussbericht Ergebnistransfer in

die Wissenschaft

und Wirtschaft

Veröffentlichung online

über die RWTH Aachen

und den Stifterverband

Metalle

03/2016

III Literaturverzeichnis 100

III Literaturverzeichnis

[AEG00] Richtlinie 2000/53/EG des Europäischen Parlamentes und des Rates

vom 18. September 2000 über Altfahrzeuge, Amtsblatt der Europäi-

schen Gemein-schaften, L 269/34, DE, 21.10.2000

[AEG02] Richtlinie 2002/95/EG des Europäischen Parlamentes und des Rates

vom 27. Januar 2003 zur Beschränkung der Verwendung bestimmter

gefährlicher Stof-fe in Elektro- und Elektronikgeräten. Amtsblatt der Eu-

ropäischen Union, 13.2.2003, DE, L 37/19

[BGB01] Verordnung zur Novellierung der Trinkwasserverordnung vom 21 Mai

2001. Bundesgesetzblatt, Jahrgang 2001, Teil I Nr. 24, ausgegeben zu

Bonn am 28. Mai 2001

[DEUT04] Deutsches Kupferinstitut, Informationsdruck i.25: Kupfer-Zinn- und

Kupfer-Zinn-Zink-Gusslegierungen (Zinnbronzen), 2004

[DEUT05a] Deutsches Kupferinstitut, Werkstoff-Datenblatt Cu-ETP, 2005

[DEUT05b] Deutsches Kupferinstitut, Werkstoff-Datenblatt CuCr1Zr, 2005

[DEUT05c] Deutsches Kupferinstitut, Werkstoff-Datenblatt CuSn12-C, 2005

[DEUT10] Deutsches Kupferinstitut, Informationsdruck i.18: Richtwerte für die

spanende Bearbeitung von Kupfer und Kupferlegierungen, 2010

[KLOC10] Klocke, F., Lung, D., Abouridouane, M.: DFG-Vorhaben KL 500/76-1

„3D-Finite-Elemente-Mikrobohrsimulation mehrphasiger Werkstoffe“,

Werkzeug-maschinenlabor der RWTH Aachen

[LIU05] Liu, K.: Process Modeling of Micro-Cutting including Strain Gradient

Effects. Dissertation Georgia Institute of Technology, USA, 2005

[WIEL15] Wieland-Werke AG, Werkstoff-Datenblatt CuZn21Si3P, 2015

schlussbericht - wirtschaftsvereinigung metalle · 2016. 5. 31. · zerspanbarkeitsprobleme bei...

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