Hochleistungs-Flachschleifen
Hochleistungs-Flachschleifen
Hochleistungs-Flachschleifen
Erfolgreiche ePaper selbst erstellen
Machen Sie aus Ihren PDF Publikationen ein blätterbares Flipbook mit unserer einzigartigen Google optimierten e-Paper Software.
lIoc~eistmngs-F1achsc~eifen<br />
Technologie, Verfahrensplanung<br />
und wirtschaftlicher Einsatz<br />
Dr.-Ing. Taghi Tawakoli<br />
~~~;!~~D~:~~gerueure. Düsseldon [~
CIP-Titelaufnahme der Deutschen Bibliothek<br />
Tawakoli, Taghi:<br />
<strong>Hochleistungs</strong>-<strong>Flachschleifen</strong>: Technologie,<br />
Verfahrensplanung und wirtschaftlicher Einsatz/Taghi<br />
Tawakoli. - Düsseldorf: VDI-Ver!., 1990<br />
Zug!.: Bremen, Univ., Diss., 1990<br />
ISBN 3-18-401062-7<br />
© VDI-Verlag GmbH, Düsseldorf 1990<br />
Alle Rechte, auch das des auszugsweisen Nachdruckes, der auszugsweisen oder<br />
vollständigen photomechanischen Wiedergabe (Photokopie, Mikrokopie) und das<br />
der Übersetzung, vorbehalten. .<br />
Printed<br />
in Germany<br />
ISBN 3-18-401062-7
Vorwort<br />
Nach den Erkenntnissen des konventionellen Schleifens ist das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
schwer vorstellbar. Die Resultate bisheriger theoretischer<br />
und praktischer Untersuchungen zeigen, daß die Erhöhung einzelner<br />
Parameter, wie Schnittgeschwindigkeit, Zustellung oder bezogenes<br />
Zeitspanungsvolumen, steigende Schleiftemperatur bewirken, die zur<br />
Schädigung des zu schleifenden Werkstückes führen können. Beiin<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen werden die Schnittgeschwindigkeit, die Zustellung<br />
und das bezogene Zeitspanungsvolumen sehr hoch gewählt. Dennoch<br />
bleiben die Schleiftemperaturen niedriger als beim herkömmlichen<br />
Schleifen.<br />
Das zeigt, daß die bisherigen theoretischen und praktischen Erkenntnisse<br />
aus der konventionellen Schleif technik nicht für das<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen voll übernommen werden können. Auch die<br />
maschinellen und werkzeugbezogenen Voraussetzungen sind beim<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen anders als beim herkömmlichen Schleifen.<br />
Im folgenden werden die technologischen Voraussetzungen und die<br />
theoretischen Grundlagen für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen beschrieben und<br />
diskutiert. Auch der Einfluß der Stellgrößen und ihre Auswirkungen<br />
werden untersucht und dargestellt. In diesem Rahmen werden<br />
Anleitungen für die Anwendung dieses Verfahrens in der Praxis zur<br />
Verfügung gestellt.<br />
Die hierzu in diesem Buch aufgezeigten Verfahren und Darstellungen<br />
basieren auf Erfahrungen, die in einer Reihe von Industrie- und<br />
Forschungsprojekten gewonnen wurden. Die Veröffentlichung selbst<br />
entstand aus einer Dissertationsschrift, die an der Universität Bremen<br />
angenommen wurde. Für die Förderung dieser Arbeit danke ich<br />
insbesondere Herrn Prof. Dr.-Ing. G. Werner, dem ehemaligen Leiter des<br />
Fachgebietes Ferti ~ungsverfahren, Fachbereich Produktionstechnik.<br />
Bremen, im Frühling 1990<br />
Taghi Tawakoli
VII<br />
Inhaltsverzeichnis<br />
Seite<br />
Formelzeichenund<br />
Abkürzungen<br />
1. Einleitung 1<br />
2. Stand der Erkenntnisse 4<br />
2.1 Tiefschleifen als Einstieg in das <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen 4<br />
2.2 Technologische Voraussetzungen für die Verbindung des<br />
Tiefschleifens mit dem Hochgeschwindigkeitsschleifen 10<br />
2.3 Diskussion unterschiedlicher <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifverfahren 13<br />
2.3.1 Tiefschleifen mit kontinuierlichem Abrichten (CD-Schleifen) 14<br />
2.3.2 Hochgeschwindigkeitsflachschleifen mit CBN -Schleifwerkzeugen 16<br />
2.3.3 <strong>Hochleistungs</strong>-Bandschleifen 21<br />
3. AufgabensteIlung und Zielsetzung 24<br />
4. Technologische Grundlagen und Voraussetzungen für das<br />
<strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen 26<br />
4.1 Prozeßdefinition und Einstellgrößen 26<br />
4.2 Maschinelle Voraussetzungen 28<br />
4.3 Werkzeugbezogene Voraussetzungen 30<br />
4.4 Kühlschmierstoff-Zuführung 33<br />
4.4.1 Prozeßgerechte Zuführungssysteme 36<br />
4.4.2 Scheibenreinigung 38<br />
4.5 Konditionierung des ~chleifwerkzeuges beim <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen<br />
41<br />
4.5.1 Abrichten und Schärfen von Schleifscheiben 41<br />
4.5.2 Swing-Step-Profilierverfahren 44<br />
4.5.3 Touchieren von CBN -Schleifscheiben 47
VIII<br />
4.5.4 Schärfen von hochharten Schleifwerkzeugen 50<br />
4.6 Technologische Grundlagen zur Realisierung hoher<br />
Abtragsleistungen 53<br />
4.7 Analytische Bestimmung des werkzeugbezogenen Maximums<br />
des Zeitspanungsvolumens 66<br />
4.7.1 Der mittlere Spanraum als Grenzkriterium 68<br />
4.7.2 Die Schleifkörper- und Bindungsfestigkeit als Grenzkriterium 78<br />
4.8 Thermomechanische Prozeßbedingungen 84<br />
4.8.1 Theoretische Grundlagen und Berechnungsverfahren 86<br />
5. Beschreibung der Versuchseinrichtung für experimentelle<br />
Untersuchungen 91<br />
5.1 <strong>Hochleistungs</strong>-Flachschleifmaschine 91<br />
5.2 Meßeinrichtungen 94<br />
5.3 Einrichtung und Durchführung der Temperaturmessung 96<br />
6. Versuchsergebnisse 103<br />
6.1 Abhängigkeit der Spindelleistung von den Schleitbedingungen 103<br />
6.2 Abhängigkeit der Schleifkräfte von den Schleitbedingungen 107<br />
6.3 Abhängigkeit der Werkstückrauheit von den Schleitbedingungen 119<br />
6.4 Abhängigkeit des Verschleißes und des Schleifverhältnisses von<br />
den Schleitbedingungen 122<br />
6.5 Abhängigkeit der Temperatur von den Schleitbedingungen 126<br />
6.6 Abhängigkeit der Eigenspannungen von den Schleitbedingungen 131<br />
6.7 Einfluß der Schleifrichtung (Gleich- oder Gegenlauf) auf das<br />
Schleifergebnis 138<br />
6.8 Einfluß der Komgröße auf das Schleifergebnis 143<br />
7. Zusammenfassung 148<br />
8. Literatur 152
IX<br />
Formelzeichen und Abkürzungen<br />
A - Proportionalitätsfaktor<br />
At; mm' Kontaktfläche<br />
a, mrn Arbeitseingriff, Zustellung<br />
a... mrn Abrichtzustellung<br />
a m 2 /s Temperaturleitfähigkeit<br />
B - Bornitrid<br />
B b - Bindungsrückenfaktor<br />
bt; mm Kontaktschichtbreite<br />
b. mm Schleifscheibenbreite<br />
CI mm' auf die Einheitstiefe z = 1 mm bezogene statische<br />
Schneidendichte<br />
Ct; mm? Kornzahl pro Volumeneinheit<br />
Chi Ws/mm 3 <strong>Hochleistungs</strong>schleiffaktor<br />
dt; mm Korndurchmesser<br />
d. mm Schleifscheibendurchmesser<br />
d se mm äquivalenter Schleifscheibendurchmesser<br />
E' J/mm 3 spezifische Energie<br />
Ea - Eingriffsanfang<br />
Ee - Eingriffsende<br />
Fmax N Kornausbruchkraft<br />
F' Nimm bezogene Gesamtnormalkraftt<br />
n<br />
F' Nimm bezogene Gesamttangentialkraft<br />
t<br />
F" N/mm 2 flächen bezogene Gesamtschleifkraft<br />
ges<br />
F" Nrmrrf flächenbezogene Normalkraft<br />
n<br />
F" N/mm 2 flächenbezogene Tangentialkraft<br />
t<br />
f l - Spanraumreduzierungsfaktor
x<br />
G mm 3 /mm 3<br />
GE<br />
GL<br />
h w um<br />
heq um<br />
K %<br />
K l , K, -<br />
K, K" -<br />
K.<br />
K.<br />
K z<br />
L<br />
lk<br />
mrn<br />
1. mm<br />
N mom<br />
Nstal<br />
mm?<br />
n, n, min?<br />
n k<br />
n kl<br />
n sw<br />
p<br />
Pe<br />
Pges<br />
P L<br />
kW<br />
kW<br />
kW<br />
Pbr ' kW<br />
P'e kW/mm 3<br />
Q'.b rnrn 3 /(mm. s)<br />
Q<br />
W<br />
Schleifverhältnis<br />
Gegenlauf<br />
Gleichlauf<br />
Spanungsdicke<br />
äquivalente Spanungsdicke<br />
volumenbezogene Kornkonzentration<br />
Proportionalitätsfaktor<br />
Proportionalitätsfaktor<br />
Wärmeumwandlungsfaktor<br />
Schneidenformfaktor<br />
Kornüberstandseinflußfaktor<br />
dimensionslose Kontaktlängenkennzahl<br />
Kontaktlänge<br />
Schleiflänge<br />
momentane Schneidenzahl<br />
statische Schneidenzahl pro Flächeneinheit<br />
Schleifscheibendrehzahl<br />
Anzahl der Körner auf dem Schleifscheibenumfang<br />
Anzahl der Körner auf 1 mm Schleifscheibenbreite<br />
Schwenkzahl<br />
Exponent der Funktion Sstal(z)<br />
Spindelleistung<br />
Gesamtleistung<br />
Leerlaufleistung<br />
Bremsleistung<br />
spezifische Schleifleistung<br />
bezogenes Schärfzeitspanungsvolumen<br />
Wärmestrom ins Werkstück
XI<br />
Q'w mm 3 /(mm· s) bezogenes Zeitspanungsvolumen<br />
Q'wd mm 3 /(mm·s) bezogenes Abrichtvolumen<br />
Q'w151 mm 3 /(mm·s) bezogenes Zeitspanungsvolumen für Korn BI5I<br />
q - Exponent der Funktion N sta1 (z)<br />
q", - Längsstreckungskoeffizient der CBN-Körner<br />
qw W/mm ins Werkstück fließende Wärmemenge pro Zeit<br />
und Längeneinheit<br />
R. um arithmetischer Mittenrauhwert<br />
Ras um arithmetischer Mittenrauhwert der Schleifscheibe<br />
R, J.lrn Glättungstiefe<br />
R, um gemittelte Rauhtiefe<br />
R, um gemittelte Raubtiefe der Schleifscheibe<br />
r, mm Außenradius<br />
r, mm Ionenradius<br />
r, mm Rollenradius<br />
r, mm Schleifscheibenradius<br />
r, mm Schwenkradius<br />
TI - Temperaturmeßpunkt 1<br />
~ s Abrichtzeit<br />
t.a. s Zeit für das Abtragen der Kontaktschicht<br />
V bZ mm' Volumen des Kornüberstandes für ein Korn<br />
Vcu mm' Spanvolumen<br />
V k mm' Kornvolumen<br />
Vges mm' Gesamtvolumen einer Kornhälfte inel. des<br />
zugehörigen Spanraumes<br />
V'sd! mm'zmm bezogenes Kontaktschichtvolumen<br />
Vsp mm' Spanraumvolumen für ein Korn mit einern Komüberstand<br />
z = dJ2
XII<br />
v; mm 3 /mm bezogenes Spanraumvolumen<br />
V'Pb mm3 nicht zur Verfügung stehende Spanraum, wenn<br />
V'P.ges mm'<br />
Komüberstand<br />
z < dJ2<br />
Gesamtes Spanraumvolumen auf dem Umfang der<br />
Schleifscheibe<br />
v; mm' Spanvolumen auf dem Schleifscheibenumfang<br />
v; mm 3 /(mm. s) Grenz-Zeitspanvolumen<br />
v: mm' Komvolumen und das zugehörige Spanraumvolumen<br />
für ein Kom mit Komüberstand<br />
V c m/s Schnittgeschwindigkeit<br />
z < dJ2<br />
V cd m/s Schnittgeschwindigkeit beim Abrichten<br />
V R m/s Abrichtrollengeschwindigkeit<br />
v, mm/s Schwenkgeschwindigkeit der Abrichtrolle<br />
v w mm/s Werkstückgeschwindigkeit<br />
W m um od. mm Mittlere Maschenweite<br />
z mm Komüberstand<br />
Zl mm Komüberstandsdifferenz<br />
Zkrit mm Kritischer Komüberstand<br />
(X - Exponentialkoeffizient<br />
(Xe Grad Eingriffswinkel<br />
CXmax Grad<br />
maximaler Schwenkwinkel<br />
ßk: - Proportionalitätsfaktor<br />
ß u Grad Schneideneintrittswinkel beim Gegenlaufschleifen<br />
'Y Grad Spanwinkel<br />
'Y S-I Formänderungsgeschwindigkeit<br />
E - Schleifbarkeitskoeffizient<br />
~ - Exponentialkoeffizient<br />
7'J oe Randzonentemperatur
XIII<br />
f}o ·C Anfangstemperatur<br />
f}z ·C Temperatur unter der Randzone<br />
x W/(m·K) Wärmeleitfähigkeit<br />
Jl - Schnittkraftverhältnis<br />
1/ - Querdehnungszahl<br />
~ - Spanraumfiillungsgrad<br />
p kg/m' Dichte<br />
O'lmax N/mm 2 maximale Tangentialspannung<br />
w 8- 1 Winkelgeschwindigkeit
- 1 -<br />
1. Einleitung<br />
I<br />
Das Schleifen wurde bisher wegen seiner speziellen Eigenschaften, die<br />
sich durch hohe Präzision und hohe Werkstückoberflächenqualität bei der<br />
Bearbeitung von gehärteten Werkstoffen charakterisieren lassen, als Endbearbeitungsverfahren<br />
angewendet. Heute können gleiche Ergebnisse in<br />
.vielen Fällen dank moderner Maschinen und hochharter Schneidstoffe wie<br />
PKB (poiykristallines Bornitrid) und PKD (polykristalliner Diamant) auch<br />
durch Bearbeitungsverfahren, wie Drehen, Fräsen, Schaben usw., erreicht<br />
werden. Wenn vergleichbare Bauteilqualitäten durch unterschiedliche<br />
Verfahren zu erreichen sind, wird die Auswahl des Bearbeitungsverfahrens<br />
durch Wirtschaftlichkeitskriterien bestimmt.<br />
Die auf dem Gebiet des Schleifens in den letzten Jahren stattgefundene<br />
Entwicklung zeigt, daß die vor ca. 15 Jahren in den USA durchgeführte<br />
futurologische Studie über die Entwicklung im Bereich der Schleiftechnik<br />
richtig ist [1]. Die Prognose hat für dieses spezielle Gebiet der Fertigungstechnik<br />
bis zum Jahre 2000 entscheidende Entwicklungen vorausgesehen.<br />
Das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen mit CBN-Schleifwerkzeugen ist hierfür<br />
ein Beweis.<br />
Diese Schleiftechnologie, die aus einer Kombination der Verfahrensvarianten<br />
Hochgeschwindigkeits- und Tiefschleifen entstanden ist, läßt sich<br />
durch hohe Abtragsleistungen und Bearbeitungsgüten charakterisieren.<br />
Das Tiefschleifen zeichnet sich im Vergleich zum konventionellen Pendelschleifen<br />
durch eine bessere Oberflächengüte, geringere Temperaturbeeinflussung<br />
der Werkstück-Randschicht. höhere Druckeigenspannungen,<br />
günstigeres dynamisches Bauteilverhalten sowie geringeren Werkzeugverschleiß<br />
aus [2-7]. Allgemein ermöglicht das Tiefschleifen die wirtschaftliche<br />
Herstellung von Profilen, die meistens in einem Arbeitsgang gefertigt<br />
werden können. Das Tiefschleifverfahren wird mit geringen Schnittgeschwindigkeiten,<br />
wie sie beim Pendelschleifen üblich sind, durchgeführt.<br />
Der Einfluß erhöhter Schnittgeschwindigkeit beim Schleifen auf den Prozeßablauf<br />
und das Arbeitsergebnis wurde durch zahlreiche Untersuchungen<br />
erforscht. Die Abnahme der Schleifkräfte und Oberflächenrauheits-
-2 -<br />
werte sind die wichtigsten Vorteile, die durch die Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit<br />
hervorgerufen werden [8-11]. Als Nachteil der erhöhten<br />
Schnittgeschwindigkeiten sind die steigenden Oberflächentemperaturen<br />
(für die untersuchten Schnittgeschwindigkeiten Vc < 80 rn/s) und die<br />
größer werdenden Gefahren durch Werkzeugbruch zu nennen. Neuere<br />
Entwicklungen auf dem Gebiet der Schleifmaschinen und Schleifwerkzeuge<br />
sind jedoch durch einen Trend zu höheren Schnittgeschwindigkeiten<br />
gekennzeichnet.<br />
Die Anwendung des Tiefschleifverfahrens bei hohen Schnittgeschwindigkeiten<br />
erscheint rückblickend als eine logische und konsequente Entwicklung<br />
.zur Steigerung der Effizienz des Schleifverfahrens. Mit dieser<br />
Verfahrenskombination können Abtragsraten erzielt werden, die über das<br />
Hundertfache höher liegen, als beim konventionellen Pendelschleifen.<br />
Die wesentlichsten Merkmale des <strong>Hochleistungs</strong>schleifens lassen sich<br />
durch hohe Zustellungen, hohe Vorschubgeschwindigkeiten und daraus<br />
resultierend hohe bezogene Zeitspanungsvolumina sowie durch hohe<br />
Schnittgeschwindigkeiten charakterisieren. Die mit diesem Verfahren<br />
verbundene Leistungssteigerung konnte erst mit der Bereitstellung entsprechend<br />
konzipierter Schleifmaschinen und von CBN-Schleifwerkzeugen,<br />
die Schnittgeschwindigkeiten über v, = 125 mls zulassen, realisiert<br />
werden.<br />
Das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen führt aber nicht nur zu einer Produktivitätssteigerung<br />
durch verkürzte Fertigungszeiten, sondern auch zu einer Verfahrensverbesserung,<br />
und zwar hinsichtlich des Werkzeugverschleißes, des<br />
spezifischen Energiebedarfs und der Werkstückoberflächengüte. Voraussetzung<br />
hierzu sind dem <strong>Hochleistungs</strong>prozeß angepaßte Schleifmaschinen,<br />
Werkzeuge, Steuerungen undHilfseinrichtungen (Kühlschmierung, Scheibenreinigung,<br />
Auswucht- und Abrichtsysteme). Trotz seiner grundsätzlichen<br />
Vorzüge hat das <strong>Hochleistungs</strong>schleifverfahren in der Praxis<br />
bislang noch keinen breiten Einsatz gefunden. Als Ursache hierfür kann<br />
das allgemein bestehende Informationsdefizit über die Auslegung, Überwachung<br />
und Steuerung dieser relativ neuen Technologie angesehen werden.
- 3 -<br />
Ziel dieser Arbeit ist, dieses Defizit abzubauen und arn Beispiel des<br />
Flacheinstechschleifens die maschinellen und technologischen Voraussetzungen<br />
zum <strong>Hochleistungs</strong>schleifen zu beschreiben. Im Hinblick auf<br />
hohe Abtragsleistungen soll der Einfluß der Schleif- und Abrichtbedingungen<br />
auf die Prozeß- und Ergebnisgrößen in praktischen Untersuchungen<br />
aufgezeigt werden. Darüber hinaus sollen Einsatzempfehlungen für<br />
den Anwender sowie Vorschläge zu einer verbesserten Maschinenkonstruktion<br />
und für verbesserte Schleifwerkzeuge für die Hersteller abgeleitet<br />
werden.
-4 -<br />
2. Stand der Erkenntnisse<br />
2.1 Tiefschleifen als Einstieg in das <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen<br />
Mit fortschreitender Entwicklung des Tiefschleifens und Ausweitung der<br />
Einsatzbereiche können heute zum Teil konventionelle Bearbeitungsverfahren,<br />
wie das Formfräsen und Drehen, substituiert werden [6,7,12].<br />
Es dauerte lange Zeit, bis nach Einführung des Verfahrens in die<br />
industrielle Fertigung das Tiefschleifen allgemeine Akzeptanz gefunden<br />
hatte. Größere Kontaktlängen, höhere Gesamtenergieumsetzung und höhere<br />
Schleifkräfte führten zu der weit verbreiteten Ansicht, daß durch das<br />
Tiefschleifen thermische Schädigungen der Werkstückoberfläche und<br />
-randzone auftreten können [2-3].<br />
Durch wissenschaftliche Untersuchungen konnten die technologischen<br />
Zusammenhänge aufgezeigt und damit die Vorzüge des Tiefschleifens<br />
gegenüber dem konventionellen Pendelschleifen erklärt werden. Insbesondere<br />
die wichtige Erkenntnis, daß die neu erzeugte Oberfläche beim<br />
Tiefschleifen während des Abtragsprozesses einer deutlich geringeren<br />
thermischen Beanspruchung ausgesetzt ist, als dies beim Pendelschleifen<br />
der Fall ist, förderte eine breite Anwendung des Tiefschleifverfahrens<br />
[4-7].<br />
Die Erforschung des Tiefschleifens im Bereich erhöhter Abtragsraten<br />
erfolgte erst mit der Einführung neuartiger Maschinen und Schleifwerkzeuge<br />
und den damit im Zusammenhang stehenden höheren Umfangsgeschwindigkeiten<br />
der Schleifwerkzeuge. Mit den hierbei gewonnenen<br />
Erkenntnissen wurde es möglich, daß heute für die Durchführung teilautomatisierter<br />
Arbeitsvorgänge leistungsfähige Maschinen mit moderner<br />
CNC-Steuerung eingesetzt werden.<br />
Die Weiterentwicklung des Tiefschleifverfahrens zu größerem Zeitspanungsvolumen<br />
führte zu der Bezeichnung <strong>Hochleistungs</strong>schleifen. Die für<br />
das <strong>Hochleistungs</strong>-Tiefschleifen eingesetzten Maschinen weisen eine hohe<br />
Spindelleistung auf und sind mit einer stufenlosen Drehzahlregelung<br />
ausgestattet. Bei Schnittgeschwindigkeiten von über 100 rn/s müssen spe-
- 5 -<br />
zielle Schleifscheiben verwendet werden. Nur wenige Korundschleifscheiben<br />
können bei Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten bis zu 125 rn/s<br />
eingesetzt werden. Die Entwicklung neuer Komwerkstoffe, wie CBN<br />
(kubisches Bomitrid), haben zu einem entscheidenden Fortschritt auf dem<br />
Gebiet des modernen <strong>Hochleistungs</strong>schleifens geführt. Mit den CBN-<br />
Komwerkstoffen sind bei spezieller konstruktiver Gestaltung der Schleifscheiben<br />
(z.B. metallische Bindung) sehr hohe Schnittgeschwindigkeiten<br />
(v c > 100 m/s) möglich.<br />
Um hohe Abtragsraten zu erreichen wird beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen mit<br />
wesentlich höheren Prozeßeinstellwerten gearbeitet als bei konventionellen<br />
Schleifverfahren. Dabei führt z. B. die Vergrößerung der Zustellung<br />
und des bezogenen Zeitspanungsvolumens zu einem Temperaturanstieg<br />
in der Kontaktzone zwischen Werkstück und Werkzeug [8-10,13]. Eine<br />
hohe Kontaktzonentemperatur ist jedoch keineswegs gleichzusetzen mit<br />
einer hohen Temperatur in der neu erzeugten Werkstückoberfläche. In der<br />
Unkenntnis hierüber liegt begründet, weshalb viele potentielle Anwender<br />
von dem Einsatz des <strong>Hochleistungs</strong>schleifens zurückschrecken. Die Auswirkungen<br />
der erhöhten Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit sind seit<br />
über 50 Jahren bekannt [11]: geringere Schleifkräfte und geringerer<br />
Werkzeugverschleiß sowie höhere Oberflächenqualität, die auf kleinere<br />
Spanungsquerschnitte zurückzuführen sind [14,15]. Außerdem nimmt mit<br />
steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit die Temperatur in der<br />
Kontaktzone zwischen Schleifscheibe und Werkstück zu.<br />
Im Bild 2.1 ist die Werkstück-Randzonentemperatur in Abhängigkeit von<br />
der Schleüscheibenumfangsgeschwindigkeit V c dargestellt. Zu hohe Temperaturen<br />
in der Werkstückrandzone sind wegen der zu erwartenden<br />
Werkstückschädigungen unerwünscht. Wenn die Steigerung der Schnittgeschwindigkeit<br />
zu erhöhten Temperaturen sowohl in der Kontaktzone als<br />
auch in der Randzone führt, wie dies in zahlreichen Arbeiten ermittelt<br />
wurde [8-10,13,14], so ist die Steigerung der Schnittgeschwindigkeit nur<br />
bis zu dem Grenzwert zulässig, bei dem noch keine Werkstückschädigungen<br />
auftreten.<br />
Die Zustellung Cl" hat neben ihren Auswirkungen auf die Kontaktlänge,<br />
die mittlere Spanungsdicke, die kinematische Schneidenzahl, die Schleifkräfte<br />
und die Oberflächengüte ebenfalls Einfluß auf die Temperatur in
-6 -<br />
1200 I I I<br />
Schiel fschelbe<br />
Werks tücks toff<br />
-c bez. Ze I tscanunssvo lumen<br />
Zustellung<br />
Werkstückgeschw ind igke It<br />
Sch le Ifsche Ibendurchmesser<br />
0;:, 800 + Kühlschmlerstoffdruck<br />
L<br />
Lage des Meßpunktes<br />
.3<br />
e<br />
Cl)<br />
EK 100 P Ba<br />
e 15 N<br />
Q~ = 10 mm 3 /(mm s)<br />
a e<br />
= 0,1 mm<br />
V w<br />
= 100 mm/s<br />
d s<br />
= 500 mm<br />
Ps = 12 bar<br />
z = 0,1 mm<br />
./<br />
Q<br />
E<br />
,";<br />
'"E<br />
~ 400 I l/'I ---= .-<br />
I<br />
/.- r::-------<br />
I~I<br />
....~~<br />
--<br />
Schleiföl<br />
o I I I I<br />
30 60 m/s<br />
90<br />
Schni ttsescbxtndtcket t V c<br />
Bild 2.1:<br />
Werkstück-Randzonentemperaturin Abhängigkeit von der<br />
Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit [8]<br />
der Kontaktzone [4-10,13-15]. Das ist darauf zurückzuführen, daß bei<br />
konstanterVorschubgeschwindigkeit und konstanter Schnittgeschwindigkeit,<br />
das bezogene Zeitspanungsvolumen Q' w mit !le ansteigt. Dabei erfolgt<br />
ein größerer Energieumsatz, der zu einer höheren Kontaktzonen-<br />
Temperaturen führt. Wird das bezogene Zeitspanungsvolumen dadurch<br />
konstant gehalten, daß bei steigender Zustellung die Werkstückgeschwindigkeit<br />
entsprechend reduziert wird, nimmt die Randzonentemperatur<br />
zu und erreicht bei einer bestimmten Zustellung ihren Maximalwert.<br />
Bei einem weiteren Anstieg der Zustellung nimmt die Temperatur<br />
wieder ab [4-6].<br />
Im Bild 2.2 ist der Verlauf der maximalen Temperaturin der neuerzeugten<br />
Oberfläche in Abhängigkeit von der Zustellung bei konstantem<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumen dargestellt. Der linke Bereich des Bildes<br />
ist charakteristischfür das Pendelschleifen. Die Werkstück-Randzonen
l-<br />
I<br />
i<br />
50.000<br />
oe<br />
x<br />
cc<br />
o;:.E 10.000<br />
L<br />
.3<br />
~
- 8 -<br />
spanungsvolumen (Q' w = a, . v w ), der Trend ansteigender Oberflächentemperatur<br />
umkehrt. Somit sinkt im Bereich des Tiefschleifens (rechter<br />
Bildteil) die Werkstückflächen- Temperatur bei steigender Zustellung.<br />
Die Gründe für den ansteigenden Temperaturverlauf beim Pendelschleifen<br />
und für den abfallenden Temperaturverlauf beim Tiefschleifen sind die<br />
Kontaktbedingungen zwischen Schleifwerkzeug und Werkstück. Diese<br />
sind bei den genannten Schleifverfahren grundverschieden. Beim Tiefschleifen<br />
beträgt die Kontaktlänge 20 bis 60 mm. Die zugeordneten<br />
800<br />
°C<br />
0:::,"'"<br />
~ ::J<br />
+-'<br />
ro~Q)<br />
0-<br />
E<br />
Q)<br />
+-'<br />
c<br />
Cl)<br />
c<br />
0<br />
N<br />
+-'<br />
~ ro<br />
+-'<br />
c<br />
0<br />
"'"<br />
600<br />
400<br />
200<br />
•<br />
"-<br />
r,-,I~<br />
.- ••••• :::::1"'-...1 ~. 8 ",,,.,,,<br />
"- . .<br />
I ,.....<br />
• • •<br />
• ~,", •<br />
Q' -<br />
~ ~= 4 mm 3 /(mm·s)<br />
W - 2 mm3/(mm·s)<br />
S'hl"f"h',"""'f EK 60 , 6 K, •<br />
bez. Zerspanungs angsgeSChWlndlgk 100 Cr 6<br />
Kuhlschml erstaff volumen elt .: v v~ W = 45 500 m/s mm 3 /mm<br />
. Emulsion 3 %<br />
o 15 30 45 60 mim in 75<br />
Werkstückumfangsgeschwindigkeit<br />
V w<br />
Bild 2.3: Sinkende Kontaktzonentemperatur bei steigender Werkstückgeschwindigkeit<br />
für verschiedene bezogene Zeitspanungsvolumina<br />
[9]
-9 -<br />
Werkstückgeschwindigkeiten sind kleiner als 10 mm/s. Beim Pendelschleifen<br />
ist die Kontaktlänge 0,2 bis 2 mm und die Werkstückgeschwindigkeit<br />
50 - 500 mm/s.<br />
Dabei ist die Wärmeeinwirkzeit beim Tiefschleifen 250 bis 1.000mal<br />
länger als beim Pendelschleifen. Gleichzeitig ist aber der Wärmefluß pro<br />
Oberflächeneinheit stark verringert, so daß beim Tiefschleifen zwar eine<br />
größere Gesamtwärmemenge in die Werkstück-Oberflächeneinheit einfließt,<br />
allerdings in einem viel längeren Zeitraum. Dieses bewirkt eine<br />
geringere Randzonentemperatur [4].<br />
Eine Erhöhung der Werkstückgeschwindigkeit bei sonst konstanten Einstellgrößen<br />
mindert die Temperatur in der neuerzeugten Werkstückoberfläche<br />
[9,11,13,15]. Bild 2.3 gibt den Einfluß der Werkstückgeschwindigkeit<br />
und des bezogenen Zeitspanungsvolumens auf die Oberflächentemperatur<br />
beim Rundschleifen wieder [9]. Die Temperatur wurde mittels<br />
Mantelthermoelementen beim Schleifen von Kugellagerstahl 100 Cr 6,<br />
sehr nah an der neuerzeugten Werkstückoberfläche, gemessen. Wenn Q'w<br />
konstant gehalten wird, bewirkt die Erhöhung von V w ein Abnehmen der<br />
Temperatur. Eine Steigerung der Werkstückumfangsgeschwindigkeit von<br />
15 auf 60 m/min führt je nach Q'w zu einer Reduzierung der Temperatur<br />
um etwa 200 -;-300°C. Mit steigendem bezogenen Zeitspanungsvolumen<br />
bzw. mit größerer Zustellung nimmt bei konstanter Werkstückumfangsgeschwindigkeit<br />
die Temperatur zu. Für das <strong>Flachschleifen</strong> liegen ähnliche<br />
Ergebnisse vor [11,13].<br />
Die Vorzüge der niedrigen Werkstückoberflächentemperatur bei erhöhter<br />
Weikstückgeschwindigkeit kann beim Tiefschleifen nicht voll ausgenutzt<br />
werden, weil die Werkstückgeschwindigkeit prozeßbedingt niedrig bleiben<br />
muß. Nur für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen kann eine hohe Werkstückgeschwindigkeit<br />
mit dem Vorteil niedriger Werkstückoberflächentemperatur<br />
voll genutzt werden.<br />
Zu den Vorgängen beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen wurden von Gühring<br />
erste theoretische Ansätze erarbeitet [11]. Durch die Entwicklung und<br />
Produktion von <strong>Hochleistungs</strong>-/Hochgeschwindigkeits-Schleifmaschinen<br />
fanden diese theoretischen Überlegungen ihre praktische Umsetzung [13].
- 10 -<br />
2.2 Technologische Voraussetzungen für die Verbindung des<br />
Tiefschleifens mit dem Hochgeschwindigkeitsschleifen<br />
Ähnlich der früheren Auffassung, daß beim Tiefschleifen die höhere<br />
Zustellung eine negative Werkstückrandzonenbeeinflussung zur Folge<br />
hätte, wurde dies auch hinsichtlich der hohen Schnittgeschwindigkeit<br />
beim Hochgeschwindigkeitsschleifen angenommen. Dies ist mit ein<br />
Grund, warum die Kombination der beiden Schleifverfahren sowie ihr<br />
praktischer Einsatz sich verzögerten.<br />
Wemer [16] hat mit seinem Kraft- und Temperaturmodell die Möglichkeiteiner<br />
Verbindung des Tief- und Hochgeschwindigkeitsschleifens, die<br />
zum <strong>Hochleistungs</strong>schleifen führt, analytisch aufgezeichnet. Danach ergeben<br />
sich folgende thermische und mechanische Belastungen an der<br />
Randzone der Werkstückoberfläche.<br />
a) Thermisch bedingte Belastungen der Werkstückoberfläche<br />
Die maximale Temperatur in einem Punkt nahe der neuerzeugten Werkstückoberfläche<br />
läßt sich für große Zustellungen (a, ~ 0,8 mm) und<br />
relativ kleinen Werkstückgeschwindigkeiten (v w ~ 20 mm/s) mit folgender<br />
Funktion berechnen:<br />
Tmax = (> a) = K T . (Cl)' . (v c )2-2t . (Q~)2t-l-a .<br />
E<br />
(a e<br />
)1/2-t-a/2 . (d s<br />
)1/2-t+a/2<br />
(2.1)<br />
Für den Fall guter thermischer Schleifbarkeit können für die drei Exponentialkoeffizienten<br />
dieser Beziehung folgende Werte angenommen<br />
werden:<br />
E = 0,9<br />
Dieser analytisch definierte Koeffizient berücksichtigt das<br />
Verhältnis der Verformungsenergie zur Reibenergie bei<br />
der Spanbildung in bezug auf die Wärmeentwicklung. Bei<br />
geringer Reibenergie nimmt E Werte nahe 1,0 an, bei<br />
hohem Reibenergieanteil ergeben sich s-Werte nahe 0,5.
- 11 -<br />
1 = 0,1: Dieser ebenfalls analytisch definierte Koeffizient berücksichtigt<br />
den Einfluß der Schneidenverteilung (Anzahl und<br />
Form) auf die Wärmeentwicklung. Unter den Bedingungen<br />
guter thermischer Schleifbarkeit, d. h. geringer Reibenergieanteil,<br />
nimmt I-Werte nahe ° an. Bei schlechter<br />
Schleifbarkeit, d. h. hoher Reibenergieanteil, gelten<br />
'-Werte im Bereich 0,5 bis 1,0, je nach Schneidenformausbildung.<br />
a = 0,6-1,0:<br />
Dieser empirisch bestimmte Koeffizient berücksichtigt die<br />
Energiemenge, die in Form von Wärme mit den Spänen<br />
aus der Kontaktzone herausgeführt wird. Er hängt von<br />
den thermomechanischen Eigenschaften des Werkstoffes<br />
ab und wirkt sich bei einem niedrigeren Reibenergieanteil<br />
relativ stark aus. Darüber hinaus ist er abhängig von den<br />
Prozeßparametem a., vwund d•.<br />
für die Werkstückoberflä-<br />
Somit erhält man folgende Größengleichung<br />
chentemperatur beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen:<br />
Tmax = K T . (Cd°,1 . (v c<br />
)O,2 . (Q~)+O,2bis-O,2.<br />
0,9 (~2)<br />
(a tO,7bis-O,9 . e<br />
(d )+O,lbis-O,l<br />
s<br />
Hieraus lassen sich nachstehende Schlußfolgerungen<br />
ziehen:<br />
1. Mit wachsender Zustellung a, und proportional reduzierter Werkstückgeschwindigkeit<br />
Vw(bei sonst konstanten Werten für Cl' v.,<br />
Q'w und d.) sinkt die Werkstückoberflächentemperatur beträchtlich<br />
ab.<br />
2. Mit zunehmendem bezogenen Zeitspanungsvolumen Q' we hervorgerufen<br />
durch eine höhere Werkstückgeschwindigkeit v; (bei<br />
sonst konstanten Werten für Cl' v; a, und d.), kann die<br />
Temperatur leicht ansteigen oder leicht abfallen, je nach<br />
Effizienz des Wärmeabtransportes durch die Späne.
- 12 -<br />
3. Mit zunehmender Schnittgeschwindigkeit v; (bei sonst konstanten<br />
Parametern) nimmt die Temperatur in einem nur sehr geringen<br />
Maße zu.<br />
Unter Berücksichtigung der angeführten Maßnahmen der Steigerung von<br />
Q'w und v; können die beiden Parameter (bei guter Schleifbarkeit) in<br />
optimaler Weise miteinander kombiniert werden. Diese Aussage wurde<br />
von Wemer [17] unter der Annahme getroffen, daß die Werkstückoberflächentemperatur<br />
mit zunehmender Schnittgeschwindigkeit stetig<br />
ansteigen würde.<br />
Neuere Erkenntnisse, die in dieser Arbeit dargestellt werden, zeigen, daß<br />
die Werkstückoberflächentemperatur mit steigender Schnittgeschwindigkeit<br />
nicht stetig ansteigt. Vielmehr sinkt ab einem bestimmten Betrag bei<br />
weiterer Zunahme der Schnittgeschwindigkeit die Werkstückoberflächen-<br />
Temperatur.<br />
b) Mechanisch bedingte Belastung der Werkstückoberfläche<br />
Die Abhängigkeit der bezogenen Gesamtschleifkraft pro Schleifbreiteneinheit<br />
läßt sich lt. Werner [16] durch folgende Beziehung darstellen:<br />
p' = Kn . (Cl)" (Q~)2€-1 . (a e . ds)l-€<br />
E<br />
V c<br />
(2.3)<br />
e = 0,9 und T = 0,1 (gute<br />
Mit den gleichen Exponentialkoeffizienten<br />
thermische Schleifbarkeit) ergibt sich hieraus die folgende Größengleichung<br />
für die bezogene Gesamtschleifkraft beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen:<br />
F ' = Kn . (CdO,1 . (Q~)O,8 . (a e . ds)O,l<br />
0,9 Vc<br />
(2.4)<br />
Hieraus lassen sich folgende Schlüsse für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
ableiten:<br />
1. Mit zunehmender Zustellung a, und proportional reduzierter
- 13 -<br />
Werkstückgeschwindigkeit v; steigt die Gesamtschleifkraft in<br />
geringem Umfang an.<br />
2. Mit zunehmendem bezogenen Zeitspanungsvolumen Q'w' bewirkt<br />
durch eine höhere Werkstückgeschwindigkeit v w ' steigt die<br />
Schnittkraft an.<br />
3. Mit zunehmender Schnittgeschwindigkeit v; fallt die Schnittkraft<br />
deutlich ab.<br />
Der Abfall der Gesamtschnittkraft mit zunehmendem v; ist in seiner<br />
Tendenz ebenso stark ausgeprägt wie die Zunahme der Gesamtschnittkraft<br />
mit größerem Q'W' Dies bedeutet, daß die gleichzeitige Steigerung des<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumens und der Schnittgeschwindigkeit im<br />
Hinblick auf eine geringe bezogene Gesamtschleifkraft vorteilhaft ist.<br />
Aus den beschriebenen Zusammenhänge läßt sich die Aussage ableiten,<br />
daß sich die thermischen und mechanischen Belastungen der Werkstückoberfläche<br />
beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen in Grenzen halten. Daher muß<br />
eine Verknüpfung des Tief- und Hochgeschwindigkeitsschleifens möglich<br />
sein [17].<br />
2.3 Diskussion unterschiedlicher <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifverfahren<br />
Folgende Schleifverfahren können als Vorläufer des <strong>Hochleistungs</strong>schleifens<br />
betrachtet werden:<br />
Tiefschleifen mit kontinuierlichem Abrichten (CD-Schleifen),<br />
Hochgeschwindigkeitsschleifen mit CBN -Schleifscheiben,<br />
<strong>Hochleistungs</strong>bandschleifen.<br />
Nachstehend werden deshalb die Schleifverfahren etwas ausführlicher<br />
behandelt.
- 14 -<br />
2.3.1 Tiefschleifen mit kontinuierlichem Abrichten (CD-Schleifen)<br />
Das Schleifen mit während des Schleifprozesses kontinuierlich abgerichteten<br />
Schleifscheiben (~ontinuous wessing, kurz CD-Schleifen genannt)<br />
stellt ein <strong>Hochleistungs</strong>schleifverfahren dar, das sich in der Praxis bereits<br />
gut bewährt hat.<br />
Bild 2.4 zeigt das Prinzip des CD-Schleifens. Der Abrichtbetrag, um den<br />
sich der Schleifscheibendurchmesser reduziert, wird kontinuierlich durch<br />
eine geeignete Zustelleinrichtung von der Maschine kompensiert. Dadurch<br />
ist eine genaue Bearbeitung von Flächen und Profilen möglich. Bei<br />
diesem Verfahren stehen für den Zerspanprozeß immer scharfe Schneidkörner<br />
zur Verfügung. Der Abrichtbetrag muß dabei immer größer als der<br />
Schleifscheibenverschleiß sein. Das CD-Schleifen wird meistens für die<br />
Bearbeitung von schwer zerspanbaren Werkstoffen eingesetzt. Ein<br />
typisches Einsatzgebiet ist das Schleifen von Turbinenschaufeln aus hochwarmfesten<br />
Werkstoffen [17,18]. Der Hauptvorteil des CD-Verfahrens<br />
liegt in der stark reduzierten Fertigungszeit, die aufgrund des höheren<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumen erreichbar ist [19].<br />
2A<br />
A<br />
Bild 2.4: Prinzip des CD-Schleifens [18]
- 15 -<br />
Das ständige Abrichten der Schleifscheibe beim CD-ScWeifen garantiert<br />
eine gute Profilhaltigkeit des Schleifwerkzeuges. Dadurch können Formfehler<br />
stark vermindert werden. Als weiterer Vorteil dieses Verfahrens<br />
kann ein geringerer Energiebedarf genannt werden. Im Bild 2.5 sind die<br />
notwendigen spezifischen Energien beim Schleifen mit und ohne<br />
kontinuierlichem Abrichten gegenübergestellt [20].<br />
Die größere spezifische Energie beim konventionellen Schleifen entsteht<br />
durch Abstumpfen der Körner während des Zerspanprozesses. Die abgeflachten,<br />
unscharfen Körner haben größere Flächen und führen zu steigender<br />
Reibung beim Schleifen, was wiederum eine Erhöhung der<br />
Temperatur in der Kontaktzone zur Folge hat.<br />
'.<br />
w<br />
<br />
600<br />
Schlei fschelbe ; HA 60/80 F P2 V<br />
;<br />
J/mm Herkstoff ; C 1032 NIckelbasisleg.<br />
Zustellung ; a e<br />
= q ·mm<br />
500 Herkstückgecshw I ndi gke I t ; V w<br />
= 23 mm/mln<br />
Schleifschelbenumfangsgeschw. ; V c<br />
= 30 m/s<br />
~OO<br />
~<br />
<br />
.'5 300<br />
N<br />
<br />
0.<br />
(/)<br />
200<br />
100<br />
-: ""./<br />
~./<br />
•..•....•<br />
./<br />
/<br />
'"<br />
..<br />
.--<br />
---. .-<br />
~ Konventionelles TIefschlelfen<br />
._--"'- -"---"- ~", "--- ,....<br />
'" .. .. '"<br />
CD - Schleifen,<br />
Abil chtzuste 11uns red = O. 32 ~m/U<br />
o 50 100<br />
150 200 mm3/mm 250<br />
bez . Zerspanungsvolumen V~<br />
Bild 2.5: Gegenüberstellung des spezifischen Energiebedarfs für das<br />
CD-Schleifen und das konventionelle Schleifen [nach 20]
- 16 -<br />
Das CD-Schleifen wird meist zur Bearbeitung von Profilbauteile im Tiefschleifverfahren<br />
eingesetzt. Das am häufigsten eingesetzte Abrichtwerkzeug<br />
ist die Diamantrolle [2,4]. Die Zustellung des Abrichtwerkzeuges<br />
beträgt meist 0,2 + 2 um pro Schleifscheibenumdrehung [18]. Die Festlegung<br />
der optimalen Werte für die Abrichtzustellung ist abhängig von<br />
der geforderten Oberflächengüte, dem Werkstoff, der Scheibenspezifikation,<br />
der Zustellung und dem bezogenen Zeitspanungsvolumen. Höhere<br />
Abtragsraten werden durch eine größere Abrichtzustellung, die eine<br />
rauhere und damit "schärfere" Scheibentopographie erzeugt, erreicht.<br />
Dabei muß allerdings eine höhere Werkstückrauheit in Kauf genommen<br />
werden.<br />
Die relativ großen Rauheitswerte im Vergleich zum Schleifen ohne CD-<br />
Verfahren werden aber nicht nur durch die rauhere Schleifscheibe erzeugt.<br />
Durch das kontinuierliche Abrichten werden zusätzlich Körner in<br />
der Bindung gelockert, die beim ersten Kontakt ausbrechen. Diese losen<br />
Körner hinterlassen tiefe Ritzspuren (Kommas) im Werkstück. Abhängig<br />
von der gestellten Aufgabe muß von Fall zu Fall ein Kompromiß zwischen<br />
hoher Abtragsleistung und hoher Werkstückoberflächenrauheit<br />
gefunden werden. Beim CD-Verfahren werden bezogene Zeitspanungsvolumen<br />
von Q'w = 50 bis 70 mm 3 j(mm -s) erreicht. Sie liegen um eine<br />
Zehner-Potenz höher als beim konventionellen Tiefschleifen und sind<br />
unter sonst gleichen Bedingungen in vielen Fällen höher als die mit<br />
CBN -Schleifscheiben erzielbaren Abtragsraten.<br />
Trotz hoher Akzeptanz des CD-Schleifens in der Praxis ist dieses Verfahren<br />
in den meisten Fällen dem <strong>Hochleistungs</strong>schleifen unterlegen. Das<br />
erreichbare bezogene Zeitspanungsvolumen ist beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
um ein Vielfaches höher als beim CD-Schleifen. Außerdem ist der<br />
häufige Scheibenwechsel beim CD-Schleifen ein Nachteil, da er mit Produktivitätsverlust<br />
und Arbeitsaufwand verbunden ist.<br />
2.3.2 Hochgeschwindigkeitsschleifen mit CBN-Schleifwerkzeugen<br />
Kubisches Bornitrid (CBN) ist ein neu entwickelter Kornwerkstoff. Er<br />
wird in einem Hochdruck-Hochtemperatur-Prozeß bei über 50 kbar und<br />
rund 2.000 °C synthetisch erzeugt [21]. Der Einsatz von CBN-Schleif-
- 17 -<br />
werkzeugen hat seit ihrer Markteinführung im Jahre 1969 stark zugenommen,<br />
zunächst für das Werkzeugschleifen, jetzt auch für das Produktionsschleifen<br />
[22].<br />
Eine Reihe von Eigenschaften sind kennzeichnend für CBN-Schleifwerkzeuge<br />
[23-27]:<br />
Hohe Verschleißfestigkeit: Nach Diamant ist CBN der härteste<br />
Werkstoff und verschleißt wesentlich weniger als Korund oder<br />
Siliziumkarbid. Dadurch bleibt die Profilgenauigkeit des<br />
Werkzeuges auch bei längeren Einsatzzeiten erhalten.<br />
Temperaturbeständigkeit: CBN weist bei Temperaturen bis ca.<br />
1.000 °C hohe Beständigkeit auf und ist dadurch für die Stahlbearbeitung<br />
geeignet. Diamant hingegen läßt sich nur bis zu<br />
Temperaturen von 800°C einsetzen.<br />
Chemische Beständigkeit: Trotz höherer Temperaturen und<br />
Drücke in der Kontaktzone zeigt der Kornwerkstoff CBN eine<br />
geringere Reaktionsfreudigkeit, insbesondere wenn als Kühlschmierstoff<br />
Schleiföl eingesetzt wird [26].<br />
Gute Wärmeleitfähigkeit: CBN besitzt eine sehr gute Wärmeleitfähigkeit.<br />
Sie ist dreimal so hoch wie bei Kupfer [27]. Diese<br />
Eigenschaft trägt zu schnellem Abtransport der Wärme aus der<br />
Kontaktzone zwischen Werkzeug und Werkstück bei.<br />
Kühler Schliff: Beim Einsatz von CBN-Korn läuft der Spanbildungsvorgang<br />
anders als bei konventionellen Schleifmitteln ab,<br />
weil sich bei diesem Werkstoff im Mittel spitzere Schneiden mit<br />
einem Spanwinkel "( von -60 bis -70° ausbilden. (Bei konventionellen<br />
Schleitkörnern ist'Y = 85 bis 90°.) Hieraus folgt, daß<br />
sich keine "heißen", leicht abfließenden Späne ausbilden, vielmehr<br />
entstehen diskontinuierlich "kalte" Späne. Das bedeutet,<br />
daß der Schleifprozeß bei der Bearbeitung von Stahlwerkstoffen<br />
mit CBN-Korn durch vergleichsweise niedrige Temperaturen und<br />
gleichzeitig höhere Einzelkorneingriffskräfte gekennzeichnet ist<br />
[12].
- 18 -<br />
Die hohe Leistungsfähigkeit von Schleifwerkzeugen aus CBN-Korn kann<br />
vor allem auf zwei Eigenschaften zurückgeführt werden:<br />
Zum einen führt die hohe Verschleißfestigkeit des CBN's zu einer deutlichen<br />
Verringerung der Bearbeitungs-Nebenzeiten insbesondere in bezug<br />
auf Schleifscheibenwechsel und Abrichtprozeß. Der geringe Verschleiß<br />
wirkt sich daneben positiv auf die Profilhaltigkeit und die Formgenauigkeit<br />
aus. Zum anderen erlaubt der gegenüber Korundschleifscheiben geänderte<br />
konstruktive Aufbau des Schleifwerkzeuges bestehend aus einem<br />
metallischen Grundkörper mit einem Belag aus CBN-Körnung höhere<br />
Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten. Die hohe Schnittgeschwindigkeit<br />
.ist eine der Hauptvoraussetzungen für die Realisierung hoher bezogener<br />
Zeitspanungsvolumen.<br />
Diesen Vorteilen des CBN's stehen zwei Nachteile gegenüber. Zum<br />
einen sind dabei die relativ hohen Kosten für CBN zu nennen, zum<br />
anderen läßt sich das harte CBN-Korn nur schwer und mit hohem Aufwand<br />
abrichten. Der Abrichtprozeß ist meist in zwei Arbeitsschritte,<br />
Profilieren und Schärfen, aufgeteilt. Zuerst wird durch einen Profiliervorgang<br />
die Formgenauigkeit (Profil, Rundheit) sichergestellt. Danach<br />
wird durch einen Schärfprozeß die Bindung zurückgesetzt, um einen<br />
ausreichenden Spanraum zu schaffen.<br />
Einschichtige CBN-Schleifwerkzeuge mit galvanischer Bindung werden<br />
meist ohne Abrichten eingesetzt. Ihre Herstellung ist einfacher, und durch<br />
den Stahl-Grundkörper können derartige Schleifscheiben auch für Schnittgeschwindigkeiten<br />
über 200 m/s eingesetzt werden.<br />
Keramisch gebundene CBN-Scheiben lassen sich im Vergleich zu metallgebundenen<br />
oder kunstharzgebundenen Schleifscheiben einfacher abrichten.<br />
Die Porenräume im Schleifbelag vereinfachen das Splittern und<br />
Ausbrechen der Körner aus der Bindung. Bei keramisch gebundenen<br />
CBN-Schleifscheiben kann auf das nachträgliche Schärfen verzichtet<br />
werden.<br />
Trotz hoher Kosten und noch nicht völlig beherrschter Abrichttechnik<br />
können CBN-Schleifscheiben in vielen Fällen wirtschaftlich eingesetzt<br />
werden. Zwei Beispiele zeigen den industriellen Einsatz von CBN-
- 19 -<br />
Schleifscheiben mit hoher Abtragsrate:<br />
Das erste Beispiel betrifft das Hochgeschwindigkeitsschleifen von Spannzangen<br />
mit galvanisch gebundenen CBN-Schleifscheiben, siehe Bild 2.6<br />
[28]. Der Schlitz von 1 mm Breite und bis zu 11 mm Tiefe wird mit<br />
einer galvanisch gebundenen CBN-Scheibe bei Schnittgeschwindigkeiten<br />
von 135 m/s und einer Vorschubgeschwindigkeit von 2 m/min in HSS-<br />
Werkstoff eingebracht, d. h. es wird ein maximales bezogenes Zeitspanungsvolumen<br />
von Q'w = 250 bis 350 mm 3 /(mrn. s) erreicht.<br />
Bild 2.7 zeigt als weiteres Beispiel das Schleifen von Bohremuten in<br />
einen HSS-Stahl. Für die Bearbeitung des gehärteten Rohlings wurden<br />
kunstharzgebundene CBN- und Korundscheiben eingesetzt. Dem Bild<br />
können weiterhin Vergleichswerte für das Abtragsverhältnis G und die<br />
gemittelte Rauhtiefe sowie die relativen Fertigungskosten und die<br />
Werks tück<br />
Werks tückstoff<br />
lIärte<br />
Spannzangen<br />
67 SICr 5 Stoff Nr. 1.7103<br />
38 ..• 42 IIRC<br />
Sch I eifrnasch I ne<br />
Fabr Ikat<br />
Schiel tsp lnde l<br />
Antr lebsiel stUII9<br />
max. Splndeldrehlahl<br />
KUhI schm I erung<br />
Druck<br />
KUhlschmlerdüse<br />
Gührlng<br />
GMN<br />
Ps' 8 kW<br />
"snax • 42.000 l/mln<br />
Schiel föl Stuart Excelene 325<br />
PI = 7 bar<br />
Druckkammer<br />
Sehn I t tt läcne A = rd. 202 1IIlII'<br />
Schiel fschelbe<br />
seze I chnung<br />
BelagsPcl I f Ikatlon<br />
galvanisch belegte Trennscheibe<br />
S 34 0-60-1-5-0,11-20 116<br />
8 252/GSS/S33<br />
SChI e I fbed Ingun!en:<br />
V<br />
c • rd. 135 m/s<br />
a e max = 11 mm<br />
V.' rd. 2000 nm/mln<br />
0;' max = 367 m~;/(mm SI<br />
h lllom = 2719 10 mm<br />
""'''',,~""'','' -~ -<br />
m T<br />
• rd. 2900 WerstOcke ~<br />
IT • ro. 390 m<br />
V wT = rd. 2.310 6 mm'lmrn<br />
t c<br />
• rd. 6.5 s<br />
In = r o. 5.5 s<br />
I p = rd. 15 s<br />
Werkstückwechselra!e rc. 3 s<br />
Bild 2.6: Hochgeschwindigkeitsschleifen von Spannzangen [28]
- 20 -<br />
c:r' =<br />
~ w<br />
1l5~<br />
11Im s<br />
=> i<br />
'" §; 100<br />
., '"<br />
-> c: '"<br />
.§ § %<br />
., D.<br />
~ ~ 50<br />
~<br />
Ṇ,<br />
.c 0<br />
.se.«:<br />
~_schlelfschelbe<br />
~<br />
;:::;100<br />
s<br />
., ro<br />
> '"<br />
~ Q)<br />
" ~ 1;; %<br />
- 21 -<br />
2.3.3 <strong>Hochleistungs</strong>bandschleifen<br />
Auch das Bandschleifen wurde in den letzten Jahren zu einem <strong>Hochleistungs</strong>schleifverfahren<br />
weiterentwickelt. Neben dem bisher verbreiteten<br />
Einsatz als Entgratverfahren und dem Schleifen von komplizierten Teilen<br />
wurde zunehmend das Bandschleifen mit hohen bezogenen Zeitspanungsvolumen<br />
realisiert, das zum Teil mit anderen Zerspanungsverfahren konkurrieren<br />
kann [31].<br />
Beim Bandschleifen wird als Werkzeug ein endloses flexibles Gewebeband,<br />
das mit einem Kornbelag versehen ist, zum Eingriff mit der<br />
Bearbeitungsfläche gebracht. An der Schleiffläche wird das Band durch<br />
Kontaktelemente wie z. B. eine Rolle oder einem Gleitschuh unterstützt.<br />
Für das <strong>Hochleistungs</strong>bandschleifen werden heute leistungsfähige<br />
Maschinen gebaut, die pro mrn Bandbreite eine Leistung von ca. 1 kW<br />
(für eine Schnittgeschwindigkeit bis v; = 60 m/s) aufbringen können<br />
[29,31].<br />
Neue Entwicklungen und ständige Verbesserungen der Kornwerkstoffe,<br />
der flexiblen Unterlagen und der Bindemittel haben dazu geführt, daß<br />
das Bandschleifen heute als leistungsfähiges Fertigungsverfahren einen<br />
vielseitigen Einsatz gefunden hat.<br />
Als Kornwerkstoff eignen sich Zirkonkorund und der neue 3M-Kornwerkstoff<br />
wegen ihrer hohen Härten und Zähigkeiten besonders gut für das<br />
<strong>Hochleistungs</strong>bandschleifen. Unterlagen aus Polyester ermöglichen hohe<br />
Bandgeschwindigkeiten bis ca. 60 m/s. Neue Klebstoffe haben zu Verbesserungen<br />
und größerer Festigkeit an den Stoß-N erbindungsstellen des<br />
Bandes, die meist zu einem frühzeitigen Bandriß führten, beigetragen.<br />
Als Bindemittel hat sich Kunstharz auf Phenolharzbasis wegen seiner sehr<br />
hohen thermomechanischen Beständigkeit bewährt [29].<br />
Für das normale Bandschleifen betragen die Schnittgeschwindigkeiten<br />
maximal 30 m/s. Beim <strong>Hochleistungs</strong>bandschleifen werden maximal<br />
60 m/s erreicht. Diese relativ geringen Werte sind auf die begrenzte<br />
Bandfestigkeit zurückzuführen. Wenn trotzdem hohe Abtragsleistungen
- 22 -<br />
erreicht werden sollen, müssen relativ große Schnittkräfte angewandt<br />
werden. Dabei wird ein größer Komausfall und Verschleiß verursacht.<br />
Für die Stahlbearbeitung im Trockenschliff beträgt das spezifische<br />
Zeitspanungsvolumen Q'w = 70 + 100 mm 3 j(mm· s), Bei der Gußbearbeitung<br />
wetden sogar dreifach höhere Werte erreicht. Höhere bezogene Zeitspanungsvolumen<br />
verursachen jedoch kürzere Standzeiten der Schleifwerkzeuge.<br />
Die Erhöhung des bezogenen Zeitspanungsvolumen erfolgt<br />
durch die Vergrößerung der Bandgeschwindigkeit. Bei begrenzter Bandgeschwindigkeit<br />
wird eine weitere Steigerung der Abtragsleistung durch<br />
die Zunahme der Eingriffstiefe möglich. Die Erhöhung der Eingriffstiefe<br />
führt aber zu größeren Kontaktlängen, die wiederum größere Schleifkräfte<br />
und Temperaturen sowie einen erheblichen Bandverschleiß nach sich<br />
ziehen.<br />
Bandschleifen erfolgt meist ohne Einsatz eines Kühlschmierstoffes, weil<br />
die herkömmlichen Schleifbänder durch Einsatz des Kühlschmierstoffes<br />
ihre Festigkeit schnell verlieren. Heute werden im Trockenschliff Stahlwerkstoffe<br />
ohne thermische Schädigung und mit hohen bezogenen Zeitspanungsvolumen<br />
bearbeitet [31,32].<br />
Den Vorteilen und der Leistungsfähigkeit des Bandschleifens stehen<br />
folgende Nachteile gegenüber:<br />
Das Verfahren kann zur Zeit nur für das Entgraten und die<br />
Flächenbearbeitung eingesetzt werden, d.h. für das Profilschleifen<br />
ist es ungeeignet.<br />
Trotz der relativ großen Länge der Schleifbänder ist ein häufiger<br />
Bandwechsel unvermeidlich.<br />
Große Werkstückrauheiten begrenzen die Einsatzbereiche des<br />
Bandschleifens, besonders dort, wo hohe Anforderungen an die<br />
Oberflächengüte gestellt werden.<br />
Mit zunehmendem Schleifbandverschleiß führen Komabflachungen<br />
und -verrundungen zu höheren Reibkräften, die thermische<br />
Schädigungen am Werkstück hervorrufen können.
- 23 -<br />
Als direktes Konkurrenzverfahren zum <strong>Hochleistungs</strong>schleifen mit Schleifscheiben<br />
kommt deshalb das Bandschleifen nicht in Betracht. Hohe<br />
Oberflächen- und Formqualitäten lassen sich mit ihm nicht erzielen.
- 24 -<br />
3. Aufgabenstellung und Zielsetzung<br />
Die Kombination von hoher Arbeitsqualität und hoher Abtragsleistung ist<br />
eines der Hauptziele und Einsatzkriterium für die meisten spanenden<br />
Bearbeitungsverfahren. Durch das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen, welches das<br />
Tiefschleifen und das Hochgeschwindigkeitsschleifen verbindet, wird die<br />
Forderung nach hohen Abtragsraten und Fertigungsqualitäten erfüllt In<br />
den letzten 21ahrzehnten sind intensive Anstrengungen zur Verbesserung<br />
der Schleifmaschinen, Steuerungen und Schleifwerkzeuge (insbesondere<br />
in bezug auf Kornwerkstoffe und Bindungen) sowie zum Verständnis der<br />
prozeßtechnologischen Grundlagen beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen unternommen<br />
worden. Die Ergebnisse dieser Bemühungen sind beachtlich. Jedoch<br />
fehlt es an einer zusammenfassenden Darstellung der einzelnen Entwicklungsschritte<br />
und an einer verständlichen und ausreichenden Beschreibung<br />
der technologischen Grundlagen sowie der maschinellen Voraussetzungen<br />
zum <strong>Hochleistungs</strong>schleifen und der Grenzkriterien für dieses Verfahren.<br />
Es ist das Ziel dieser Arbeit, dieses Defizit für den Bereich des <strong>Hochleistungs</strong>-<strong>Flachschleifen</strong>s<br />
zu schließen.<br />
Hierbei sollen vorrangig die folgenden den Schleifprozeß bestimmenden<br />
Punkte behandelt werden:<br />
a) Maschinelle, werkzeug- und hilfseinrichtungsbezogene Voraussetzungen,<br />
b) Bestimmung der Grenzkriterien für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
und Entwicklung eines analytischen Modells für die Berechnung<br />
des maximal erreichbaren bezogenen Zeitspanungsvolumens,<br />
c) Abhängigkeit der Prozeßkenngrößen und der Werkstückeigen -<br />
schaften von den Schleifbedingungen.<br />
Zunächst werden die allgemeinen Voraussetzungen für das <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen<br />
in bezug auf Schleifmaschine, notwendige Leistung,<br />
Drehzahlen sowie das Schleifwerkzeug diskutiert. Danach sollen,<br />
ausgehend von Hilfseinrichtungen (Kühlschmierstoffanlage, Kühlschmierstoffzufuhr<br />
und Reinigungssysteme sowie Profilier- und Schärfeinrichtungen),<br />
die für die Durchführung der Arbeit konstruiert und gebaut wurden,
- 25 -<br />
weitere Voraussetzungen und Bedingungen erläutert werden. Mittels<br />
theoretischer Betrachtungen und Thesen werden auch die technologischen<br />
Grundlagen für die Realisierung hoher Abtragsraten diskutiert.<br />
Durch eine theoretisch-analytische Betrachtung sollen die Grenzkriterien<br />
für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen ermittelt werden. Daraus resultierend soll<br />
mittels eines analytischen Modells das maximal erreichbare bezogene<br />
Zeitspanungsvolumen vornehmlich für galvanisch gebundene CBN-<br />
Schleifscheiben ermittelt werden. Die theoretisch errechneten Grenzwerte<br />
sollen mit den in praktischen Untersuchungen erreichten Grenzwerten<br />
verglichen und die Richtigkeit des Modells unter Beweis gestellt werden.<br />
Abgeleitet von diesen Voraussetzungen sollen anschließend die für das<br />
<strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen signifikanten Prozeßkenngrößen, Meßgrößen<br />
und Ergebnisgrößen und ihre Abhängigkeiten von den Schleifbedingungen<br />
beschrieben und praktisch verifiziert werden. Die Abhängigkeiten<br />
und Einflußgrößen sollen vorrangig für Spindelleistung, Schleit1cräfte,<br />
Oberflächenrauheit, Temperatur, Eigenspannungen, Korngröße und<br />
Schleifrichtung untersucht werden.<br />
In diesem Rahmen werden letztlich klare Anleitungen für die Anwendung<br />
dieses Verfahrens in der Praxis zur Verfügung gestellt.
- 26 -<br />
4. Technologische Grundlagen und Voraussetzungen für das<br />
<strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen<br />
Aus dem Stand der Erkenntnisse läßt sich ableiten, daß die Verknüpfung<br />
hoher Abtragsraten und hoher Scheibenumfangsgeschwindigkeiten unter<br />
bestimmten technologischen Voraussetzungen vorteilhaft möglich ist.<br />
Diese bisher nur empirisch behandelten Bedingungen lassen sich auf der<br />
Basis der modemen Schleiftechnik auch analytisch ableiten.<br />
4.1 Prozeßdefinition und Einstellgrößen<br />
Das Planschleifen kann man aus technologischer Sicht in drei Verfahrensvarianten<br />
untergliedern, die sich in bezug auf die Prozeßführung und<br />
die maximale Abtragsrate unterscheiden:<br />
Pendelschleifen,<br />
Tiefschleifen,<br />
<strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen<br />
HEDG).<br />
(High Efficiency Deep Grinding,<br />
Unter dem letztgenannten Verfahren versteht man das Tiefschleifen mit<br />
erhöhten Scheibenumfangsgeschwindigkeiten und Abtragsraten (High-<br />
Efficiency-Deep-Grinding). Gemeinsames Merkmal des Tief- und HEDG-<br />
<strong>Flachschleifen</strong>s ist eine große Zustellung (a, = 0,2 -;-25,0 mm und mehr).<br />
Der wesentliche Unterschied zum Tiefschleifen besteht in der beim<br />
HEDG-<strong>Flachschleifen</strong> deutlich höheren Scheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
[12,33-36,38] und in der wesentlich größeren Werkstückgeschwindigkeit.<br />
In Tabelle 4.1 sind die einzelnen Verfahrensmerkmale in bezug auf die<br />
wichtigsten Stellgrößen vergleichend dargestellt. Das <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen<br />
ist durch folgende Prozeßkenngrößen charakterisiert:<br />
Hohe Scheibenumfangsgeschwindigkeit (v, > 80 m/s),<br />
Hohe Zustellung (a, = 0,2 -;-25,0 mm und mehr),<br />
Mittlere bis hohe Werte für die Werkstückgeschwindigkeit<br />
(v w = 0,5 -;- 10,0 m/min und mehr).
- 27 -<br />
Pendel- Tief- HEDG-<br />
Einstell- Schleifen Schleifen Schleifen<br />
~ größen<br />
Zustellung klein groß groß<br />
a 0,001 - 0,05 nun 0,1 - 30 mm 0,1 - 30 nun<br />
e<br />
Werkstück- groß klein groß<br />
geschwindigkeit 1 - 30 m/min 0,05 - 0,5 m/min 0,5 - 10 m/min<br />
v w<br />
Schnitt- klein klein groß<br />
geschwindigkeit 20 - 60 m/s 20 - 60 m/s 80 - 200 m/s<br />
v c<br />
bezogenes klein klein groß<br />
Zeitspanungs- 0,1 - 10 mm 3 /(mm.s) 0, 1 - 10 mm 3 / (mm .s ) 50 - 2000 mm 3 /(mm.s)<br />
volumen Q~<br />
Tabelle 4.1: Gegenüberstellung der Einstellgrößen sowie der bez. Zeitspanungsvolumen<br />
verschiedener Planschleifverfahren<br />
Neben den Prozeßkenngrößen ist auch eine intensive Kühlschmierung (Öl,<br />
hoher Druck, hoher Durchsatz, separates Reinigungssystem) erforderlich.<br />
Das bezogene Zeitspanungsvolumen ergibt sich als rechnerisches Produkt<br />
aus der Zustellung und der Werkstückgeschwindigkeit:<br />
Q'w = a, . v; (4.1)<br />
Danach können die beim <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen realisierbaren<br />
Abtragsraten unter Einhaltung der technologischen Bedingungen um den<br />
Faktor 100 und mehr höher liegen als beim herkömmlichen Pendel- und<br />
Tiefschleifen.
- 28 -<br />
4.2 Maschinelle Voraussetzungen<br />
Aus den technologischen Bedingungen ergeben sich die folgenden<br />
prozeßspezifischen Kriterien für das <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen:<br />
- Kurze Bearbeitungszeiten (1. = 0,1 + 10,0 s),<br />
- Hohe Schleifkräfte,<br />
Verstärkte dynamische Störeffekte mit entsprechend verstärkten<br />
Auswuchtproblemen,<br />
Erhöhter Bremseffekt durch das Kühlschmiermittel an der<br />
laufenden Schleifscheibe,<br />
- Erhöhte Anforderungen an den Abrichtprozeß,<br />
Erhöhte Sicherheitsanforderungen,<br />
Erhöhte Anforderungen an den Umweltschutz bei Einsatz von<br />
Öl als Kühlschmierstoff.<br />
Um diesen Kriterien neben den technologischen Bedingungen gerecht zu<br />
werden, müssen beim HEDG-<strong>Flachschleifen</strong> vielfältige maschinelle Voraussetzungen<br />
erfüllt werden. Dies geschieht durch<br />
- hohe Antriebsleistungen,<br />
- angepaßte Spindellagerung und Führungen,<br />
- angepaßte Maschinensteuerung,<br />
- steife Bettkonstruktion,<br />
- optimiertes Kühlschmierstoff-Zuführungssystem,<br />
- integriertes Auswuchtsystem,<br />
- angepaßtes Abrichtsystem.<br />
Als Basis für die nachfolgend beschriebenen Untersuchungen wurde eine<br />
<strong>Hochleistungs</strong>-Flachschleifmaschine konzipiert und gebaut, die als<br />
Prototyp einer Produktionsmaschine alle genannten Kriterien erfüllt. In<br />
Kapitel 5.1 wird diese Maschine näher beschrieben (Bild 5.1). Die
- 29 -<br />
notwendige Spindelleistung<br />
Faktoren abhängig:<br />
ist für bestimmte Aufgaben von folgenden<br />
Erwünschtes bezogenes Zeitspanungsvolumen,<br />
Geometrie des zu bearbeitenden Profils,<br />
Schnittgeschwindigkeit,<br />
Schleifwerkzeugspezifikation,<br />
Kühlschmierstoff und dessen Viskosität,<br />
- Eigenschaften des Werkstückwerkstoffes.<br />
Die Geometrie des zu bearbeitenden Profils beeinflußt den im Schleifspalt<br />
auftretenden Bremseffekt. Je tiefer die Schleifscheibe in das<br />
Werkstück eindringt und je größer die Kontaktlänge ist, desto mehr wird<br />
die Scheibe seitlich gebremst. Der Bremseffekt ist darüber hinaus von der<br />
Viskosität des Kühlschmierstoffes abhängig. Für eine grobe Berechnung<br />
der notwendigen Spindelleistung P, kann folgende Beziehung benutzt<br />
werden:<br />
P; = Pi; + Q~ . b s . Chi (4.2)<br />
gültig für<br />
Q'w 2: 100 mm 3 /(mm-s)<br />
Für Öl als Kühlschmierstoff, eine Profiltiefe von a, = 6 mm, Schleifscheibendurchmesser<br />
d, = 400 mm, Schnittgeschwindigkeit v, = 140 -;-<br />
160 m/s und CBN mittlerer Korngröße als Schneidstoff sind folgende<br />
Werte für die Bremsleistung Pbr und für den Zerspanleistungsfaktor Chi<br />
einzusetzen:<br />
P'" = 30 kW,<br />
Chi= 25 Ws/mm 3<br />
Damit gilt für die Beziehung (4.2):<br />
I p. = 30 kW + Q'w' b•. 0,025 kWs/mm' I (4.3)
- 30 -<br />
Hierin sind b; die Schleifscheibenbreite, in mm und Q'w' das bez.<br />
Zeitspanungsvolumen, in mm 3 /(mm.s) angegeben.<br />
In den meisten Fällen wird ca. 2/3 der Spindelleistung für die Überwindung<br />
des Bremseffektes des Kühlschmierstoffes (Öl) an der mit hoher<br />
Schnittgeschwindigkeit in der Nut umlaufenden Schleifscheibe aufgebraucht.<br />
Durch den hohen Bremsleistungsanteil und die hohen<br />
Zeitspanvolumina ist die notwendige Spindelleistung beim HEDG etwa<br />
3 + 6 mal so hoch wie beim konventionellen Tiefschleifen. Allgemein<br />
sollte die Spindelleistung für mittlere Schleifscheibendurchmesser (ca.<br />
400 mm) nicht weniger als 50 kW betragen. Geringere Schleifscheibendurchmesser<br />
führen zu kleineren Kontaktlängen und geringerer Reibung,<br />
was den Leistungsbedarf verringert.<br />
4.3 Werkzeugbezogene Voraussetzungen<br />
Beim <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen sind die Werkzeuge erhöhten Wirkkräften<br />
ausgesetzt. Einmal wird das Schleifwerkzeug durch die höheren<br />
Fliehkräfte beansprucht, und andererseits ergeben sich aus den erhöhten<br />
Zeitspanungsvolumina höhere Kontakt- und Schleifkräfte. Diesen Kräften<br />
müssen der Schleifgrundkörper und der Schleitbelag standhalten.<br />
Für sehr hohe Schnitt- bzw. Scheibenumfangsgeschwindigkeiten<br />
(v c > 120 m/s) kommen nur Schleifscheiben mit metallischen Grundkörpem<br />
(aus Stahl, Aluminium, Aluminium-Kunststoff-Verbunden) zur Anwendung.<br />
In diesen Fällen besteht der Schleitbelag meist aus einschichtigen<br />
(galvanischen) oder mehrschichtigen (metallgebundenen) CBN-<br />
Systemen (Bild 4.1).<br />
CBN-Schleifscheiben mit Kunstharz- oder keramischer Bindung kommen<br />
wegen der begrenzten Belagfestigkeit nur für Scheibenumfangsgeschwindigkeiten<br />
bis zu v, = 120 m/s zum Einsatz.<br />
Aus Gründen der Wirtschaftlichkeit wird auch der Einsatz konventioneller<br />
Schleifscheiben mit keramischer oder bakelitischer Bindung beim<br />
<strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen angestrebt. Ihre Schnittgeschwindigkeit ist<br />
normalerweise auf v; = 80 m/s begrenzt. Bei spezieller Struktur und
- 31 -<br />
Bild 4.1:<br />
Galvanisch gebundene CBN-Schleifscheibe und das gefertigte<br />
Werkstück<br />
gesonderter Zulassung können konventionelle Schleifwerkzeuge aber auch<br />
bis maximal 120 m/s eingesetzt werden.<br />
Höhere Scheibenumfangsgeschwindigkeiten sind bei konventionellen<br />
Schleifscheiben nicht möglich, weil sie unter der hohen Fliehkraftbeanspruchung<br />
bersten würden. Als begrenzendes Kriterium sind die Tangentialspannungen<br />
am Innendurchmesser anzusehen [38,39].<br />
Trotz dieser Einschränkung lassen sich auch konventionelle Schleifscheiben<br />
vorteilhaft beim <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen einsetzen, wobei eine<br />
Steigerung des Zeitspanungsvolumens um den Faktor 100 möglich ist.<br />
Besonders bewährt haben sich dabei kunstharzgebundene Schleifscheiben,<br />
weil sie eine günstige Ausbildung der Spankammern aufweisen und weil<br />
sie weniger zum Zusetzen neigen als keramisch gebundene, konventionelle<br />
Schleifwerkzeuge.<br />
Als wesentliche werkzeugbezogene Voraussetzungen für das <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen<br />
sind folgende zu nennen:
- 32 -<br />
- Geringe einspannungsbedingte Unwucht (Rundlauf< 10 %<br />
der Komgröße),<br />
- Geringer Taumelschlag « 5 % der Komgröße),<br />
- Feste und gleichmäßige Einspannung,<br />
- Angepaßte Abricht- und Touchiersysteme.<br />
Diese Bedingungen betreffen sowohl die Herstellung der Werkzeuge als<br />
auch die Einspann- und Abrichtvorrichtungen. Sie sind von größter<br />
Bedeutung für den HEDG-Prozeß, und häufig hängt von ihrer Erfüllung<br />
die erfolgreiche Durchführbarkeit des Schleifprozesses ab.<br />
Schleifscheiben, die durch Aufkleben von Segmenten hergestellt werden,<br />
sind wegen der begrenzten Festigkeit der Klebeschicht und wegen der<br />
Schnittunterbrechung für das HEDG-Schleifen weniger geeignet. Ähnliches<br />
gilt für geschlitzte Schleifscheiben. Sie sind zwar in bezug auf<br />
die Einbringung des Kühlschmierstoffes in die Kontaktzone besser<br />
geeignet als ungeschlitzte Schleifscheiben, aber sie neigen zu dynamischen<br />
Anregungen von Schwingungen, die den Schleifprozeß empfindlich<br />
stören können.<br />
Bild 4.2: Teilbelegte CBN-Schleifscheibe für schräge Nuten
- 33 -<br />
Bei galvanisch gebundenen nichtzylindrischen CBN-ScWeifscheiben mit<br />
steilen konischen Konturen hat sich eine Teilbelegung der Schleifscheibe<br />
als günstig erwiesen (Bild 4.2). Durch die Teilbelegung wird der seitliche<br />
Schnittdruck verringert und die Kühlschmierstoff-Zuführung verbessert.<br />
Wesentlich für den Einsatz der Schleifwerkzeuge beim HEDG-Prozeß<br />
sind die Konditionierungsvorgänge, also das Abrichten, das Touchieren<br />
und das Schärfen. Durch das Abrichten von (konventionellen) Schleifscheiben<br />
werden Rundheit und Profil der Scheibe erzeugt. Durch das<br />
Touchieren wird das gleiche bei CBN-ScWeifscheiben bewirkt, wobei<br />
unter diesem Vorgang ein sehr feines Abrichten (im englischen "touchdressing"<br />
genannt) zu verstehen ist. Das Schärfen bewirkt die Erzeugung<br />
scharfer, gleichmäßig verteilter Schneiden an der Werkzeugoberfläche.<br />
Im Verlauf der Schleifuntersuchungen hat sich die Sicherstellung der<br />
werkzeugbezogenen Einsatzbedingungen als sehr wichtig erwiesen.<br />
4.4 Kühlschmierstoff-Zuführung<br />
Beim Schleifen werden in der Kontaktzone zwischen der Schleifscheibe<br />
und dem Werkstück große Energien umgesetzt. Diese wirken teilweise<br />
in Form von Wärme auf das Werkstück und können zu Werkstückschädigungen<br />
führen. Um diese Gefahr zu reduzieren, wird beim Schleifen in<br />
der Regel ein Kühlschmierstoff eingesetzt, der vier Aufgaben zu erfüllen<br />
hat:<br />
a) Schmieren<br />
Durch die Schmierwirkung werden Reibung und Kontaktkräfte<br />
reduziert, so daß der Energieumsatz verringert wird.<br />
b) Kühlen<br />
Der Teil der Energie, der zur Erwärmung des Werkstücks<br />
führt, muß mittels Konvektion durch den Kühlschmierstoff<br />
abgeführt werden.<br />
c) Abfuhr der Späne<br />
Die beim Schleifen entstehenden Späne müssen vom KüWschmierstoff<br />
aus der Arbeitszone herausgeführt werden.
- 34 -<br />
d) Reinigung der Schleifscheibe<br />
Wenn Werkstoffpartikel sich in der Oberfläche der Schleifscheibe<br />
festsetzen, wird der Schleifprozeß empfindlich gestört.<br />
Durch Hochdruck-Ausspülung der Schleifscheibe kann die<br />
Zusetzung verhindert werden.<br />
Die Kühlschmierstoffe sind nach DIN 51385 in nichtwassermischbare,<br />
wassermischbare und wassergemischte unterteilt [40,41]. Für das Schleifen<br />
generell kommt als nichtwassermischbarer Kühlschmierstoff Schleiföl<br />
in Frage. Von den anderen beiden Gruppen ist wassermischbare Emulsion<br />
der am meisten verbreitete Kühlschmierstoff.<br />
Allgemein verringert Öl die Schleifkräfte, besonders bei höheren Zerspanleistungen,<br />
außerdem ergeben sich bessere Oberflächengüten [42,43].<br />
Den Vorteilen des Öls stehen Umweltprobleme und Unverträglichkeiten<br />
als Nachteile gegenüber [44], denen durch Maßnahmen wie Vollverkapselung<br />
der Maschine, Absaugen, Ausfiltern und Entsorgen des Ölnebels<br />
begegnet werden muß. Für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen ist Öl jedoch<br />
besser als Emulsion geeignet. Durch den Schmiereffekt des Öls verringern<br />
sich die Schleifkräfte, die wegen der hohen Abtragsraten relativ<br />
groß sind, Außerdem verringert sich mit dem Einsatz von Öl als Kühlschmierstoff<br />
das Auswaschen der Bindung und dadurch ein frühzeitiges<br />
Ausfallen des Kornes [43].<br />
Beim <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen ist die Realisierung einer effektiven<br />
Schmierwirkung auch deshalb besonders erforderlich, um das Energieund<br />
Temperaturniveau in der Kontaktzone zu senken. Dadurch wird der<br />
Kühleffekt weniger wichtig; denn Wärme, die erst gar nicht entsteht,<br />
braucht nicht abgeführt zu werden. Insofern hat sich beim HEDG-<br />
Schleifen Schleiföl als Kühlschmierstoff bewährt, das mit hohem Druck<br />
und in ausreichender Menge zugeführt werden muß.<br />
Die abgeführten Späne werden in einer Aufbereitungsanlage aus dem Öl<br />
herausgefiltert. Das Öl muß mittels geeigneter Pumpen, Leitungen und<br />
Düsen-Elemente in die Schleifzone eingebracht werden. Hierzu benötigt<br />
man beim <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen eine spezielle Kühlschmierstoff-<br />
Zuführungsanlage, siehe Bild 4.3. Diese für den praktischen Einsatz und
- 35 -<br />
die Durchführung der Untersuchungen konzipierte Anlage erlaubt einen<br />
Gesamtdurchsatz von 350 Liter Schleiföl pro Minute bei einem Druck<br />
von 14 bar. Damit ist gewährleistet, daß Schleifscheiben bis zu einer<br />
Breite von ca. 25 mm mit einem Kühlschmierstoffstrom von mindestens<br />
14 l/(mm·min) benetzt werden können. Dieser Wert liegt um den Faktor<br />
10 höher als beim normalen Pendel- und Tiefschleifen.<br />
~:i"<br />
J<br />
#~<br />
Bild 4.3:<br />
Entwickelte Kühlschmieranlage für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
Für den separaten Prozeß der Scheibenreinigung beträgt der Durchfluß<br />
bei dieser Anlage 150 l/min, bei einem Druck von 20 bar. Als Filtersystem<br />
wurde nach einem Vergleich zwischen Schwerkraftfilter, Zentrifuge<br />
und Saugbandfilter das letztere System eingesetzt, das neben einer<br />
ausreichenden Filterwirkung einen genügend großen Durchsatz bei<br />
günstigen Kosten aufweist.<br />
Sowohl das prozeßgerechte Kühlschmieren als auch das Reinigen der<br />
Schleifscheibe erfordern aufwendige Systeme, die nachstehend noch etwas<br />
näher beschrieben werden.
- 36 -<br />
4.4.1 Prozeßgerechte Zuführungs systeme<br />
Eine prozeßgerechte, effiziente Zuführung des Kühlschmierstoffes in der<br />
Schleifzone ist u. a. eine wesentliche Voraussetzung für einen erfolgreichen<br />
HEDG-Flachschleifpl'Ozeß.<br />
Für das Pendelschleifen, das durch geringere Abtragsraten und kleinere<br />
Kontaktlängen gekennzeichnet ist, ist das Zuführen des Kühlschmierstoffes<br />
weniger problematisch als für das Tiefschleifen oder <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen.<br />
Geringere Schleifzeiten, größere Kontaktlängen und höhere<br />
Scheibenumfangsgeschwindigkeiten verstärken beim HEDG-<strong>Flachschleifen</strong><br />
die Notwendigkeit der richtigen Zuführung des Kühlschmierstoffes.<br />
Beim konventionellen Schleifen soll die Zuführungsgeschwindigkeit des<br />
Kühlschmierstoffes annähernd der Scheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
entsprechen [45,46]. In diesem Falle haftet der tangential ausströmende<br />
Kühlschmierstoff an der Scheibenoberfläche und wird von der Schleifscheibe<br />
in die Kontaktzone hineintransportiert. Dieser "Mitnahme-Effekt"<br />
wirkt sich in positiver Weise auch dann noch aus, wenn die Geschwindigkeit<br />
des Kühlmittelstromes Vkss = 0,6 . v; beträgt [46].<br />
Wenn die Zuführungs geschwindigkeit größer als 30 -;- 40 m/s wird, ist<br />
eine prozeßgerechte Beherrschung des Kühlmittelstroms schwierig. Der<br />
Strahl neigt dazu, turbulent zu werden [40], und der Zuführungsprozeß<br />
muß auf unwirtschaftlich hohe Werte gesteigert werden. Deshalb ist beim<br />
<strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen eine andere Zuführungsmethode vorteilhafter:<br />
Durch reichliche Zuführung des Kühlschmierstoffes aus mehreren<br />
Düsenelementen wird die Schleifzone im Bereich des Eintrittes der<br />
Schleifscheibe in das Werkstück überflutet. Die Schleifscheibe taucht<br />
somit in eine Kühlschmierstoffschicht ein, ehe sie in das Werkstück<br />
gelangt und durch ihre rauhe Oberfläche den anhaftenden Kühlschmierstoff<br />
in die Kontaktzone einbringt.<br />
Für alle Zuführungsarten ist die prozeßgerechte Ausbildung der Düsensysteme<br />
von großer Bedeutung. Neben Freistrahldüsen gibt es Überflutungsdüsen,<br />
Druckkammerdüsen, Schuhdüsen und Zuführung durch die<br />
Schleifscheibe. Das letztgenannte Zuführungsverfahren wurde für keramisch<br />
gebundene Scheiben beim Innenrundschleifen eingesetzt [47]. Auch
- 37 -<br />
eine freie Zuführung des Kühlschmierstoffes über die Seitenfläche der<br />
rotierende Schleifscheibe ist möglich. Beim <strong>Hochleistungs</strong>-/Hochgeschwindigkeitsschleifen<br />
haben sich überwiegend Schuhdüsen durchgesetzt. Beim<br />
<strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen dagegen haben sich Überflutungs-Düsensysteme<br />
mit mehreren Düsen am besten bewährt.<br />
Bei dünnen Schleifscheiben kann mit niedrigerem Druck und geringerem<br />
Kühlschrnierstoffzustrom unter Nutzung der Zentrifugalkräfte eine günstigere<br />
Zuführung erreicht werden. Hierfür müssen ein spezieller Flansch<br />
oder Hilfsscheiben konstruiert werden (Bild 4.4). In Abhängigkeit von der<br />
KOhlschmlerstoffzufuhr<br />
:'if-Strömender KOhlschmierstoff<br />
.' um die SChleifscheibe<br />
Bild 4.4: Kühlschmierstoffzuführung für dünne Schleifscheiben
- 38 -<br />
Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit werden die Zuführungsschläuche<br />
und Düsen so positioniert, daß der Kühlschmierstoff infolge der Zentrifugalkräfte<br />
die Flanken herunterläuft und genau im Schleifspalt bzw. kurz<br />
davor die Umfangsfläche der Scheibe umspült. Wenn die Schleifscheibe<br />
breiter als 2 mm ist, wird auf diese Weise keine ausreichende Kühlung<br />
auf der Stirnseite der Schleifscheibe erreicht. Daher kann diese Art der<br />
Zuführung nur für dünne Scheiben eingesetzt werden. Der wesentliche<br />
Vorteil dieses Systems liegt darin, daß man keine hochgenaue Anpassung<br />
von Formelementen und Leitblechen an das Scheibenprofil benötigt.<br />
Zusammenfassend kann gesagt werden, daß es keine Düsenform gibt, die<br />
allen Anwendungsfällen gerecht wird. Vielmehr muß für jede Aufgabenstellung<br />
eine speziell angepaßte Lösung gefunden und ausgetestet<br />
werden. Hierbei sind folgende Gesichtspunkte zu beachten:<br />
Der Kühlschmierstoff sollte möglichst allseitig mit einem<br />
Druck von ca. 10 bar zugeführt werden.<br />
Das Düsensystem soll im Normalfall ortsfest zur Schleifscheibe<br />
positioniert werden.<br />
Vor dem Werkstück muß in jedem Fall ein Leitelement<br />
angebracht werden, damit der Kühlschmierstoff auch zu<br />
Beginn des Schleifvorganges optimal in die Kontaktzone<br />
geführt wird.<br />
4.4.2 Scheibenreinigung<br />
Das gezielte Reinigen der Spanräume des Schleifwerkzeuges von<br />
festsitzenden Spänen ist in vielen Fällen unverzichtbar und gehört daher<br />
zum Schleifprozeß, denn das Zusetzen der Spanräume beeinträchtigt den<br />
Spanbildungsprozeß. Weiterhin ergeben sich höhere Schleifkräfte, eine<br />
höhere Schleifleistung und größere Werkstückrauheiten, außerdem steigt<br />
der Schleifscheibenverschleiß. All diese Faktoren bewirken nicht nur eine<br />
Verschlechterung des Prozeßverlaufs und seiner Wirtschaftlichkeit,<br />
sondern es ist auch mit einem schlechteren Arbeitsergebnis zu rechnen<br />
[48]. Sperling hat den Zusammenhang zwischen dem Zusetzen der<br />
Schleifscheibe und der Entstehung von Brandmarken auf der Werkstück-
- 39 -<br />
oberfläche durch spezielle Untersuchungen nachgewiesen [49].<br />
Beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen, das in kürzeren Zykluszeiten und unter<br />
Einsatz meist teurerer Werkzeuge stattfindet, können Zusetzungen weitaus<br />
schädlichere Auswirkungen auf das Schleifergebnis haben als beim<br />
konventionellen Schleifen. Wegen der kurzen Schleifzeiten können der<br />
Prozeß nicht mitten im Arbeitszyklus unterbrochen und die Zusetzungen<br />
durch Maßnahmen wie Abrichten beseitigt werden.<br />
Die Neigung zum Zusetzen ist von fast allen am Prozeß beteiligten<br />
Größen abhängig, u. a. auch vom Werkstoff. So zeichnen sich Kohlenstoff-Stähle<br />
mit geringem Kohlenstoffgehalt sowie Chromstähle durch<br />
eine große Neigung zum Zusetzen aus [48].<br />
Für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen wurden zu dieser Problematik noch keine<br />
ausführlichen Untersuchungen durchgeführt. Die bisherigen Ergebnisse<br />
lassen aber einige Schlüsse zu:<br />
Keramisch gebundene Schleifscheiben neigen eher zum<br />
Zusetzen als kunstharzgebundene Schleifscheiben. Zu den<br />
gleichen Ergebnissen ist ebenfalls Lauer-Schmaltz bei seinen<br />
Untersuchungen gekommen [48].<br />
- Einschichtig galvanisch belegte CBN-Schleifscheiben neigen<br />
weniger zum Zusetzen als mehrschichtig belegte Scheiben.<br />
- Keramisch gebundene CBN-Scheiben besitzen Porenräume,<br />
die eine kompliziertere Gestalt haben als kunstharz- oder<br />
galvanisch gebundene Scheiben. Die relativ tiefen und<br />
eckigen Porenräume begünstigen das mechanische Haften und<br />
Festsetzen der Späne, was zu vermehrten Zusetzungen führt.<br />
- Bei Schleifscheiben ohne Porenräume erzeugen die Späne<br />
selbst Spanräume mit optimaler Form, bei denen nur eine<br />
geringe Zusetzungsneigung beobachtet wird.<br />
- Öl als Kühlschmierstoff führt im Gegensatz zu Emulsion zu<br />
geringerem Zusetzen.
- 40 -<br />
- Das Vorhandensein von Festschmierstoffen (z. B. Metallseifen)<br />
in der Bindung verringert die Zusetzungen und die<br />
Schleifkräfte [50,51].<br />
Geeignete Reinigungsdüsen und entsprechender Druck verhindern<br />
wirksam das Zusetzen der Spanräume. Grabner hat eine Verdoppelung<br />
des bezogenen Zeitspanungsvolumens durch ständige Umspülung der<br />
Schleifscheibe bei 35 bar erreichen können [43]. Für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
hat sich das für diese Arbeit entwickelte Reinigungssystem bei<br />
mittlerem Druck von 15 + 20 bar als optimal' erwiesen. Als Beispiel ist<br />
hier das Reinigen der Flanken einer dünnen Schleifscheibe abgebildet<br />
(Bild 4.5). Mit diesem System wurde eine Profil-Schleifscheibe mit<br />
geringem Neigungswinkel gereinigt, mit der 25 mm tiefe Nuten geschliffen<br />
wurden. Das gleiche System wurde auch auf der Umfangsfläche der<br />
Schleifscheibe mit Erfolg eingesetzt.<br />
Die in :Bild4.5 dargestellte Vorrichtung besteht aus zwei sich gegenüberstehenden<br />
Sätzen von jeweils 25 Düsen, die in einem Abstand von 1 mm<br />
Bild 4.5:<br />
Düsensystem zur Reinigung von Schleifscheibenflanken
- 41 -<br />
positioniert sind. Durch die symmetrische Anordnung wird eine Verformung<br />
der dünnen Schleifscheibe in axialer Richtung sowie die Anregung<br />
von Schwingungen vermieden. Um den Einfluß dieses Reinigungssystems<br />
auf das Zusetzungsverhalten der Scheibe zu ermitteln, wurde für unterschiedliche<br />
Düsenquerschnitte die Durchflußmenge in Abhängigkeit vom<br />
Kühlschmiermitteldruck bestimmt. Eingesetzt wurden Düsen mit einem<br />
Bohrungsdurchmesser von 0,3 bis 1,0 mm. Dabei erwiesen sich Düsen<br />
mit Bohrungsdurchmessern < 0,6 mm als ungeeignet, da sie zu schnell<br />
von Schleifspänen verstopft werden. Die besten Reinigungsresultate<br />
konnten mit Düsenbohrungen von 0,8 bis 1,0 mm bei einem Druck von<br />
15 bis 20 bar erzielt werden. Die Durchflußmenge betrug 60 l/min.<br />
4.5 Konditionierung des Schleifwerkzeuges beim <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifen<br />
4.5.1 Abrichten und Schärfen von Schleifscheiben<br />
Schleifwerkzeuge sind oftmals bei Lieferung, spätestens aber nach einer<br />
bestimmten Einsatzzeit nicht mehr schleiffähig und/oder verlieren Ihre<br />
Form- und Profilgenauigkeit. Die Wiederherstellung dieser Eigenschaften<br />
wird durch Abrichten erreicht. Trotz vielfältiger Fortschritte bei der<br />
Herstellung neuartiger Schleifwerkzeuge (z.B. Selbstschärfen während des<br />
Einsatzes) stellt das Abrichten nach wie vor einen notwendigen und auch<br />
kostenintensiven Prozeß dar. Dieses gilt besonders für profilierte Scheiben<br />
im Bereich des <strong>Hochleistungs</strong>schleifens mit hoher Scheibenumfangsgeschwindigkeit.<br />
Bei diesem Verfahren kommen CBN- und Diamantschleifscheiben,<br />
die sich durch hohe Verschleißfestigkeit und Härte<br />
auszeichnen, zur Anwendung.<br />
An den Abrichtprozeß für eine Schleifscheibe (Bild 4.6) werden zwei<br />
Forderungen gestellt [52-55]:<br />
- Herstellung der erforderlichen Form- und Profil- sowie der<br />
Rundlaufgenauigkeit der Schleifscheibe,<br />
Erzeugung eines für den Schleifprozeß geeigneten Spanraumes.
- 42 -<br />
Als nichtrotierende Abrichtwerkzeuge kommen einschneidige, mehrschneidige<br />
Abrichter und Abrichtleisten (Abrichtblöcke) in Betracht. Als<br />
rotierende Abrichtwerkzeuge werden Formscheiben, Stahlrollen und<br />
Profilrollen eingesetzt [53]. Die Auswahl eines geeigneten Abrichtverfahrens<br />
und -werkzeugs richtet sich zum einen nach den Schleifwerkzeugen<br />
(Schleifmittelart, Bindung), zum anderen erfolgt sie im Hinblick auf<br />
technologische und wirtschaftliche Forderungen an das Arbeitsergebnis<br />
[53].<br />
Profilieren<br />
Formen<br />
Schärfen<br />
definierte<br />
MakrogeOmetrie<br />
Ausb ildung der<br />
Schneidenraumstruktur<br />
M213- und Formgenauigkeit<br />
Schneidfähigkeit<br />
:s2gr~rl~~h~';b~~'::m<br />
::::::\z,~,~:~~~.? :nt:::;<br />
Bild 4.6: Definition der Konditionierung und ihrer Zielsetzung [53]<br />
(
- 43 -<br />
Bei Diamant- und CBN-Schleifscheiben, insbesondere wenn genaue Profile<br />
zu bearbeiten sind, werden Diamantabrichtrollen eingesetzt. Für<br />
Schleifscheiben mit einem einfachen Profil wie zylindrische Scheiben<br />
werden meist ein- oder mehrkörnige Abrichtwerkzeuge sowie Siliziumkarbidscheiben<br />
verwendet. Keramisch gebundene CBN-Schleifscheiben lassen<br />
sich auch mit nichtrotierenden Abrichtwerkzeugen gut abrichten.<br />
Beim Einsatz von Schleifwerkzeugen mit hochharten Schneidstoffen sind<br />
bis heute noch keine befriedigenden Abrichtmethoden bekannt. Besondere<br />
Schwierigkeiten bereiten hier die geringen Beträge und Toleranzen der<br />
Zustellung der Abrichtwerkzeuge sowie die geforderte hohe Steifigkeit<br />
des Abrichtsystems, bestehend aus Abrichtgerät und Schleifspindel. Zur<br />
Erzeugung eines wirtschaftlichen Abrichtprozesses müssen vom Abrichtsystem<br />
reproduzierbare Zustellwege im Bereich von 1 um ermöglicht<br />
werden. Hohe Genauigkeiten sind besonders für das noch junge TDC-<br />
Verfahren (Touch Dressing of ,CBN, auch Touchieren genannt) eine<br />
wichtige Voraussetzung. Bei diesem Verfahren sind Abrichtbeträge<br />
2 bis 4 J.lIIl zur Wiederherstellung der Schleiffähigkeit des Schleifwerkzeuges<br />
erforderlich, ohne sie schärfen zu müssen [56,57].<br />
Ein weiteres, relativ junges Abrichtverfahren ist das Fräsabrichten von<br />
Schleifscheiben mit einer Abrichtrolle, die auf der Umfangsfläche mit<br />
einer oder mehreren geometrisch bestimmten Schneiden aus polykristallinern<br />
Diamant (PKD) besetzt sind [58,59]. Diese Abrichtrolle wird wie<br />
beim Fräsen ohne Quervorschub mit der Schleifscheibe in Eingriff<br />
gebracht. Die Eingriffslinie zwischen Abrichtrolle und Schleifscheibe<br />
beschreibt dabei eine Zykloide. Die Anzahl dieser bogenförmigen<br />
Eingriffslinien auf dem Scheibenumfang kann bei einer Tiefe von ca.<br />
0,05 mm mehrere hundert betragen. Dieses Verfahren hat den Vorteil,<br />
daß auf das nachträgliche Schärfen verzichtet werden kann, weil durch<br />
die zykloidischen Eingriffslinien ein großes Porenvolumen erzielt wird.<br />
Dadurch kann mit höherem bezogenen Zeitspanvolumen gearbeitet<br />
werden.
- 44 -<br />
4.5.2 Swing-Step-Profilierverfahren<br />
Ein weiteres Verfahren, das jedoch noch keine breite industrielle<br />
Verwendung gefunden hat, ist das Swing-Step-Abrichtverfahren. Dieses<br />
Verfahren, mit dem auch profilierte Schleifscheiben abgerichtet werden<br />
können, unterscheidet sich von konventionellen Profilierverfahren durch<br />
eine zusätzliche Schwenkachse, d.h. die Abrichtrolle verfügt über<br />
insgesamt drei Bewegungsmöglichkeiten:<br />
rotierende Bewegung (eventuell zwei Richtungen),<br />
- radiale Zustellung zur Schleifscheibe,<br />
Schwenkung der Abrichtrolle gegenüber der Schleifscheibe.<br />
Bild 4.7 zeigt die Prinzip-Skizze des Swing-Step-Abrichtgerätes mit der<br />
Möglichkeit zur Erfassung der Abrichtkräfte durch vier "Drei-Komponenten-Quarz-Kraftmeßdosen".<br />
Der Antriebsmotor sorgt für die Drehbewegung<br />
der Abrichtrolle. Ein Schrittmotor bewirkt über ein Getriebe und<br />
eine kugelgelagerte Spindel die Zustellung der Abrichtrolle mit einer<br />
Zustellgenauigkeit von 0,1 11m.Der zweite Schrittmotor ermöglicht eine<br />
Schwenkbewegung von ca. 30° um den Schwenkpunkt.<br />
Aufnahmedorn<br />
Elektromotor<br />
--1-- .<br />
- I .... -,<br />
,// . /""<br />
/ I \<br />
. \<br />
I //<br />
"' 1· ~~<br />
" •......--- ---<br />
\<br />
·_·i<br />
\<br />
I<br />
I<br />
I<br />
I<br />
I<br />
Sehr! ttmotor für SWing-Step<br />
Zuste li-Sehr<br />
i ttmotor<br />
Kraftmeßdose ( 4 Stück )<br />
Führungsbahn<br />
Bild 4.7: Prinzip-Skizze des Swing-Step-Abrichtgerätes
- 45 -<br />
Beim konventionellen Abrichten einer CBN-Schleifscheibe mit einer<br />
Diamantrolle treten hohe Kräfte auf, die zu unerwünschten elastischen<br />
Verformungen im Abrichtsystem führen [13]. Folge dieser hohen Kräfte<br />
sind ein erhöhter Verschleiß der Abrichtrolle sowie Formfehler auf dem<br />
Schleifwerkzeug.<br />
Beim Swing-Step-Verfahren wird dagegen eine geringe Normalkraft erzeugt.<br />
Weil meist mit geringeren Abrichtbeträgen abgerichtet wird,<br />
bleiben die oben erwähnten Verformungen klein. Geringere Verformungen<br />
haben eine höhere Formhaltigkeit und damit geringere Fertigungstoleranzen<br />
zur Folge.<br />
Zu Beginn des Abrichtprozesses sind beim Swing-Step-Verfahren die<br />
Mittelpunkte der Schleifscheibe, Abrichtrolle und Schwenkachse nicht auf<br />
einer Geraden; die Abrichtrolle befindet sich in ihrer Ausgangslage. In<br />
Nulldurchgang<br />
,(j..~<br />
~ Zustellrichtung<br />
\<br />
Schwenkpunkt<br />
Schlei tscne tbe<br />
Bild 4.8:<br />
Kinematik des Swing-Step-Abrichtverfahrens
- 46 -<br />
dieser Stellung erfolgt die Abrichtzustellung bis die Rolle die Schleifscheibe<br />
touchiert. Anschließend wird die rotierende Abrichtrolle mit einer<br />
konstanten Winkelgeschwindigkeit geschwenkt. Die Abrichtrolle greift<br />
jetzt auf einer Kreisbahn allmählich in die Schleifscheibe ein. Diese<br />
Zusammenhänge sind im Bild 4.8 dargestellt. Wenn die Mittelpunkte der<br />
Abrichtrolle, der Schleifscheibe und der Schwenkachse sich auf einer<br />
Geraden befinden, ist der Profilierungsprozeß beendet und die weitere<br />
Schwenkung der Abrichtrolle auf die andere Seite führt zu keinem weiteren<br />
Materialabtrag auf der Schleifscheibe.<br />
In Bild 4.8 ist der erste Kontaktpunkt E, (Eingriffsanfang) zwischen<br />
Abrichtrolle und Schleifscheibe dargestellt. Mit dem Fortlauf der<br />
Schwenkbewegung wandert der Eingriffspunkt der Abrichtrolle auf dem<br />
Bogen E.Ee. Am Ende des Abrichtprozesses (letzter Kontaktmoment<br />
zwischen Rolle und Scheibe) ist die Abrichtrolle in Mittelstellung und<br />
der Punkt E, (Eingriffsende) ist in Kontakt. In Bild 4.9 ist die Abhängig-<br />
"m<br />
ca<br />
20<br />
~<br />
Cl<br />
ca um<br />
~<br />
.a<br />
ca 15<br />
~<br />
0<br />
;:<br />
.a<br />
<br />
:J<br />
N 5<br />
s:<br />
0<br />
~<br />
.a<br />
-c<br />
0<br />
Rollenradius r R D 51,9 mm<br />
KIppradius<br />
rKa155,5mm<br />
Schwenkradius r, ~ 207,5 mm<br />
Scheibenradius r s ~ 200,0 mm I<br />
,<br />
j<br />
./<br />
- •.-/'1<br />
V<br />
/<br />
V·<br />
/<br />
7<br />
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 Grad 1.0<br />
Eingriffswinkel c,<br />
Bild 4.9:<br />
Abrichtabtrag in Abhängigkeit vom Eingriffswinkel
- 47 -<br />
keit des Abrichtabtrages (Abrichtzustellung) und der dazugehörige<br />
Eingriffswinkel
- 48 -<br />
nachträgliches Schärfen [12,57,60,61]. Dieses entfällt, wenn der Abrichtbetrag<br />
in einem Bereich von aoo= 3 bis 5 um gewählt wird. Bei diesen<br />
optimalen Touchierbeträgen werden eine Lebensdauererhöhung der<br />
Schleifscheibe, geringere Schwankungen der Schleifkräfte und gleichmäßigere<br />
Werkstückqualitäten erreicht.<br />
Das Hauptproblern beim Touchieren sind die Bestimmung des ersten<br />
Kontaktes zwischen Touchier- und Schleifwerkzeug und die Realisierung<br />
der geringen Touchierbeträge von a ed = 3 + 5 um, Im Versuchsstadium<br />
befmdet sich zur Zeit die Möglichkeit, den Kontakt mittels Schallsensoren<br />
zu registrieren [60,61].<br />
Das Blockschaltbild eines hierfür entwickelten Anschnitterkennungssystems<br />
für das Touchieren von CBN-Schleifscheiben ist in Bild 4.10<br />
dargestellt. Das Rauschsignal des laufenden Abrichtwerkzeuges wird<br />
durch einen Körperschallsensor aufgenommen, durch den Ladungsverstärker<br />
verstärkt und mittels einer Diode und einem Tiefpaßfilter zu einer<br />
Gleichspannung umgewandelt. Die erzeugte Gleichspannung wird auf<br />
einen Schmitt-Trigger (Vergleichs-Einheit) gegeben und mit dessen<br />
Referenzspannung verglichen. Beim Auftreten des ersten Kontaktes steigt<br />
der Pegel der Rauschsignal-Gleichspannung über die Referenzspannung<br />
'l<br />
--------- ---------------------_.,<br />
Auswerteeinheit :<br />
1 ~<br />
fau• 3 Hz 100=250 Hz<br />
Tiefpaßfilter<br />
Hochpaßfilter<br />
Niederimpedanz<br />
I~<br />
c=l1JT I ~I/j 1
- 49 -<br />
des Schmitt-Triggers und erzeugt das Ausgangssignal. Letzteres wird in<br />
ein Ton- und Lichtsignal umgewandelt und zeigt den ersten Kontakt an.<br />
Es ist vorgesehen, den Ausgang an die Steuerung des Abrichtgerätes<br />
oder die Schleifmaschine zwecks Bestimmung des weiteren Ablaufs des<br />
Touchiervorgangs anzuschließen.<br />
Mit Hilfe von Kraftmeßdosen, die bei rotierenden Abricht-<br />
(Touchier-)Werkzeugen zur Erfassung der Touchierkräfte eingesetzt<br />
werden, kann ein sehr kleiner Kraftanstieg von 1 N festgestellt und<br />
gemessen werden. Somit könnten auch Kraftmeßdosen als Alternative zu<br />
Sensoren zur Bestimmung des ersten Kontaktes eingesetzt werden.<br />
Weitere Schnitterkennungsmöglichkeiten bieten Thermo- und Lichtsensoren.<br />
Durch den Temperaturanstieg in der Kontaktzone wären Infrarot-<br />
Thermosensoren bei entsprechender meßtechnischer Signalverarbeitung in<br />
der Lage, den ersten Kontakt zu bestimmen.<br />
Ein weiteres Problem des Touchierens ist der bisherige Informationsmangel<br />
über das optimale Werkzeug. Zur Zeit werden meist Mehrkornabrichter<br />
als nichtrotierende Werkzeuge zum Touchieren von CBN-Schleifscheiben<br />
eingesetzt. Diese Werkzeuge verschleißen sehr schnell und sind<br />
nicht in der Lage, genaue Touchierbeträge einzuhalten. Die PKD-Blöcke<br />
(polykristalliner Diamant) sind wegen ihres geringeren Verschleißes<br />
günstigere Touchierwerkzeuge als Mehrkornabrichter. Bild 4.11 zeigt das<br />
Kernstück einer Vorrichtung zum seitlichen Touchieren (Kalibrieren) von<br />
CBN-Schleifscheiben. Es sind zwei runde PKD-Blöcke als Werkzeug zu<br />
erkennen.<br />
Geeignetere Touchierwerkzeuge wären Diamantscheiben oder -rollen, die<br />
einen geringeren Verschleiß und eine wesentlich größere Lebensdauer<br />
erwarten lassen.<br />
Zusammengefaßt ermöglicht das Touchieren eine bessere Ausnutzung von<br />
CBN-Schleifwerkzeugen. Die Standzeiten von einschichtigen CBN-<br />
Schleifscheiben, .die ihre Schneidfähigkeit verloren haben, könnten sich<br />
durch das Touchieren erheblich verlängern. Für galvanisch gebundene
- 50 -<br />
Bild 4.11:<br />
PKD-Werkzeuge zum seitlichen Touchieren (Kalibrieren) von<br />
CBN-Schleifscheiben<br />
CBN-Schleifscheiben ist ein gesamter radialer Touchierbetrag von ca. 5%<br />
der Korngröße zu empfehlen. Dabei verbessern sich die Werkstück-Rauheitswerte<br />
um mehr als 50 %. Es sind jedoch noch einige Weiterentwicklungen<br />
erforderlich, insbesondere auf den Gebieten der Schnitterkennung,<br />
der Touchierwerkzeuge sowie der Steifigkeit und der Genauigkeit von<br />
Zustellvorrichtungen.<br />
4.5.4 Schärfen von hochharten Schleifwerkzeugen<br />
Als Schärfen hochharter Schleifwerkzeuge wird das "Freiziehen" ,<br />
"Öffnen" oder "Zurücksetzen der Bindung" definiert. Durch das Schärfen<br />
gewinnt eine profilierte Scheibe wieder ihre Schneidenraumstruktur und<br />
wird damit wieder schneidfähig.<br />
Dieses Zurücksetzen der Bindung läßt sich durch verschiedene Verfahren<br />
erreichen. Das Andrücken eines keramisch gebundenen Korundblocks<br />
gegen die rotierende Schleifscheibe ist das übliche Verfahren. In der
- 51 -<br />
Praxis werden die Schärtblöcke meistens mit der Hand gegen die<br />
umlaufende Schleifscheibe gedrückt, bis die Bindung zurückgesetzt ist.<br />
Für reproduzierbare Schärfprozesse werden Geräte und Vorrichtungen<br />
eingesetzt, die einen definierten Vorschub zwischen dem Schärtblock<br />
und dem Schleifwerkzeug ermöglichen.<br />
Schleich [62,63] hat diesen Prozeß weitgehend untersucht und für das<br />
bezogene Schärf-Zeitspanvolumen Q'sb folgendes Modell entwickelt:<br />
Q~b = 0,95· «: ..1c,.(1 - R p ). R~/2 . Vcd (4.4)<br />
wm . qm . Zkrit<br />
qn = Längsstreckungskoeffizient der CBN-Körner (qm = 1,41)<br />
C K = Komzahl pro Volumeneinheit des Schleitbelages<br />
W m = mittlere Maschenweite<br />
Zl
- 52 -<br />
Scheibe geschleudert [65]. D~s chemische Abtragen der Bindung wird<br />
für metallgebundene Diamant- und CBN-Scheiben mit mittlerer und<br />
grober Körnung angewendet. Bei diesem Verfahren wird der belegte Teil<br />
der Schleifscheibe kurz in eine Säure eingetaucht. Ist der gewünschte<br />
Komüberstand erreicht, wird das Schleifwerkzeug ausgespült. Bei diesem<br />
Verfahren findet der Schärfprozeß außerhalb der Maschine statt.<br />
Der Vollständigkeit halber seien hier noch weitere Schärfverfahren, wie<br />
Schleifen von weichem, langspanendem Stahl, Erodierschärfen und<br />
Anbringen von losem Kom in der Kontaktzone, erwähnt.<br />
Bild 4.12 zeigt die Prinzip-Skizze einer neu für diese Arbeit entwickelten<br />
Schärfvorrichtung für CBN-Schleifscheiben. Es werden Schärfblöcke mit<br />
[EJ~<br />
Pos. Stck Benennung<br />
3/~ Wege-Magnetvent 11<br />
2<br />
3<br />
~<br />
5<br />
6<br />
7<br />
8<br />
9<br />
10<br />
Stromregelventll<br />
Rückschlagventil<br />
HydraulIkzylinder<br />
Absperrhahn<br />
Manometer<br />
Kraftmeßdose<br />
SChär fb lock<br />
CBN-SChlel f scne tbe<br />
Steuerung für 3/~ wege-<br />
Magnetvent 1I<br />
Bild 4.12:<br />
Prinzip-Skizze der entwickelten Schärfeinrichtung
- 53 -<br />
einer auf bis 1000 N einstellbaren Kraft und einem bis auf 100 mm/s<br />
einstellbaren Vorschub gegen die Scheibe gedrückt. Hier kann der<br />
gewünschte Vorschub auf einmal oder in beliebigen Schritten, mit<br />
einstellbarer Pausenzeit zwischen den Schritten, erfolgen. Gleichzeitiges<br />
Profilieren und Schärfen führt zu einer Verringerung der Profilierkräfte<br />
und zur Abnahme des Abrichtrollenverschleißes, da während des Schärfens<br />
die Bindung zurückgesetzt wird und die Abrichtrolle nur mit den<br />
Schleifkömem Kontakt hat.<br />
4.6 Technologische Grundlagen zur Realisierung hoher Abtragsleistungen<br />
Durch den Zerspanprozeß beim Schleifen entstehen Wärme und Späne,<br />
die aus der Kontaktzone zwischen Schleifscheibe und Werkstück<br />
abtransportiert werden müssen. Mit steigendem bezogenen Zeitspanvolumen<br />
nehmen sowohl die erzeugte Prozeßwärme als auch das Spanvolumen<br />
zu. Nur durch deren schnelle Abführung aus der Kontaktzone ist<br />
ein funktionsgerechter Ablauf des Schleifprozesses möglich.<br />
Beim Tiefschleifen mit relativ geringer Schnittgeschwindigkeit und geringer<br />
Schleifleistung ist auch die umgesetzte Energie verhältnismäßig<br />
gering. Wegen der verfahrensbedingten relativ großen Kontaktlänge und<br />
der relativ großen Kontaktzeit (geringe Werkstückgeschwindigkeit) fließt<br />
ein Teil der Energie bei niedriger Temperatur in das Werkstück. Wird<br />
beim Tiefschleifen (geringe Schnittgeschwindigkeiten, z.B. 30 m/s) mit<br />
größerem bezogenen Zeitspanvolumen, d.h. mit höherer Werkstückgeschwindigkeit<br />
gearbeitet, so ist ein ausreichendes Abführen der Wärmeenergie<br />
kaum möglich, denn dafür steht die erforderliche Zeit nicht zur<br />
Verfügung. Es kommt zu einem Wärmestau und zu thermischen Schädigungen<br />
im Werkstück. Dieser Zusammenhang ist der Hauptgrund dafür,<br />
daß das konventionelle Tiefschleifen mit höherem bezogenen Zeitspanvolumen<br />
nicht möglich ist.<br />
Beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen werden in kürzerer Zeit noch größere Energiemengen<br />
umgesetzt. Im Schleifprozeß ist daher dafür Sorge zu tragen,<br />
daß diese Energie zu keinen thermischen Schädigungen in der oberflächennahen<br />
Werkstückrandzone führt. Mit zunehmender Energiemenge
- 54 -<br />
sollten hier erheblich größere Vorschübe gewählt werden, um den<br />
Wärmefluß in das Werkstück zu verhindern. Die Schleifscheibe, die auch<br />
als Wärmequelle angesehen werden kann, verläßt bei hohen Werkstückgeschwindigkeiten<br />
die neu erzeugte Oberfläche schneller. Der überwiegende<br />
Teil der in Wärme umgesetzten Energie wird mit den Spänen und dem<br />
Kühlschmierstoff aus der Kontaktzone nach außen gebracht.<br />
In Bild 4.13 ist die gemessene Temperatur knapp unter der Werkstückoberfläche<br />
in Abhängigkeit von der Werkstückgeschwindigkeit und dem<br />
bezogenem Zeitspanungsvolumen für unterschiedliche Zustellungen (a, =<br />
3; 6; 9 mm) dargestellt. Danach ist bei konstanter Zustellung ein Temperaturabfall<br />
mit wachsendem bezogenem Zeitspanungsvolumen zu verzeichnen.<br />
Dies ist auf eine Erhöhung der Werkstückgeschwindigkeit<br />
zurückzuführen. Mit steigenden Beträgen für die Zustellung a, steigt auch<br />
die Randzonentemperatur.<br />
0::,<br />
~::1<br />
800<br />
·e<br />
700 I \<br />
Werks tücksescnvtncicket<br />
r<br />
600<br />
~ 500<br />
Cl<br />
.,<br />
~<br />
c;<br />
c<br />
~<br />
400<br />
"" 300<br />
~ c;~<br />
200<br />
Schleifscheibe<br />
scnt eIrscne Ibencurcnnesser<br />
Werks toff<br />
• ~ ( w = 500 mm/mln<br />
I sennt ttgeschwindlgkel t<br />
\ ~ i I Kühlschmierstoff<br />
Kühlschmierstoffdruck<br />
I -menge<br />
90A 80 Q 4 BH501100<br />
Os = 400 mm<br />
16 MnCr 5<br />
V c = 100 m/s<br />
Schlei föl<br />
7.5 bar I 150 I/min<br />
1<br />
100<br />
0<br />
10<br />
50<br />
100 500 mml/(mm· si 600<br />
200 1000 2000 4000 6000 8000<br />
Werkstückgeschwlndlgkel t a e<br />
= 3 mm<br />
10000 mm/mln<br />
Bild 4.13: Werkstück-Oberflächentemperatur in Abhängigkeit vom<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumen
- 55 -<br />
400<br />
°C<br />
0;, 300<br />
L<br />
E!<br />
~<br />
'"0.<br />
E<br />
sC.,<br />
200<br />
s: u<br />
«o<br />
.•..<br />
Ḷ,<br />
.0<br />
0<br />
~ ., 100<br />
30<br />
o<br />
_./I~·~<br />
_.<br />
Das bezogene Zeitspanungsvolumen Q' w setzt sich aus dem Produkt von<br />
Zustellung ae und Werkstückgeschwindigkeit Vw zusammen (Q'w = ae·v w ).<br />
Eine Vergrößerung der Zustellung bewirkt größere Kontaktlängen, die<br />
aufgrund der steigenden Reibung zu höheren Temperaturen führen.<br />
Dagegen führt eine Vergrößerung der Werkstückgeschwindigkeit zu einer<br />
niedrigeren Schleiftemperatur. Diese Überlegungen zeigen, daß die<br />
Steigerung des bezogenen Zeitspanungsvolumens in erster Linie durch<br />
die Vergrößerung der Werkstückgeschwindigkeit erreicht werden kann,<br />
weil die Werkstückoberflächentemperatur geringer bleibt. Eine hohe<br />
Werkstückgeschwindigkeit ist somit eine der fundamentalen Voraussetzungen<br />
für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen.<br />
Weiterhin sorgt eine hohe Schnittgeschwindigkeit nicht nur für geringere<br />
Schleifkräfte und Vergrößerung des Spanaufnahmevolumens, sie begünstigt<br />
auch den Spanprozeß und führt ab einer bestimmten Schnittgeschwin-<br />
1Ir-<br />
/. ~kOnVentlOnelle Schlei rscne ibe<br />
1/ •<br />
•<br />
- 56 -<br />
Dieser Zusam-<br />
digkeit zu sinkenden Werkstückoberflächentemperaturen.<br />
menhang ist in Bild 4.14 dargestellt.<br />
Hier ist der Temperaturverlauf in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit<br />
für zwei unterschiedliche Schleifscheiben aufgezeigt. Als Schleifwerkzeug<br />
wurden eine galvanisch gebundene CBN-Schleifscheibe (B252)<br />
und eine bakelitisch gebundene Korundscheibe, die höheren Schnittgeschwindigkeiten<br />
standhält, eingesetzt. Bis ca. vc = 100 mls steigt die<br />
Temperatur für beide Schleifscheiben an, wobei das Temperaturniveau<br />
bei der Korundscheibe höher liegt. Bei weiterer Zunahme von vc fällt die<br />
Temperatur wieder ab, die bei einer Geschwindigkeit von v; = 130 m/s<br />
etwa das gleiche Temperaturniveau wie für vc = 60 mls erreicht. (Die<br />
gewählte Korundscheibe dürfte nur bis zu einer Scheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
v, = 120 m/s eingesetzt werden.)<br />
Die mit zunehmender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit zunächst<br />
ansteigende Temperatur kann mit der Zunahme der zu leistenden Reibarbeit<br />
erklärt werden. Dreht die Schleifscheibe schneller, wird weniger<br />
Material pro in Eingriff befindlicher Schneide abgetragen, die Spanungsdicke<br />
wird geringer, während die Reibung aufgrund des häufigeren<br />
Eingriffs größer wird. Die Folge sind höhere Temperaturen in der<br />
Kontaktzone. Diese Tendenz hält bis zu einer bestimmten Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
an und kehrt sich dann um.<br />
Dieser Abfall der Oberflächentemperatur läßt sich mit der folgenden<br />
"Kontaktschichttheorie" erklären. Dazu wird zunächst auf den Begriff<br />
der Gleichgewichtstemperatur im Spanbildungsprozeß für eine Schneide<br />
eingegangen.<br />
Beim Eindringen der Schneide in den Werkstoff steigen sowohl der Spanungsquerschnitt<br />
als auch die Temperatur mit zunehmender Schneidenlänge<br />
an. Die Schneidenkontakttemperatur steigt dabei nur bis zu einem<br />
bestimmten oberen Grenzwert (Spanbildungs-Gleichgewichtstemperatur)<br />
an und bleibt danach über der gesamten Schneideneingriffsstrecke<br />
konstant [15]. Diese Aussage ist zur Beschreibung der Zusammenhänge<br />
in der obersten Schicht der Kontaktfläche zwischen Schleifscheibe und<br />
Werksruck beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen nicht ausreichend, weil sie sich<br />
nur auf das einzelne Korn bezieht, und sie muß daher erweitert werden.
- 57 -<br />
Bild 4.15a zeigt den tendenziellen Verlauf der Kontaktschicht- und<br />
Kontaktzonentemperatur. Erreicht die Kontaktschichttemperatur die<br />
Gleichgewichtstemperatur, ist auch die maximale Randzonentemperatur<br />
erreicht. In Bild 4.15b ist die Kontaktschicht stark vergrößert dargestellt.<br />
Um die genaueren Zusammenhänge zu erläutern, ist es zuerst notwendig,<br />
auf die Kontaktschicht und ihre charakteristischen Merkmale tiefer<br />
a. )<br />
Gleichgewichtstemperatur<br />
- _1_- ,..:.' _<br />
L-<br />
.= '"<br />
L-<br />
- 58 -<br />
einzugehen. Die oberste Schicht unter der Kontaktfläche zwischen<br />
Schleifscheibe und Werkstück kann als "Kontaktschicht" bezeichnet<br />
werden. Ihre Dicke entspricht der Spanungsdicke (Bild 4.15).<br />
Im allgemeinen liegt die kinematische Schneidenzahl N Idn beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
höher als beim Tiefschleifen. Die Anzahl der momentan<br />
in Eingriff befindlichen Schneiden ist proportional zur kinematischen<br />
Schneidenzahl. Das führt beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen zu einer größeren<br />
Anzahl von Schneidenbahnen, die, wie im Bild 4.16 skizziert dargestellt,<br />
sehr dicht nebeneinander liegen. Wie vorher beschrieben, verursacht jeder<br />
Schneideneingriff nach kurzer Anlaufzeit eine hohe Temperatur. Durch<br />
die hohe Anzahl von Eingriffen und die Wärmeleitung erwärmt sich die<br />
ganze Kontaktschicht auf Temperaturen zwischen 1000 + 1800 "C und<br />
erreicht die Gleichgewichtstemperatur.<br />
Stähli [66] hat herausgefunden, daß sich Wärme in Stahlbauteilen am<br />
Anfang schneller auf der Oberfläche als in die Tiefe ausbreitet. Er hat<br />
eine Stahloberfläche kurzzeitig mittels hochfrequenter Elektronenstrahlimpulse<br />
bis zum Schmelzen erhitzt. Die Kontaktfläche hatte einen Durchmesser<br />
von 1 mm und wurde innerhalb von 11,1 ms (Impulsdauer) mit<br />
200 W/rnrn 2 erhitzt. Aufgrund der guten Wärmeleitung des Werkstückes<br />
Schneidenbahnen<br />
Tiefschleifen<br />
für<br />
Schneidenbahnen für<br />
HOChleistungsschleifen<br />
Bild 4.16:<br />
Skizzierte Darstellung der Schneidbahnen für das Tief- und<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen
- 59 -<br />
verläuft der Wärmedurchfluß am Anfang schneller auf der Oberfläche als<br />
in die Tiefe, bedingt durch geringere Wärmeleitfähigkeit der aufliegenden<br />
Luftschicht. Bild 4.17 zeigt die Isothermen für die Wärmeausbreitung<br />
auf der Fläche und ins Werkstückinnere.<br />
Der von Stähli beobachtete Effekt soll auf das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
übertragen werden. Wird die Wärmeeinbringung beim Schneideneingriff<br />
mit dem kurzzeitigen Elektronenimpuls gleichgesetzt, kann angenommen<br />
werden, daß der sich durch die Schneideneingriffe entwickelnde Wärmestau<br />
seitlich größer ist als in der Tiefe des Werkstückes. Die seitliche<br />
Wärmeverteilung vereinfacht den Zerspanprozeß für die benachbarte<br />
Schneide und bewirkt eine Verminderung der Schleifkräfte. Beim Tiefschleifen<br />
ist diese Möglichkeit nicht gegeben, da die Schneidenbahnen<br />
wegen der geringeren kinematischen Schneidenzahl weiter auseinander<br />
liegen.<br />
mm<br />
~ 1 mm<br />
-l<br />
200 V1lmm' 11,1 ms I<br />
I<br />
I<br />
-~<br />
I<br />
I<br />
~<br />
""''', ---- ~ :::;::;>" ::;:> 7/'"<br />
.s:<br />
0,2-<br />
"0<br />
~<br />
E<br />
0<br />
><br />
"0 c:<br />
s'"<br />
~<br />
0,4<br />
0,6<br />
I<br />
I<br />
Stahl mit 1% C<br />
Bild 4.17:<br />
Temperaturfeld bei thermischer Kurzzeitbelastung, unmittelbar<br />
nach Beendigung des Aufheizvorgangs (nach [66])
- 60 -<br />
Die Zeit für das Abtragen der Kontaktschicht kann rechnerisch ermittelt<br />
werden, was nachfolgend anhand eines Beispieles geschieht. Für eine<br />
Zustellung ae = 6 mm und ein bezogenes Zeitspanungsvolumen von<br />
Q'w = 100 mm 3 /(mm.s) und eine mittlere Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
von v, = 100 m/s läßt sich die Zeit zum Abtragen der<br />
Kontaktschichtdicke folgendermaßen berechnen:<br />
Die Kontaktlänge l, beträgt in guter Näherung:<br />
lk = Ja e • ä,<br />
(4.6)<br />
Für eine Zustellung von a, = 6 mm und einen Schleifscheibendurchmesser<br />
d, = 400 mm ergibt sich für lk:<br />
Ik=J6 mm·400 mm~49 mm<br />
Die äquivalente Dicke der Kontaktschicht<br />
Formel berechnen:<br />
heq läßt sich nach folgender<br />
h _ ae· VW Q'<br />
« ': =~<br />
Vc V c<br />
(4.7)<br />
100 mm 3 /(mm.s) _ = 0001 mm<br />
~ = -------;~-~~-------- ,<br />
Das Volumen der Kontaktschicht<br />
sich wie folgt ableiten:<br />
mit einer Breite von b, = 1 mm läßt<br />
V;ch = h . heq<br />
(4.8)
- 61 -<br />
»: = 49 mm· 0,001 mm = 0,049<br />
mm 3<br />
mm<br />
(4.9)<br />
Das Verhältnis von bezogenem Zerspanungsvolumen für die Kontaktschicht<br />
V' sch und bezogenem Zeitspanungsvolumen Q' w entspricht der<br />
Zeit ~, in der die Kontaktschicht abgetragen wird.<br />
. V;ch _ 0,049 mm 3 /mm = 0,49 ms (4.10)<br />
tsch = Q'w - 100 mm3/(mm· s)<br />
Bleiben alle angenommenen Parameter konstant und wird für das<br />
bezogene Zeitspanungsvolumen Q' w = 1.000 mm 3 /(mm· s) angenommen,<br />
ergibt sich die Zeit für das Abtragen einer Kontaktschicht zu<br />
t 5ch = 0,0490 ms. Die Kontaktschicht bildet sich kontinuierlich neu, also<br />
ca. 2.000 + 20.000 mal pro Sekunde. Durch diese relativ kurzen Zeiten<br />
hat die Wärme kaum Gelegenheit, in das Werkstück zu fließen. Die<br />
Schleifenergie fließt hauptsächlich mit der in Form von Spänen abgetragenen<br />
Kontaktschicht aus der Kontaktzone heraus.<br />
Die Wärme, die durch die Kontaktschicht in das Werkstück fließt, ist<br />
von zwei Faktoren abhängig. Zum einen von der Schichtdicke und zum<br />
anderen vom Temperaturniveau. Das Produkt aus dem Schichtvolumen<br />
(Variable der Schichtdicke ), und der spezifischen Wärme des Werkstoffs<br />
ist der Wärmeinhalt der Kontaktschicht.<br />
Am Umkehrpunkt (Bild 4.14) liegen in der Kontaktschicht hohe Temperaturen<br />
vor, die den Spanbildungsprozeß vereinfachen. Wird dieser Punkt<br />
überschritten, so bewirkt das Steigen der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
keine Zunahme der Reibarbeit mehr, sondern beschleunigt<br />
die Wärmeabfuhr aus der Kontaktzone. Beim HEDG-Schleifen bildet sich<br />
demnach eine Zone in der oberen Kontaktschicht, in der die Gleichgewichtstemperatur<br />
(ca. 1.000 bis 1.800 "C) vorliegt. Von dieser Stelle an<br />
verringert sich die Dicke der Kontaktschicht mit steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit,<br />
während die Temperatur (Gleichgewichtstemperatur)<br />
unverändert bleibt. Je dünner diese Schicht wird, um<br />
so weniger Energie kann sie trotz des hohen Temperaturniveaus aufneh-
- 62 -<br />
men. Die Temperatur in der Zone unterhalb der dünnen Kontaktschicht<br />
und auf der neu erzeugten Oberfläche fallen ab. Bei niedrigeren Schnittgeschwindigkeiten<br />
liegt die Kontaktschichttemperatur unter der Gleichgewichtstemperatur<br />
(s. Bild 4.15). Daher bleibt trotz größerer Kontaktschichtdicke<br />
die Randzonentemperatur gering. Die Begründung dafür ist,<br />
daß bevor die Temperatur von der Kontaktzone zur unteren Seite der<br />
Kontaktschicht ansteigt, die Kontaktschicht abgetragen wird.<br />
Eine Erhöhung des bezogenen Zeitspanungsvolumens führt nicht zu einer<br />
proportionalen Steigerung der Schleifkräfte und der Schleifleistung. Beim<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen liegt der spezifische Energiebedarf viel niedriger<br />
als beim konventionellen Tief- und Pendelschleifen. Er beträgt zum Teil<br />
weniger als 10 % des Energiebedarfs, der für das konventionelle<br />
Schleifen erforderlich ist.<br />
Die wesentlichen Gründe hierfür sind:<br />
a) Der für die elastische Verformung des Werkstückes notwendige<br />
Anteil des Energiebedarfs beim Zerspanprozeß liegt beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
niedriger als beim konventionellen Schleifen, da die<br />
heiße Kontaktschicht sich leichter verformen läßt.<br />
b) Wegen der höheren Formänderungsgeschwindigkeit und der hohen<br />
Temperatur der Kontaktschicht beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen werden<br />
für die plastische Verformung des Werkstücks beim Spanbildungsprozeß<br />
geringere Kräfte und Energien benötigt.<br />
c) Ein weiterer Grund für den niedrigeren spezifischen Energiebedarf<br />
ist die größere Spanungsdicke, die durch größere Zustellung und<br />
größere Vorschübe zustande kommt. Im allgemeinen benötigt man<br />
weniger Energie, wenn ein bestimmtes Spanvolumen in einem<br />
Stück zerspant wird, als wenn es in mehreren dünneren Schichten<br />
abgetragen wird. Beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen ist im Vergleich<br />
zum Tiefschleifen die Spanungsdicke wegen der höheren Werkstückgeschwindigkeit<br />
erheblich größer.<br />
Wird mit ungeeigneten Werkzeugen, Schleifparametern, Abrichtbedingungen<br />
und/oder ungenügender Kühlschmierstoffversorgung gearbeitet,
- 63 -<br />
muß mit gravierenden Prozeßstörungen gerechnet werden. Bei zugesetzten<br />
Schleifscheiben steigt die Reibung stark an und führt zu größerem<br />
Wärmestau in der Kontaktzone und damit zu hoher Erwärmung des<br />
Werkstückes, das dadurch beschädigt werden kann.<br />
Bei schwer zerspanbaren Materialien, z. B. Titan, ist der Reibanteil beim<br />
Zerspanprozeß sehr hoch. Dadurch wird mehr Energie für den Prozeß<br />
benötigt, welche nicht ohne thermische Schädigung aus der Kontaktzone<br />
abgeführt werden kann. Abhilfe kann meist durch geringeren Energieeinsatz,<br />
d.h. kleinere Zerspanleistung und geringere Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit,<br />
erreicht werden [67,68].<br />
Bild 4.18 stellt den qualitativen Einfluß der Werkstückgeschwindigkeit<br />
und des bezogenen Zeitspanungsvolumens auf die Randzonentemperatur<br />
dar. Bei richtiger Auslegung des Prozesses liegt die Randzonentemperatur<br />
beim Tiefschleifen in Bereichen, die für die Werkstücke unschädlich sind<br />
[4]. Zwischen dem Tiefschleifbereich und HEDG-Bereich ist eine Zone,<br />
die durch höhere Temperaturen gekennzeichnet ist. Unter anderem ist die<br />
hohe Temperatur in diesem kritischen Bereich, der knapp über dem konventionellen<br />
Tiefschleifen liegt, verantwortlich für die vergeblichen Versuche,<br />
höhere bezogene Zeitspanungsvolumina mit der Methode des<br />
Tiefschleifens zu erreichen.<br />
Ein großes Zeitspanvolumen bedeutet auch gleichzeitig ein großes Spanvolumen,<br />
das in den Spanräumen der Schleifscheibe untergebracht und<br />
aus der Kontaktzone mit dem Kühlschmierstoff nach außen geführt werden<br />
muß. Die Späne, die während einer Umdrehung der Schleifscheibe<br />
erzeugt werden, müssen ein geringeres Volumen haben als die Spanräume<br />
auf dem Schleifscheibenumfang. Das bedeutet, daß die Spanräume die<br />
Grenze für das maximale bezogene Zeitspanungsvolumen setzen. Die Erhöhung<br />
der Spanräume geschieht zum einen durch den Einsatz größerer<br />
Körnung und zum anderen durch die Vergrößerung der Porenräume, die<br />
sich aber in anderem Zusammenhang nachteilig auswirken kann.<br />
Abgesehen von größerer Oberflächenrauheit führen gröbere Körner zu<br />
größeren Schleifkräften und auch die Zahl der in Eingriff befindlichen<br />
Schneiden reduzieren sich. Daneben führt die Vergrößerung der Poren
- 64 -<br />
"'::l<br />
L-<br />
:=J<br />
+-'<br />
eo<br />
L-<br />
CLl<br />
0.<br />
E<br />
CLl<br />
+-'<br />
C<br />
CLl<br />
s:<br />
U<br />
«o<br />
-'>-<br />
L-<br />
CLl<br />
.0<br />
0<br />
'>-<br />
CLl<br />
s:<br />
U<br />
(/)<br />
Tiefschleifbereich<br />
Kritische<br />
Temperatur<br />
0<br />
100 200 300<br />
bezogenes Zeitspanungsvolumen Q~<br />
Werkstückgeschwindigkeit<br />
V w<br />
~ 400<br />
(mm's)<br />
-<br />
Bild 4.18: Qualitativer Einfluß der Werkstückgeschwindigkeit und des<br />
bezogenen Zeitspanvolumens auf die Randzonentemperatur<br />
was nicht im-<br />
räume zu geringerer Festigkeit des Schleifscheibenbelags,<br />
mer erwünscht ist.<br />
Größere Kornkonzentration ist eine weitere Maßnahme, die das Realisieren<br />
hoher bezogener Zeitspanungsvolumina günstig beeinflußt. Eine<br />
größere Konzentration führt zu einer größeren kinematischen Schneidenzahl<br />
und einer geringeren Spanungsdicke. Hierdurch sind im allgemeinen<br />
höhere Gesamtschleifkräfte zu erwarten. Beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
nehmen die Schleifkräfte nicht proportional mit bezogenem Zeitspanungsvolumen<br />
zu und bleiben relativ niedrig. Höhere Konzentration und<br />
gleichzeitig große Spanraumvolumen lassen sich durch galvanisch<br />
gebundene Schleifscheiben erzielen. Daher ist in vielen Fällen eine<br />
galvanisch gebundene Schleifscheibe das bessere Werkzeug beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen.
- 65 -<br />
Weiterhin spielt der Kühlschmierstoff beim Zerspanprozeß eine wichtige<br />
Rolle. Er sorgt für die Schmierung in der Kontaktzone und den Abtransport<br />
der Wärme und Späne. Guter Schmiereffekt und gleichzeitig guter<br />
Kühleffekt sind erforderlich. In der Praxis lassen sich aber beide Effekte<br />
nicht gleichzeitig erzielen. Schleiföle haben einen guten Schmiereffekt,<br />
während wasserlösliche Schmierstoffe günstigere Wärmeaufnahmeeigenschaften<br />
besitzen. Für bestimmte Werkstoffe und Schleifbedingungen<br />
spielt die Wärmeabfuhr die wichtigere Rolle, für manch andere Schleifaufgabe<br />
ist die Schmierung die wichtigere Aufgabe des Kühlschmierstoffes.<br />
Für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen hat sich Öl mit seinem günstigeren<br />
Schmiereffekt als am meisten verwendeter Kühlschmierstoff etabliert<br />
[12,13]. Optimale Kühlschmierstoffzuführung und Scheibenreinigung sind<br />
für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen von großer Bedeutung; sie sind in Kapitel<br />
4.4 behandelt worden.<br />
Zusammenfassend kann gesagt werden, daß sich beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
durch die weiter oben definierte Kontaktschicht die Zusammenhänge,<br />
die zu verringerten Werkstückoberflächen-Temperaturen führen,<br />
erklären lassen. Für den raschen Abtrag der heißen Kontaktschicht sorgen<br />
die hohe Schnitt- und Werkstückgeschwindigkeit, die beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
zu den fundamentalen Voraussetzungen gehören. Der<br />
schnelle Abtrag der Kontaktschicht verhindert größeren Wärmeübergang<br />
in die Randzone, wodurch eine thermische Schädigung des Werkstückes<br />
verhindert wird.<br />
Ausgehend von diesen theoretischen Überlegungen und experimentellen<br />
Erfahrungen sind neben einer geeigneten Maschine, großer Schnittgeschwindigkeit,<br />
großer Zustellung und großer Werkstückgeschwindigkeit<br />
ist durch folgende Faktoren die Realisierung hoher Abtragsraten positiv<br />
zu beeinflussen:<br />
- Galvanisch gebundene CBN-Schleifscheiben (wegen der<br />
Möglichkeit des Einsatzes bei hohen Schnittgeschwindigkeiten),
- 66 -<br />
- Mittlere Korngröße,<br />
- Mikrokristallines Kom wegen seiner Splitterfreudigkeit. Durch<br />
kleine Absplitterungen wird die Schärfe der Körner mit<br />
geringem Verschleiß wieder hergestellt [60],<br />
- Öl als Kühlschmierstoff mit geeigneten Zufuhrsystemen und<br />
-drücken.<br />
In erster Linie sollte die Steigerung des bezogenen Zeitspanungsvolumens<br />
beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen durch eine Erhöhung der Werkstückgeschwindigkeit<br />
gegenüber der Zustellung erreicht werden (siehe Bild 4.13).<br />
4.7 Analytische Bestimmung des werkzeugbezogenen Maximums des<br />
Zeitspanungsvolumens<br />
Wie auch dem konventionellen Pendel- und Tiefschleifen sind auch dem<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen durch unterschiedliche Faktoren Leistungsgrenzen<br />
gesetzt. Bild 4.19 zeigt eine Übersicht der wichtigsten Grenzkriterien für<br />
das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen. Als Grenzkriterien sind die Größen und<br />
Eigenschaften, die mit dem Werkstück, dem Werkzeug, der Werkzeugmaschine<br />
und der Fertigungsqualität zusammenhängen, dargestellt. Die für<br />
die Beurteilung dieser Kriterien notwendigen Voraussetzungen in bezug<br />
auf Schleifmaschine, Schleifwerkzeug, Stellgrößen etc. sind in den<br />
Kapiteln 4.1, 4.2 und 4.3 beschrieben worden.<br />
Im folgenden Abschnitt sollen zwei wesentliche Grenzkriterien, der<br />
Spanraum und die Werkzeugfestigkeit, näher untersucht werden. Ein<br />
analytisch abgeleitetes Modell zur Bestimmung des bezogenen Grenz-<br />
Zeitspanungsvolumens dient dabei als Grundlage.
Grenzen des <strong>Hochleistungs</strong>schlei fens
d K<br />
2<br />
- 68 -<br />
4.7.1 Der mittlere Spanraum als Grenzkriterium<br />
Die Spanräume im Schleifwerkzeug haben die Aufgabe, das abgetragene<br />
Material aufzunehmen und aus der Kontaktzone herauszuleiten. Spanräume<br />
werden grundsätzlich durch das Zurücksetzen der Bindung beim<br />
Schärfvorgang erzielt. Das Spanraumvolumen bei CBN-Schleifscheiben<br />
kann rechnerisch oder durch das Abtasten der Schleifwerkzeugoberflächen<br />
ermittelt werden. Nachfolgend wird ein analytisch abgeleitetes<br />
Rechenmodell zur Bestimmung des maximal erreichbaren bezogenen<br />
Zeitspanungsvolumens vorgestellt.<br />
Für eine Berechnung des Spanraumes muß ein geometrisch definierbares<br />
Idealkorn vorausgesetzt werden, das nach einem bestimmten Schema in<br />
der Bindung und auf dem Grundkörper angeordnet ist. Als Kommodell<br />
wird die mit Rasterelektronenmikroskopen nachweisbare häufigste<br />
Kornform, die Oktaederform von CBN-Kömem vorausgesetzt [23,62,69].<br />
Bild 4.20 zeigt idealisierte Körner in schematischer Anordnung auf dem<br />
Grundkörper.<br />
Bindung<br />
Bild 4.20:<br />
Idealisiertes Kom und die Anordnung auf dem Grundkörper
- 69 -<br />
Auf dem Bild ist ein sogenannter kritischer Komüberstand (d. h. keine<br />
feste Verankerung des Kornes in der Bindung) dargestellt.Dieser beträgt<br />
dJ2. Bei diesem Wert ist die Bindung bis auf 50 % der Korngröße<br />
zurückgesetzt oder sie ist bis zu 50 % des Komdurchmessers belegt. Das<br />
einzelne Komvolumen V k läßt sich mit Gleichung 4.11 berechnen:<br />
1 2<br />
Vk = 6· dk· Wm<br />
(4.11)<br />
W rn<br />
= mittlere Maschenweite der Körnung<br />
Die Hälfte des einzelnen Komvolumens über dem Bindungsniveau<br />
entspricht:<br />
Vk 1 dk 2<br />
-=-·-·W<br />
2 6 2 m<br />
(4.12)<br />
Der freie Raum oberhalb der Komhälfte (Bindung) entspricht dem<br />
Spanraum Vspfür ein einzelnes Kom:<br />
v;,p = V<br />
ges --<br />
V k<br />
2<br />
(4.13)<br />
wobei V ges das gesamte Volumen der Komhälfte und des dazugehörigen<br />
Spanraums darstellt.<br />
1 dk 2<br />
Vges = 2 . 2 .Wm<br />
(4.14)<br />
Der einzelne Spanraum V,p läßt sich durch das Einsetzen der Gleichungen<br />
4.12 und 4.14 in Beziehung 4.13 bestimmen:<br />
1 dk 2 1 dk 2<br />
v;,p = ( 2·2· wm) - (6.2 .wm) (4.15)
- 70 -<br />
V<br />
1 2<br />
sp<br />
=-·dk·w 6 (4.16)<br />
m<br />
Wenn alle Körner in idealisierter Form nebeneinander auf dem Umfang<br />
einer zylindrischen Scheibe mit dem Durchmesser d, und der Breite b,<br />
angeordnet werden, wird Ihre Anzahl n, wie folgt berechnet:<br />
21[" • d s • b s<br />
nk = 2<br />
W m<br />
(4.17)<br />
Die Summe aller Spanräume dieser Schleifscheibe mit 50%igem Kornüberstand<br />
ergibt sich dann zu:<br />
1 2<br />
Vsp,ges = 6 . dk . W m . nk = Vsp . nk (4.18)<br />
Aus Gleichung 4.17 und 4.18 folgt:<br />
1<br />
Vsp,ges = - .d k<br />
• w2 • 21[" • d s • b s<br />
6 m 2 W m<br />
(4.19)<br />
In Gleichung 4.19 werden die Maschenweite w m und der mittlere<br />
Korndurchmesser d k in mm angegeben.<br />
Daraus ergibt sich nach Umformung:<br />
1<br />
"Vsp,ges = "3 . d k . 1[" • ä, . b, (4.20)<br />
In Tabelle 4.2 sind für fünf unterschiedliche Korngrößen die Anzahl der<br />
Körner sowie die Spanräume pro Millimeter Scheibenbreite bei einem<br />
Schleifscheibendurchmesser d, = 400 mm dargestellt. Der mittlere Korn-
- 71 -<br />
durchmesser und die mittlere Maschenweite ergeben sich aus FEPA-<br />
Standard und DIN 848.<br />
mittlerer mittlere Anzahl der Spanraum je Spanraum je nun<br />
Korndurch- Maschen- Körner je Einzelkorn der Scheibenmesser<br />
weite mm Schei- breite<br />
benbreite<br />
- 72 -<br />
3<br />
I mm_ 1<br />
Qw 252 = 105,556 --·143,28 = 15.115,6<br />
, mm<br />
für Körnung B252<br />
3<br />
mm (4.22)<br />
(mm·8)<br />
3<br />
I mm_ 1<br />
Qw 151 = 63,249 -- ·143,28 = 9.057,2<br />
, mm<br />
für Körnung B151<br />
mm 3 (4.23)<br />
(mm· s)<br />
Diese Werte stellen theoretische Grenzwerte dar, die sich praktisch<br />
jedoch nicht realisieren lassen, da bestimmte Faktoren eine volle Ausnutzung<br />
des Spanraumes reduzieren, so benötigen Z. B. die Späne mehr<br />
Raum als sie selbst an Volumen aufweisen. Bei gleich großem Spanraum<br />
und Spanvolumen wäre eine große Energiemenge für die Umformung der<br />
Späne erforderlich.<br />
Für konventionelle Schleifverfahren und Schleifscheiben wird ein<br />
Spanraumfüllungsgrad f = 0,2 als optimal angesehen. Beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
sind aufgrund der kurzen Verformungszeiten etwas höhere<br />
Spanraumfüllungsgrade (~ = 0,2 + 0,3) möglich. Der Spanraumfüllungsgrad<br />
ist der Quotient aus einem einzelnen Spanvolumen V cu und dem<br />
zugehörigen Spanraumvolumen v; [23,48,62,69].<br />
Vcu<br />
~=-v:<br />
sp<br />
(4.24)<br />
Als weiterer Faktor ist der Einfluß des Kornüberstandes zu betrachten.<br />
Im vorgestellten Modell und in Tabelle 4.2 wird von einem Kornüberstand<br />
z = 1/2 dl
d K<br />
2<br />
- 73 -<br />
bz<br />
z<br />
-- - ---<br />
Wm d k /2<br />
(4.25)<br />
Daraus folgt:<br />
2w m·z<br />
(4.26)<br />
b, = d<br />
k<br />
z<br />
Z1<br />
Bindung<br />
Bild 4.21: Darstellung der unterschiedlichen Komüberstände und der<br />
damit zusammenhängenden geometrischen Größen
- 74 -<br />
Das Spanraumvolumen V'Pb' das wegen des geringeren Kornüberstands<br />
z < dJ2 nicht mehr zur Verfügung steht, läßt sich für einzelne Körner<br />
nach folgender Gleichung berechnen.<br />
Vspb = Ys p - (Yspz - Vbz) (4.27)<br />
Vi b<br />
1 2<br />
z<br />
=-·z·b 6 z<br />
(4.28)<br />
1 2<br />
Vspz = 2 . z . W m<br />
(4.29)<br />
Mit V,p nach Gleichung 4.13 und b z nach Gleichung 4.26 folgt:<br />
1 2 1 2 2 w~ . z2<br />
V. b = (- . d k . W ) - (- . z . W ) + (- .z . ) (4.30)<br />
sp 6 m 2 m 3 d~<br />
Die Gleichung vereinfacht sich zu:<br />
1 2 3z z3<br />
v: b = - .d k . W . (1 - - + 4 . -)<br />
sp 6 m d k d%<br />
(4.31)<br />
Für unterschiedliche Werte des Kornüberstandes z ergibt sich für V,pb aus<br />
der Gleichung 4.31:<br />
z = 0,5 Yspb = 0 (4.32)<br />
z = 0,45 Yspb = 0,014' Ys p = 1,4% . v,p (4.33)
- 75 -<br />
z = 0,35 Yspb = 0,121' Ys p = 12,1%· Ys p (4.34)<br />
Bei unterschiedlichem Komüberstand ist ein Komüberstandsfaktor<br />
berücksichtigen:<br />
K, zu<br />
K, = Ysp - Yspb<br />
Ys p<br />
(4.35)<br />
Wird ein Komüberstand von z = 0,35 -+- 0,45 d k angenommen, folgt für<br />
x,<br />
K; = 0,98 -;- 0,88 (4.36)<br />
Eine wettere Reduktion des Spanraumes ergibt sich bei Berücksichtigung<br />
des Bindungsrückenfaktors. Das Abtragen oder Zurücksetzen der Bindung<br />
vor und hinter dem Kom tritt ungleichmäßig stark auf. Hinter dem Kom<br />
bleibt die Bindung in Form eines Bindungsrückens zum Teil erhalten und<br />
verringert den möglichen Spanraum. Bild 4.22 zeigt die Bindungsrücken<br />
hinter einem Schleifkom. Die Bindungsrücken können bis zu 30 % des<br />
Spanraumes in Anspruch nehmen. Das bedeutet, daß für den Bindungsrückenfaktor<br />
B, Werte zwischen 0,7 und 1,0 berücksichtigt werden<br />
müssen.<br />
Für die restlichen Faktoren, die die volle Ausnutzung des Spanraurnes<br />
beschränken, wie z.B. der Werkstoff, die Spanform, die Bindungsart, die<br />
unterschiedlichen Reibungskoeffizienten zwischen Span und Bindung im<br />
Spanraum, die Komgröße und die Konzentration des Schleifwerkzeuges,<br />
Schwingungen der Schleifmaschine sowie die Kühlschmierung, wird ein<br />
allgemeiner Faktor fo definiert. Dieser Faktor kann Werte zwischen 0,1<br />
und 1 annehmen. Für optimale Bedingungen und bei gut schleifbaren<br />
Werkstoffen gilt f o = 1.<br />
Alle Einflußfaktoren ergeben zusammen den reduzierenden Einflußfaktor<br />
f 1 für den Spanraum. Dieser läßt sich wie folgt berechnen, dabei ist
- 76 -<br />
Bindungsrücken<br />
Korn<br />
z, Kornüberstand<br />
Bindung<br />
Bild 4.22: Bindungsrücken hinter dem Schleifkom<br />
f, Allgemeinfaktor, f. Spanraumfüllungsgrad, B, Bindungsrückenfaktor<br />
und K, Komüberstandsfaktor:<br />
fI = 10 . f.. (1 - ((1 - B b ) + (1 - Kz))) (4.37)<br />
Für f, = 0,1 + 1,0<br />
f. = 0,20 + 0,3<br />
B, = 0,70 + 1,0<br />
K, = 0,88 + 0,98<br />
Für den Reduzierungsfaktor f 1 läßt sich durch Einsetzen der maximalen<br />
und minimalen Werte für f o , f. ' B, und K, der kleinste und größte<br />
Wert bestimmen. Danach ergibt sich für f 1 folgende gerundete Werte:
- 77 -<br />
i, = 0,012 -7 0, 294 (4.38)<br />
Mit Berücksichtigung des Reduzierungsfaktors f 1 wird das gesamte Spanvolumen<br />
oder das maximale Materialvolumen, das durch eine einzige<br />
Schleifscheibenumdrehung abgetragen werden kann, berechnet:<br />
"Vspv = i..Vsp,ges (4.39)<br />
Daraus<br />
folgt<br />
1<br />
Vspv = h . 3 . d k . 7r • ds . b, (4.40)<br />
Multipliziert man das Spanvolumen, das auf dem Umfang der Schleifscheibe<br />
untergebracht werden kann, mit der Anzahl der Umdrehungen<br />
pro Sekunde, so ergibt sich ein Grenz-Zeitspanungsvolumen, das gleich<br />
dem bezogenen Zeitspanungsvolumen pro mm Scheibenbreite ist.<br />
v;pv = Vspv . ns (4.41)<br />
Weiter<br />
gilt<br />
Vi I 1<br />
spv = Q w,max = 3 .h .dk . 7r • ds . n, (4.42)<br />
Der Ausdruck (n .d.. n,) entspricht der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
v, und wird in Gleichung 4.42 eingesetzt. Daraus ergibt<br />
sich die erreichbare Zerspanleistung für galvanisch gebundene CBN-<br />
Scheiben.<br />
I V;p = Q~,max = ~ . h . dk • vcl (4.43)
- 78 -<br />
Berechnungsbeispiel<br />
Für zwei CBN-Schleifscheiben der Körnung B151 und B252 mit einem<br />
Durchmesser d, = 400 mm erhält man unter Berücksichtigung des<br />
Reduzierongsfaktors f 1 folgende Grenz-Zeitspanungsvolumen:<br />
Q'w= 181,4 + 4445 mm 3 /(mm.s) für eine Körnung B252 und<br />
Q'w = 108,7 + 2255 mm 3 /(mm. s) für eine Körnung BI51.<br />
Mit galvanisch gebundenen CBN-Schleifscheiben wurden bei relativ gut<br />
schleitbarem Material sowie optimierten Schleitbedingungen im Versuch<br />
folgende bezogene Zeitspanungsvolumina erzielt:<br />
für B252: Q'w = 3000 mm 3 /(mm·s) und<br />
für BI51: Q'w = 2000 mm 3 /(mm.s).<br />
Diese Ergebnisse liegen ziemlich dicht unter der oberen Grenze der<br />
analytisch ermittelten Werte. Der vorgestellte analytische Zusammenhang<br />
beschränkt sich lediglich auf das <strong>Hochleistungs</strong>schleifverfahren, und an<br />
erster Stelle steht dabei das mit galvanisch gebundenen CBN-Schleifscheiben.<br />
4.7.2 Die Schleifkörper- und Bindungsfestigkeit als Grenzkriterium<br />
Als Schleifscheibengrundkörper kommen für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
bei Umfangsgeschwindigkeiten v, > 120 m/s nur die Werkstoffe Stahl-,<br />
Aluminium-, und Aluminium-Kunstharz in Frage. In den Schleifkörpem<br />
treten während des Schleifens unter der Einwirkung von Spannkräften,<br />
Schleifkräften und Fliehkräften erhebliche Spannungen auf. Maßgeblich
- 79 -<br />
sind hier die Fliehkraftspannungen mit der Maximalspannung O"tmax, der<br />
Tangentialspannung am Rande der Bohrung [38,39].<br />
Zur Ermittlung dieser Spannungen kann die Schleifscheibe vereinfacht als<br />
umlaufende Scheibe mit durchgehender mittiger Bohrung betrachtet<br />
werden. Für zylindrische Schleifkörper gleicher Dicke läßt sich die<br />
maximale Tangentialspannung nach folgender Funktion berechnen [39,70]:<br />
2<br />
_ . 2. 3 + v . r2. 1 + 1 - v . ri )<br />
(Jtmax - P w 4 a ( 3 + v r~<br />
(4.44)<br />
Für einen Stahlgrundkörper (mit der Querdehnzahl v = 0,3, P = Dichte,<br />
w = Winkelgeschwindigkeit, r. = Außenradius, ri = Innenradius) vereinfacht<br />
sich die Gleichung (4.44) zu:<br />
2<br />
2 2 r·<br />
(Jtmax = 0,825· p. w . ra . (1 + 0,212· -1)<br />
ra<br />
(4.45)<br />
Wegen der unterschiedlichen physikalischen und chemischen Eigenschaften<br />
der verschiedenen Schleifbeläge kann es zu Haftproblemen an der<br />
Verbindungsstelle zum Schleifkörper kommen. Die Berücksichtigung aller<br />
an der Verbindungsstelle auftretenden Effekte sind nicht Gegenstand<br />
dieser Arbeit. Das Haftproblem könnte reduziert werden, wenn die<br />
Verbindung zwischen Körnern, Bindung und Schleifkörper auf chemischer<br />
Basis möglich würde. Bis jetzt gibt es nur mechanische Verbindungen.<br />
Zur Ermittlung der Tangentialspannungen im Schleifbelag kann dieser als<br />
dünnwandige umlaufende Scheibe angesehen werden. Die auftretenden<br />
Spannungen können dann nach Gleichung 4.46 berechnet werden.<br />
2 2<br />
(Jt=p·w ·r a (4.46)
- 80 -<br />
Für einige Grundkörper und Schleifwerkzeuge sind die Grenzwerte für<br />
die maximale Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit festgelegt worden.<br />
Diese Grenzwerte wurden experimentell ermittelt:<br />
kunstharzgebundene Schleifwerkzeuge oder Grundkörper vc<br />
s 120 mJs;<br />
keramisch gebundene Schleifwerkzeuge oder Grundkörper<br />
v; ~ 120 mJs;<br />
Grundkörper und Schleifwerkzeuge aus Aluminium-Kunstharz,<br />
Aluminium und Stahl jeweils v, ~ 250 mJs.<br />
Die Sprengfestigkeit der zuletzt angeführten Grundkörperwerkstoffe liegt<br />
in der Regel weit über der erforderlichen Betriebsfestigkeit. Trotzdem ist<br />
es sinnvoll, die Grundkörper nicht bis zur Sprengfestigkeit hin auszulasten,<br />
da vor Erreichen der Sprenggeschwindigkeit am Schleifkörper<br />
unzulässige Verformungen auftreten.<br />
Die Festigkeit der Klebverbindungen an segmentierten Schleifscheiben<br />
begrenzt den Einsatz von Klebstoffen als Bindungs- oder Verbindungselement.<br />
Solche Schleifwerkzeuge lassen sich zur Zeit für Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten<br />
bis v; = 120 mJs einsetzen. Die Weiterentwicklung<br />
geeigneter Klebstoffe oder günstigerer Verbindungstechniken<br />
können zum verstärkten Einsatz segmentierter Scheiben beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
führen.<br />
Die Bindungsfestigkeit eines Schleifwerkzeuges ist maßgebend für die<br />
Kornhaltekraft, d.h. mit steigender Bindungsfestigkeit steigt die zulässige<br />
Kombelastung an. Diesen Zusammenhang hat Yegenoglu [23] für<br />
kunstharzgebundene CBN-Schleifscheiben untersucht. Im Versuch drückte<br />
er mit einer spitzen Vorrichtung die Körner aus der Bindung heraus und<br />
ermittelte die dabei auftretenden Kräfte. Diese Komausbruchkraft nimmt<br />
mit steigender Komgröße zu und fällt mit steigender Glättungstiefe Rps<br />
ab (Bild 4.23). Die Zunahme der Glättungstiefe führt zu größerem<br />
Komüberstand. Aus Bild 4.23 kann für eine Glättungstiefe ~s = 40 11m<br />
folgende Komausbruchkraft für zwei unterschiedliche Komgrößen<br />
abgelesen werden:
- 81 -<br />
F kmax = 32 N für B 252<br />
F lmax = 16 N für B 151<br />
Da die kunstharzgebundenen CBN-Schleifscheiben keine optimalen<br />
Werkzeuge für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen sind, wurden die Untersuchungen<br />
meist mit metallgebundenen (ein- und mehrschichtigen) Scheiben<br />
durchgeführt. Ein direkter Vergleich zwischen Kunstharzbindung und<br />
Metallbindung ist wegen ihrer unterschiedlichen Festigkeit nicht sinnvoll.<br />
Die Kornhaltekräfte für kunstharzgebundene Scheiben (Bild 4.21) können<br />
aber als Anhaltswerte benutzt werden. Bei metallgebundenen Scheiben ist<br />
auf jeden Fall wegen der höheren Festigkeit der Bindung<br />
1), hdE _e_. i I i i I<br />
N<br />
/01 1<br />
:;:<br />
E~<br />
~<br />
~ 4)1-<br />
2<br />
I' J ~<br />
/, .J<br />
Fkmax r .-<br />
:.(<br />
\ .'<br />
i{Z<br />
:!JI<br />
I<br />
l)<br />
GlaHungstlefe<br />
Rps<br />
10 pm MI<br />
Bild 4.23: Die Belastbarkeit der CBN-Körper für Kunstharzbindung in<br />
Abhängigkeit von Korngröße und Glättungstiefe [23]<br />
mit größeren Kornausbruchkräften zu rechnen. D.h. wenn die Kornausbruchkraft<br />
der Kunstharzbindung für metallische Bindung zugrunde gelegt<br />
wird, liegt man auf der sicheren Seite.
- 82 -<br />
Die beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen auftretenden Schleifkräfte sind für zwei<br />
galvanisch gebundene eBN-Schleifscheiben unterschiedlicher Korngröße<br />
in Tabelle 4.3 dargestellt. Die gemessenen flächenbezogenen Schleifkraftkomponenten<br />
können für die Berechnung der Bindungsfestigkeit und<br />
damit für die Auslegung des Schleifwerkzeuges dienen. Bei Berechnung<br />
der flächenbezogenen Schleifkräfte wurden außerordentlich hohe bezogene<br />
Zeitspanungsvolumina von Q'w = 3000 mm 3 j(mm·s) für B 252 und<br />
Q'w = 2000 mm 3 j(mm·s) für B 151 zugrunde gelegt.<br />
Um den Zusammenhang zwischen der Kornausbruchkraft und den beim<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen wirkenden Einzelkomkräften ermitteln zu können,<br />
ist es notwendig, die Anzahl der vorhandenen Körner pro mm" Schleifwerkzeug<br />
zu bestimmen.<br />
Flächenbezogene Schleifkräfte Einsatzbedingungen<br />
CBN- F" F" F" Werkstoff: 16MnCrS<br />
n t ges<br />
Korn [NImm'] [NImm'] [NImm'] Umfangsgeschw.: V = 180 rn/s<br />
c<br />
bez. Zeitspanungsvolumen:<br />
252 9,09 5,54 10,64 ~252 = 3000 tnnf I(mm.s)<br />
151 8,54 4,77 9,78 ~151 = 2000 tnnf I(mm.s)<br />
Tabelle 4.3:Flächenbezogene Schleifkräfte für zwei galvanisch gebundene<br />
eBN-Schleifscheiben und die zugehörigen Schleitbedingungen<br />
Tabelle 4.4 zeigt die berechnete Anzahl der eBN-Körner pro mrrr'<br />
Schleifscheibe für die ideale Zusammensetzung der Körner, und die<br />
tatsächliche Anzahl der Körner auf dem Schleifbelag der eingesetzten<br />
Schleifscheiben. Die Auszählung der Körner zweier verschiedener<br />
Werkzeughersteller ergab nur geringe Abweichungen für galvanisch<br />
gebundene eBN -Schleifscheiben.
- 83 -<br />
Korndurchmesser Anzahl der Körner auf Auf dem Schleiffür<br />
CBN-Körner 1 mrff. gerechnet für belag gezählt<br />
- 84 -<br />
4.8 Thermomechanische Prozeßbedingungen<br />
Die in das Werkstück fließende Wärmemenge ist meist der begrenzende<br />
Faktor beim Schleifen, da sie zu Brandmarken, Mikrorissen, Weichhautbildung,<br />
Maß- und Formabweichungen sowie zu unerwünschten Zugeigenspannungen<br />
in der Werkstückoberfläche führen kann.<br />
Die Wärme beim Schleifen entsteht durch äußere und innere Reibung<br />
infolge elastischer und plastischer Verformung sowie durch Scher- und<br />
Trennarbeiten [9]. Je schneller diese Wärme aus der Kontaktzone<br />
abgeführt wird, desto besser kann bei erhöhter Leistung geschliffen werden.<br />
Die Schleiftemperatur ist abhängig von verschiedenen Faktoren und<br />
Parametern, die hier unter verschiedenen Aspekten aufgeführt werden:<br />
Kühlschmierstoff<br />
und Scheibenreinigung<br />
- Zuführung<br />
- Zusammensetzung<br />
- Konzentration<br />
- Durchflußmenge<br />
- Druck<br />
- Reinigung<br />
- Reinigungsmenge<br />
- Reinigungsdruck<br />
- Zusätze<br />
Werkstück<br />
- chemische Zusammensetzung<br />
- Gefüge<br />
- Härte<br />
- Werkstückgeometrie<br />
- Einspannung des Werkstücks<br />
- Spanform<br />
- Zerspanbarkeit<br />
- thermisch-physikalische Eigenschaften<br />
Schleifscheibe<br />
- Komart<br />
- Komgröße<br />
- Bindung<br />
- Porenräume<br />
- Konzentration<br />
- Topographieausbildung<br />
- Abmessungen<br />
- Auswuchtzustand<br />
Schleif- und Abrichtparameter<br />
- Zustellung<br />
- Werkstückgeschwindigkeit (Vorschub)<br />
- Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
- Schleifverfahren<br />
- Schleifrichtung<br />
- Abrichtbedingungen
- 85 -<br />
- Zusetzungsneigung<br />
- Verschleiß<br />
- Rundheit<br />
- Elastizitätsmodul<br />
Die erwähnten Einflußgrößen haben einen unterschiedlich starken Einfluß.<br />
Manche beeinflussen die Wärmeentwicklung beträchtlich, manche haben<br />
geringere Auswirkungen. Außerdem ist zu beachten, daß sich Einflußfaktoren<br />
bei Abhängigkeit von anderen Faktoren ändern können. Die exakte<br />
Bestimmung der Einflüsse sämtlicher erwähnter Faktoren wäre äußerst<br />
aufwendig. Daher sollen bei den hier beschriebenen Schleifuntersuchungen<br />
nur die praxisnahen Parameter variiert und andere Faktoren konstant<br />
gehalten werden.<br />
Außerdem ist die Bestimmung der Temperatur in der Kontaktzone mit<br />
großen Schwierigkeiten verbunden. Viele Wissenschaftler haben versucht,<br />
die Schleiftemperatur mittels Thermoelementen zu bestimmen [9,10,11,71,<br />
72,73]. Es wurden dazu Eindraht-Thermoelemente und Zweidraht-Thermoelemente<br />
mit oder ohne Mantel eingesetzt. Diese Bemühungen haben<br />
allerdings zu meist sehr unterschiedlichen Ergebnissen geführt.<br />
Das Hauptproblem bei der Bestimmung der Temperatur in der Kontaktzone<br />
liegt im schnellen und ungleichmäßigen Spanbildungsprozeß. Beim<br />
Schleifen liegen Formänderungsgeschwindigkeiten von 10 5 + 10 9 S-1 vor<br />
(beim Drehen beträgt sie 10 4 + 10 6 s', beim Walzen 10 2 + 10 5 S-I) [74].<br />
Die Höhe der Formänderungsgeschwindigkeit, die kurze Einwirkzeit und<br />
andere Einflußfaktoren wie der Kühlschmierstoff begrenzen die genaue<br />
Bestimmung der Temperatur in der Kontaktzone und beim Spanbildungsprozeß.<br />
Trotz aller Schwierigkeiten kann auf die Messung der<br />
Schleiftemperatur in der Forschung nicht verzichtet werden. Sie soll<br />
mittels neuer und weniger träger Meßmethoden genauer bestimmt werden.<br />
Die meisten der Autoren, die sich mit der Temperaturmessung befaßt<br />
haben, haben ihre Messungen beim konventionellen Pendelschleifen (hohe<br />
Werkstückgeschwindigkeit und kleine Zustellung) durchgeführt [9,10,11,-<br />
71,73,75,77].<br />
Beim Tiefschleifverfahren, bei dem den Thermoelementen wegen der<br />
relativ niedrigen Werkstückgeschwindigkeit genügend Zeit für die
- 86 -<br />
Erwärmung zur Verfügung steht, wurden bisher nur sehr wenige Messungen<br />
durchgeführt. Beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen, bei dem im Gegensatz<br />
zu anderen Schleifverfahren mit höherem Energieumsatz in kürzerer Zeit<br />
zu rechnen ist, ist das Wissen über die herrschenden Temperaturen in<br />
der Kontaktzone und auf den neuerzeugten Oberflächen von großer<br />
Bedeutung.<br />
Die Frage wird noch interessanter, wenn man die bisherigen Untersuchungen<br />
berücksichtigt, die zu der Feststellung kommen, daß die<br />
Wärmemenge mit steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit und<br />
zunehmendem bezogenen Zeitspanvolumen stetig ansteigt. Beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
liegen diese Werte um ein Vielfaches über denen des<br />
konventionellen Schleifens. Es ist auch ungenügend geklärt, wie sich die<br />
hochharten CBN-Schleifwerkzeuge im Vergleich zu den Korundschleifscheiben<br />
verhalten und zu welchen Temperaturen sie im Werkstück<br />
führen.<br />
4.8.1 Theoretische Grundlagen und Berechnungsverfahren<br />
In der Kontaktzone zwischen Schleifscheibe und Werkstück greifen<br />
mehrere Schneiden der Schleifkörner in das Material ein und bewirken<br />
den Spanabtrag. Jede Schneide, die am Zerspanprozeß beteiligt ist, trägt<br />
in kürzester Zeit mit großer Geschwindigkeit aus einem kleinen Bereich<br />
(wenige MIkrometer) Material ab. Die Spanbildung ist ungleichmäßig<br />
und mit der Umsetzung mechanischer Energie in Wärme verbunden.<br />
Der Spanbildungsprozeß läßt sich in die folgenden Stadien unterteilen.<br />
Zuerst bewirkt das Kom eine elastische Verformung des Materials. Mit<br />
fortlaufender Bewegung der Schneide kommt es zu einer elastischen,<br />
dann zu einer plastischen Verformung des Werkstoffs mit innerer<br />
Reibung. Zum Schluß kommt es durch äußere elastische und plastische<br />
Verformungen und innere Reibung im Werkstück zur Spanbildung [8].<br />
Mechanische Energie wird in Wärme umgesetzt und verteilt sich von der<br />
Kontaktzone aus in die Späne, den Kühlschmierstoff, die Schleifscheibe<br />
und die oberflächennahe Werkstückrandzone.
- 87 -<br />
Der umgesetzte Gesamtwärmestrom Q kann nicht der aufgenommenen<br />
Spindelleistung P, gleichgesetzt werden. Ein Teil der Leistung geht durch<br />
die Erzeugung eines Luftstroms, den Transport des Kühlschmierstoffes.<br />
den Transport der Späne und durch die mechanische Reibung der Spindel<br />
verloren und wird nicht in der Kontaktzone in Wärme umgesetzt. Diese<br />
Energien werden mit dem Wärmeumwandlungsfaktor K, berücksichtigt.<br />
r: = «.. Q (4.47)<br />
Für K, wurden Werte zwischen 0,85 und 1 bestimmt. Für die Berechnung<br />
der Temperatur wird meist K, = 1 eingesetzt. In Bild 4.24 ist die<br />
Bild 4.24: Wärmequelle und Wärmeverteilung während des Schneideneingriffs<br />
[8]
- 88 -<br />
Wärmeentstehung und -verteilung an der Einzelschneide gezeigt. Die<br />
umgesetzte Energie wird über folgende Wege aus der Kontaktstelle nach<br />
außen ttansportiert:<br />
- ein Teil der Energie fließt in das Werkstück;<br />
- ein Teil der Energie wird mit den Spänen und dem Kühlschmierstoff<br />
nach außen transportiert;<br />
die restliche Energie fließt in die Schleifscheibe.<br />
Die prozentuale Verteilung der Wärmeenergie auf die erwähnten Bereiche<br />
ist von verschiedenen Faktoren abhängig. Mehrere Autoren kommen<br />
bei ihren Untersuchungen zu verschiedenen Ansätzen. Lee [77] hat festgestellt,<br />
daß ca. ein Drittel der Gesamtwärme in das Werkstück fließt<br />
und ca. die Hälfte mit dem Kühlschmierstoff abgeführt wird. Dagegen<br />
fließen nach Malkin [78] 60 + 80 % der Wärme in das Werkstück.<br />
Brandin [10] behauptet, daß 20 % der Wärme in die Späne und 80 %<br />
in das Werkstück fließt. Choi [72] hat für CBN-Schleifscheiben den<br />
Wärmefluß aus der Kontaktzone in die Schleifscheibe zu 73 % und in<br />
das Werkstück zu 27 % berechnet. Der Wärmeanteil, der in das Werkstück<br />
fließt, wird von Wemer [79] zwischen 30 und 95 % angegeben. Es<br />
kann nicht von einer festen Verteilung der Wärme auf Werkstück,<br />
Kühlschrnierstoff und Schleifscheibe ausgegangen werden, weil viele Einflußgrößen<br />
den Wärmefluß beim Schleifprozeß beeinflussen können.<br />
Um genauere Werte für den Wärmefluß in das Werkstück zu erhalten,<br />
haben andere Autoren [80,81] das Werkstück isoliert und die Schleifwärme<br />
mittels Wasser, das im Werkstück fließt, nach außen transportiert.<br />
Dadurch konnte die Wärmemenge kalorimetrisch bestimmt werden.<br />
Da die genaue Temperaturmessung in der Kontaktzone auf direktem<br />
Wege nicht möglich ist und die indirekten Methoden mit aufwendigen<br />
Meßtechniken und Probenvorbereitungen verbunden sind, haben viele<br />
Forscher versucht, über eine funktionale Beziehung die Temperatur in<br />
Abhängigkeit von Stellgrößen und Prozeßkenngrößen zu bestimmen.<br />
Wemer [82] entwickelte folgendes Temperaturmodell:
K'<br />
- 89 -<br />
1 2(1-E3(l-ßJ())<br />
?J = '!90 [_1. K~3-ß·J( . V~(l-€3) . (-) (4.48)<br />
z<br />
V w<br />
dabei<br />
gilt:<br />
d1-€3(1-ßK)<br />
se<br />
. aE3(1-J()j<br />
e<br />
f}o = Anfangstemperatur in "C<br />
K 1 ,K 2 ,ß = Faktoren, abhängig von thermischen Eigenschaften des<br />
Werkstoffes, Kühlschmierbedingungen und Körnung der<br />
Schleifscheibe -<br />
K = Exponentialkoeffizient u.a. abhängig von der Zustellung und<br />
dem Werkstückmaterial<br />
ß.J = Exponentialkoeffizient der Schnittkraftdefinitionsgleichung,<br />
abhängig von der Schneidenzahl, dem Werkstückmaterial und<br />
der Schleifscheibenbindung.<br />
Bei diesem Modell müssen die einzelnen Stellgrößen durch experimentelle<br />
Untersuchungen für jedes weitere Schleifproblem erneut bestimmt<br />
werden. Die Anwendung dieses Modells ist an Voraussetzungen gebunden,<br />
die seinen Einsatz hauptsächlich auf das Pendelschleifen (geringe<br />
Zustellung und Kontaktlänge ) beschränken. Es wird voraussetzt, daß<br />
v; > 50 mm/s ist [82].<br />
Eine von Takazawa [75] entwickelte Funktion für den Temperaturverlauf<br />
im Werkstück lautet:<br />
f}z = 2qw' a{) .3 1. LO,53 . e(-0,69.L-Ü,37.z)<br />
Jr·,X·v '<br />
w<br />
(4.49)<br />
Mit dieser Funktion kann die örtliche Temperatur unter der neuerzeugten<br />
Oberfläche berechnet werden. Für z = 0 ergibt sich folgende Funktion<br />
für die Temperatur auf der neuerzeugten Oberfläche:<br />
_0 2qw . a{) (lk . VW)O 53<br />
ir > ·31·--'<br />
- Jr . ,X • v w ' 4a{)<br />
(4.50)
- 90 -<br />
Das Modell von Takazawa wurde von anderen Autoren unverändert oder<br />
mit geringen Modifikationen übernommen [74,83,84].<br />
Es existieren weitere theoretische Ansätze für die Temperaturbestimmung<br />
beim Schleifen [85]. Da jedoch viele unterschiedliche Faktoren die<br />
Wärmeentwicklung in der Kontaktzone beeinflussen, haben die bis jetzt<br />
entwickelten Modelle keine Allgemeingültigkeit. Auch Lowin [9] ist zu<br />
der Feststellung gekommen, daß noch kein allgemeingültiges Modell zur<br />
genauen Temperaturberechnung existiert.<br />
• Die analytischen Modelle beinhalten in der Regel konstante Kenngrößen,<br />
wie die Wärmeleitfähigkeit und Temperaturleitfähigkeit, die aber wiederum<br />
selbst temperaturabhängig sind und für unterschiedliche Gefügezustände<br />
eines Werkstoffes unterschiedliche Werte annehmen [86]. Diese<br />
Abhängigkeiten werden normalerweise in den analytischen Berechnungen<br />
nicht berücksichtigt, obwohl sie zu Abweichungen von den tatsächlich<br />
herrschenden Temperaturen führen können. Für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
mit den CBN-Schleifwerkzeugen bei wesentlich höheren Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten<br />
wurden bis jetzt weder theoretische<br />
noch experimentelle Temperaturbestimmungen vorgenommen.
- 91 -<br />
5. Beschreibung der Versuchseinrichtung<br />
5.1 Schleifmaschine<br />
Für die experimentelle Untersuchung des <strong>Hochleistungs</strong>schleifens wurde<br />
eine CNC-Flachschleifmaschine, Typ FS 126 der Firma Gühring-<br />
Automation, eingesetzt Bild 5.1.<br />
Diese Maschine, die für Forschungszwecke speziell ausgerüstet wurde,<br />
zeichnet sich durch hohe Werte für Spindelleistung (50 kW) und<br />
Drehzahl (9000 min", stufenlos regelbar) aus. Bei Schleifscheiben mit einem<br />
maximalen Durchmesser von d, = 400 mm können damit Schnittgeschwindigkeiten<br />
von bis zu 185 mls erreicht werden.<br />
Die Schleifspindel wird über Riemen mit einer Übersetzung von 1 zu 1,5<br />
von einem Gleichstrommotor angetrieben. Die Spindel ist wälzgelagert<br />
und zeichnet sich durch große Steifigkeit und hohe Rundlaufgenauigkeit<br />
(1 um) aus.<br />
Bild 5.1: <strong>Hochleistungs</strong>flachschleifmaschine Typ FS 126 der Fa.<br />
Gühring Automation
- 92 -<br />
Die Führungen der drei translatorischen Achsen der Maschine sind<br />
wälzgelagert und werden durch Servo-Gleichstrommotoren über Kugelrollspindeln<br />
angetrieben. Der kleinste steuerbare Verfahrweg beträgt 111m.<br />
Die Tischgeschwindigkeit ist in einem Bereich von 0,02 bis 15 m/min<br />
einstellbar.<br />
Besonders wichtig ist bei diesen hohen Umfangsgeschwindigkeiten ein<br />
gutes Auswuchten des Schleifspindelsystems. Es erfolgt automatisch<br />
durch einen Hydrokompenser, Typ HBA 3001, der Fa. Dittel. Der Hydrokompenser<br />
kann die augenblickliche Unwucht des gesamten Spindelsystems<br />
feststellen und durch Einspritzen von Kühlschmierstoff in<br />
Taschen, die sich in der Stirnfläche des Flansches befinden, auswuchten.<br />
Dieses Prinzip funktioniert gut bis zu Drehzahlen von 5.000 U/min. Bei<br />
höheren Drehzahlen fließt die eingespritzte Flüssigkeit nicht ganz in die<br />
Taschen, so daß bei höheren Drehzahlen vorher konventionell ausgewuchtet<br />
werden muß.<br />
Damit ein eventuelles Bersten der Schleifscheibe das Bedienungspersonal<br />
oder die Maschine nicht gefährdet, wurde die Schutzhaube entsprechend<br />
verstärkt. Um dennoch den Schleifprozeß beobachten zu können und um<br />
die Kühlschmierstoff-Zuführung zu kontrollieren, wurde die vordere Tür<br />
der stählernen Schleifhaube durch dickes Panzerglas ersetzt.<br />
Als Folge der hohen Schnittgeschwindigkeit entsteht beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
starker Ölnebel im Schleifraum. Zur Vermeidung<br />
gesundheitlicher Schäden des Maschinenpersonals wurde die Maschine<br />
mit einer Absaugung und einem elektrostatischen Luftfilter ausgerüstet.<br />
Diese befindet sich direkt auf der Schleifmaschine. Es werden ca. 4.000<br />
m 3 /h Luft aus dem Schleifraum abgesaugt und gefiltert.<br />
Für die Untersuchungen wurde die Maschine mit folgenden zusätzlichen<br />
Einrichtungen ausgerüstet:<br />
- leistungsfähige Kühlschmierstoffanlage (Eigenbau),<br />
- Abrichtsystem nach dem Swing-Step-Verfahren (in Kooperation<br />
mit der Fa. KW-Abrichttechnik entwickelt),
- 93 -<br />
- Schärfvorrichtung (Eigenbau),<br />
- AC-Gerät zur Schwingungsreduzierung (Leihgerät der Fa.<br />
Diamant Boart Deutschland GmbH, Haan).<br />
Die Kühlschmierstoffanlage reinigt und fördert den Kühlschmierstoff mit<br />
einer Fördennenge von bis zu 500 lImin bei einem einstellbaren Druck<br />
von bis zu 20 bar. Einzelheiten über Kühlschmierstoffanlage, KüWschmierstoffzuführung<br />
und Scheibenreinigung werden in Kapitel 4.4<br />
ausführlich behandelt.<br />
Das verwendete Swing-Step-Abrichtsystem zeichnet sich u.a. durch<br />
geringe Schwingungen beim Profilieren aus, was sich günstig auf die<br />
Verringerung der Profilabweichung auswirkt. Die spezifischen Eigenschaften<br />
und die Kinematik des Swing-Step-Abrichtens sind in Kapitel 4.5<br />
beschrieben.<br />
Näheres über die leistungsfähige Schärfvorrichtung, die für das Zurücksetzen<br />
der Bindung an abrichtbaren CBN-Scheiben eingesetzt wurde, ist<br />
ebenfalls in Kapitel 4.5 dargestellt.<br />
Die Firma Diamant Boart hat in Zusammenarbeit mit der Universität<br />
Leuven in Belgien ein AC-Gerät (AC = Adaptive Control) entwickelt,<br />
mit dem drehzahlabhängige Schwingungen automatisch durch Verlassen<br />
des kritischen Schleifscheibendrehzahlbereichs verringert werden können.<br />
Bei unzulässig hohen Schwingungen, die bei bestimmten Drehzahlen auftreten,<br />
schaltet das Gerät auf vorher programmierte geringere Drehzahlen<br />
herunter. Bewegt sich der Prozeß wieder im Rahmen der üblichen<br />
Schwingungsamplitude, wird die Schleifscheibendrehzahl wieder auf den<br />
aktuell programmierten Wert angehoben. Das Gerät kann Rattermarken,<br />
die durch kritische Drehzahlen zeitweise auftreten, verhindern. Bei langen<br />
Werkstücken und geringer Werkstückgeschwindigkeit hat sich das Gerät<br />
bewährt. D. h. es liefert gute Ergebnisse bei Schleifprozessen, die in<br />
bezug auf die Werkstückgeschwindigkeit den Tiefschleifverhältnissen<br />
entsprechen. Es stellt sich aber heraus, daß das Gerät für <strong>Hochleistungs</strong>schleifaufgaben,<br />
die nur wenige Sekunden Zeit benötigen, weniger gut<br />
geeignet ist, da die Schwingungsmessung und die Drehzahlanpassung Zeit<br />
benötigen.
- 94 -<br />
5.2 Meßeinrichtung<br />
Zur Messung der Schleifkräfte wurde ein Dreikomponenten-Dynamometer<br />
der Fa. Kistler in Form einer Meßplatte verwendet. Dabei werden die<br />
drei orthogonalen Komponenten einer Kraft durch piezoelektrische<br />
Kraftsensoren aufgenommen. Für jede der drei Kraftkomponenten wird<br />
im Dynamometer eine proportionale elektrische Ladung erzeugt, die im<br />
nachgeschalteten Ladungsverstärker in analoge Gleichspannung verwandelt<br />
wird. Ein AD-Wandler, der in einem 16-Bit-Meßrechner eingebaut<br />
ist, wandelt dann diese in entsprechende Digitalwerte, die durch eine<br />
Software weiterverarbeitet und dann in Form von Meßwerttabellen oder<br />
Diagrammen registriert werden.<br />
Für jede Kraftkomponente wird ein eigener Ladungsverstärker eingesetzt.<br />
Der der Eingangsstufe des jeweiligen Ladungsverstärkers nachgeschaltete<br />
Tiefpaßfilter unterdrückt die beim Messen entstehenden hochfrequenten<br />
Störschwingungen. Das Blockschaltbild dieser Anordnung ist im Bild 5.2<br />
wiedergegeben.<br />
Für die Bestimmung der Oberflächenkennwerte wurde ein Tastschnittgerät<br />
der Fa. Rank Taylor-Hobson, Typ Talysurf 5, eingesetzt.<br />
»> Schleifscheibe<br />
Werkstück<br />
0z, Oy , Ox: Ladungen<br />
uz, uy, u, : Spannungen<br />
Messrechner<br />
- Messwertverarbeltung<br />
- Plottprogramm<br />
u z<br />
Bild 5.2: Kraftmeßeinrichtung beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen (Blockschaltbild)
- 95 -<br />
Weiterhin kam eine vom Fachgebiet Fertigungsverfahren entwickelte<br />
Abtastvorrichtung zur Bestimmung der Topographie der Schleifscheiben<br />
zum Einsatz [87]. Die Abtastvorrichtung besteht aus einer sehr genau<br />
laufenden Präzisionsspindel zur Aufnahme der Schleifscheibe, einem<br />
kleinen Rädchen, das über ein Untersetzungsgetriebe von einem<br />
Schrittmotor angetrieben wird und dem Abtastkopf eines Oberflächenmeßgerätes<br />
(Talysurf 5) sowie der zugehörigen Auswerteeinheit (Bild<br />
5.3). Mit dem Abtastkopf wird die Schleifscheibe axial abgetastet, danach<br />
dreht das Rädchen die Schleifscheibe um einen sehr kleinen Winkel, so<br />
daß die nächste Abtastlinie ca. 10 11m Abstand hat. Dieser Vorgang<br />
wiederholt sich so lange, bis eine repräsentative Fläche des Schleifbelages<br />
abgetastet ist. Mittels eines Programms werden die Abtastwerte verarbeitet<br />
und die Topographie der Abtastfläche vergrößert ausgeplottet.<br />
Daraus lassen sich Veränderungen feststellen und der Zustand der Körner<br />
und der Bindung kontrollieren.<br />
Darüber hinaus wurde die elektrische Schleifspindelleistung mit einem<br />
Leistungsmeßgerät der Fa. Valenite-Modco, Typ G 72-PS, ermittelt.<br />
Bild 5.3: Abtastvorrichtung zur Bestimmung der Schleifscheibentopographie
- 96 -<br />
Dabei mißt ein Meßwandler die momentane Spannung und den Strom am<br />
Spindelmotor und multipliziert beide Größen. Das Produkt wird als elektrische<br />
Wirkleistung (elektrische Spindelleistung) an einem auf dem<br />
Meßgerät eingebauten Display angezeigt und über einen AD-Wandler zur<br />
weiteren Verarbeitung in den Prozeßrechner eingegeben.<br />
Die in den Werkstückrandzonen erzeugten Eigenspannungen wurden<br />
röntgenographisch vom Institut für Werkstofftechnik (IWT) mit einem<br />
Q-Goniometer gemessen. Das Meßverfahren beruht auf der Erfassung der<br />
durch die Bearbeitungsverfahren verursachten relativen Änderung der<br />
Atomabstände. Mit Hilfe der bekannten elastizitätstheoretischen Zusammenhänge<br />
läßt sich somit der in der Randzone herrschende Eigenspannungszustand<br />
berechnen. Die Meßergebnisse und deren Bewertung<br />
werden in Kapitel 6.6 dargestellt.<br />
Die Schleiftemperaturen in der Nähe der Kontaktzone zwischen<br />
Werkstück und Schleifscheibe wurden durch mehrere Mantelthermoelemente<br />
erfaßt. Das Meßverfahren wird im folgenden Kapitel ausführlich<br />
dargestellt.<br />
5.3 Einrichtung und Durchführung der Temperaturmessungen<br />
Für die Temperaturmessung beim Schleifen wurden die unterschiedlichsten<br />
Meßmethoden eingesetzt. Die wichtigsten seien hier erwähnt:<br />
- Photozellen,<br />
- Thermowiderstände,<br />
- Temperaturrneßfarben,<br />
- Eindraht- Thermoelemente,<br />
- Zweidraht- Thermoelemente (mit oder ohne Mantel),<br />
- Infrarot -Temperaturmessungen.<br />
Am häufigsten werden die Ein- und Zweidraht-Thermoelemente für die<br />
Bestimmung der Schleiftemperatur verwendet. Die Thermoelemente lassen<br />
in großen Temperaturbereichen eine relativ genaue Messung zu. Sie<br />
können durch Bohrungen oder andere Maßnahmen in der Kontaktzone<br />
oder kurz darunter angebracht werden.
- 97 -<br />
Um die Abmessungen der Thermoelemente und damit ihre Ansprechzeit<br />
weiter zu verringern, versuchte Choi [72] auf der Basis von Zweidraht-<br />
Thermoelementen durch Aufdampfen auf verschiedene Unterlagen dünne<br />
Thermoelemente herzustellen. Er konnte zwar noch keine zufriedenstellenden<br />
Ergebnisse erzielen, aber die Weiterentwicklung dieser Art von<br />
Thermoelementen könnte eine genauere Temperaturmessung in der<br />
Kontaktzone ermöglichen.<br />
Die Temperaturmessung in der Kontaktschicht oder während des Eingriffs<br />
einer Schneide ist fast nicht möglich. Lowin [9] zeigte, daß die eingesetzten<br />
Methoden für die genaue Messung der Schleiftemperatur in der<br />
Kontaktzone ungeeignet sind. Es wird aber versucht, mit Messungen an<br />
unterschiedlichen Stellen unter der Randschicht durch Interpolieren und<br />
Extrapolieren die mittlere Randzonentemperatur zu bestimmen.<br />
Die Ansprechzeit der Thermoelemente ist für die Bestimmung der sich<br />
schnell ändernden Schleiftemperatur von großer Bedeutung. Die Ansprechzeiten<br />
von Mantelthermoelementen (die auch in dieser Arbeit verwendet<br />
wurden), sind in Bild 5.4 dargestellt. Die Messungen wurden in<br />
400<br />
ms<br />
:F Meßm
- 98 -<br />
siedendem Wasser vorgenommen und geben 9!lO-Wert-Zeiten für zwei<br />
Thermoelementtypen und unterschiedliche Durchmesser wieder.<br />
Für die Temperaturmessung im Rahmen dieser Arbeit wurden in und<br />
unter der Randzone sowie an unterschiedlichen Stellen der Kontaktzone<br />
Mantelthermoelemente mit einem Außendurchmesser von 0,5 mm verwendet.<br />
Sie bestehen aus NiCrlNi-Drähten, die zum Schutz mit einem<br />
Mantel aus Inconel umhüllt sind. Die Drähte sind bis zur Schweißstelle<br />
isoliert. Nach DIN 43710 (Entwurf 1984) "Grundwerte der Thermospannung<br />
in mV für Fe-CuNi", und Herstellerangaben [89] sind die Thermoelemente<br />
für Temperaturmessungen bis zu ca. 1.000 °C geeignet. Die<br />
CrNi/Cr-Thermoelemente sind als "Typ K" bekannt und besitzen im<br />
gesamten Meßbereich eine gute Linearität.<br />
85 v_<br />
+z<br />
-<br />
0.500 0
- 99 -<br />
Da Thermoelemente eine Vergleichstemperatur benötigen, wurde eine<br />
Meßkarte mit einem genauen Temperaturfühler benutzt. Die Meßkarte<br />
mißt die momentane Raumtemperatur und gibt sie als Vergleichstemperatur<br />
an den Prozeßrechner weiter. An die Meßkarte können gleichzeitig<br />
fünfzehn Thermoelemente angeschlossen werden. Die Meßsignale von den<br />
Thermoelementen werden zur Meßkarte geführt und zusammen mit den<br />
Meßsignalen der Vergleichsstelle im Prozeßrechner verstärkt. Ein geeignetes<br />
Rechenprogramm sorgt für die Verarbeitung der Daten und ihre<br />
Darstellung auf Monitor und Plotter. Durch Kalibrier- und Eichversuche<br />
in Eiswasser, kochendem Wasser und auch bei höheren Temperaturen in<br />
einem elektrischen Ofen wurde nachgewiesen daß die erwarteten Ansprechzeiten<br />
zutreffen und daß eine genaue Temperaturerfassung möglich<br />
ist.<br />
Für die Temperaturmessung wurden fünf Löcher dicht unter die zu<br />
erzeugende Werkstückoberfläche gebohrt und die entsprechenden<br />
Thermoelemente eingebaut. Bild 5.5 zeigt die Verteilung der Meßstellen<br />
im Abstand von 0,1 bis 1 mm unterhalb der neuerzeugten Oberfläche.<br />
Die Thermoelementspitzen wurden 5 mm tief in das Werkstück exakt auf<br />
Bild 5.6: Für die Temperaturmessung vorgebohrtes Werkstück
- 100 -<br />
Schleifscheibenmitte eingebracht. Sie wurden mittels einer Vorrichtung<br />
in die Bohrung gedrückt und in dieser Stellung festgeklemmt. Eine Leitpaste<br />
sorgte in der Bohrung für besseren Kontakt zwischen Thermofühler<br />
und Werkstück.<br />
Bild 5.6 zeigt ein für die Temperaturmessung vorbereitetes Werkstück.<br />
Das Werkstück kann zweimal eingesetzt werden und ist für eine<br />
Zustellung von 10 mm vorgesehen. An der mittleren Bohrung ist eine<br />
Klemmvorrichtung zum Festhalten der Thermoelemente angebracht.<br />
Bild 5.7 zeigt einen Meßschrieb der fünf in unterschiedlicher Tiefe<br />
angebrachten Thermoelemente. Der Werkstückstoff 42CrMo4 hat eine<br />
Härte von 34 HRC. Zum Schleifen wurde eine galvanisch gebundene<br />
~<br />
.3<br />
~'"<br />
c,<br />
E<br />
~<br />
600<br />
·C<br />
400<br />
200<br />
Schlei fschelbe<br />
GY B 252 N 200 G<br />
Werkstoff 42 CrMo 4; HRC40<br />
f-------------I-I Schlei fscheibenumfangsgeschw. "c = 100 m/s<br />
Zustellung a e = 5 mm<br />
bezogenes Zei tspanungsvolumen Q~ = 30 mm'/(mm*s)<br />
Kühlschmierstoff<br />
Schlei föl<br />
o<br />
• r ,<br />
• I f. \<br />
.i /.I '.. '<br />
/V\: -t /\ \ \<br />
I / i1'(" \ I" '. \ \ Tiefe --<br />
i:i~'A\\\<br />
i I: ",", ", \ \<br />
; i i " 'J \. \ \ \<br />
•••••
- 101 -<br />
CBN-Scheibe mit der Körnung B252 eingesetzt. Die Zustellung betrug<br />
a. = 5 mm und das bezogene Zeitspanvolumen Q'w = 30 mm 3 /(mm. s).<br />
Die Temperatur-Zeit-Kurven TI bis T, sind den fünf Thermoelementen<br />
zugeordnet. Dabei ist T, der Temperaturverlauf des der Randzone am<br />
nächsten liegenden Elements. In diesem Fall ist ein Temperaturunterschied<br />
von über 100°C zwischen dem ersten und letzten Thermofühler<br />
zu erkennen, gemessen wurde eine Temperatur von ca. 500°C in einem<br />
Abstand von 0,1 mm unter der neuerzeugten Werkstückoberfläche. Der<br />
Versatz der Temperaturmaxima in Bild 5.7 ist verständlich, da die Thermoelemente<br />
in Schleifrichtung jeweils 5 mm voneinander entfernt waren<br />
(wie in Bild 5.5). Die Thermofühler konnten nur versetzt untereinander<br />
angebracht werden, weil ihre Durchmesser zum Teil größer als ihre<br />
Tiefenstaffelung waren.<br />
Durch Extrapolieren wurde die mittlere Randzonentemperatur für die<br />
Schleifoberfläche berechnet.<br />
Die Schleifuntersuchungen haben weiter gezeigt, daß bei genügend langen<br />
Werkstücken kurz nach Erreichen bzw. kurz vor dem Ende der vollen<br />
Kontaktlänge eine konstante Temperaturverteilung vorliegt, falls sich die<br />
Bedingungen während des Schleifens nicht ändern. Es wurde auch<br />
beobachtet, daß bei verbrannten Werkstücken die Werkstoffschädigung<br />
den gleichen Tiefenverlauf im ganzen Werkstück aufweist, solange die<br />
Kontaktlänge konstant bleibt.<br />
In der Kontaktzone selbst herrscht nicht überall die gleiche Temperatur.<br />
Manche Autoren behaupten, daß die maximale Temperatur in der Mitte<br />
der Kontaktlänge herrscht [20].<br />
Für die Temperaturmessung in der Kontaktzone wurde zuerst die<br />
Kontaktlänge für bestimmte Schleifscheibendurchmesser und Zustellungen<br />
bestimmt. Dann wurden an fünf Stellen mit einem Abstand von 0,1 mm<br />
von der Kontaktzone fünf Bohrungen angebracht (Bild 5.8). Die<br />
Bohrungen reichen bis zur Mitte der Kontaktbreite und ihr Durchmesser<br />
betrug 0,5 mm.
- 102 -<br />
(a)<br />
/ ,'.,7'-<br />
__ ,?<br />
----<br />
T,<br />
T 2<br />
0' ~~.~.t~::f'<br />
/<br />
7LJ<br />
t=_-:c==--- ----1/<br />
o»<br />
Röntgenbild<br />
10 mm<br />
Bild 5.8: Temperaturmeßpunkte unter verschiedenen Stellen der<br />
Kontaktzone (Röntgenaufnahme)<br />
Die Erfassung der Meßwerte erfolgte nach dem gleichen Verfahren wie<br />
bei der Bestimmung der Randzonentemperatur. Der Schleifprozeß mußte<br />
0,1 mm über den Thermoelementen und genau an der vorgesehenen<br />
Kontaktstelle beendet werden. Die exakte Vorbereitung der Werkstücke<br />
sowie der Bohrungen sind hierbei Voraussetzung für eine genaue<br />
Meßwerterfassung und Vermeidung der Zerstörung der Thermoelemente<br />
durch Anschleifen.<br />
Mit diesem Verfahren wurden die Kontaktzonentemperaturen für verschiedene<br />
Arbeitsbedingungen bestimmt. Die Ergebnisse sind im Kapitel 6.5<br />
beschrieben.
- 103 -<br />
6. Versuchsergebnisse<br />
6.1 Abhängigkeit der Spindelleistung von den Schleitbedingungen<br />
Die Spindelleistung ist beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen für die Konzeption<br />
der Schleifmaschine und die Auslegung der Schleitbedingungen von<br />
erheblicher Bedeutung. Grundsätzlich ist beim HEDG-Schleifen ein<br />
Vielfaches der Spindelleistung im Vergleich zum konventionellen<br />
Tiefschleifen erforderlich.<br />
Die Spindel- bzw. Schleifleistung ist beim Schleifen von verschiedenen<br />
Parametern abhängig. Die Haupteinflußgrößen sind:<br />
- Schleitbedingungen: Schnittgeschwindigkeit, Zustellung,<br />
Werkstückgeschwindigkeit,<br />
- Schleifwerkzeug: Werkzeugdurchmesser, Werkzeugbreite,<br />
Komtyp, Komgröße, Komzustand (Schärfe), Komüberstand<br />
(Abrichtbedingungen, Schärtbedingungen), Konzentration,<br />
Bindung, Struktur,<br />
- Kühlschmierstoff: Viskosität, Druck, Menge, Temperatur,<br />
Form und Anzahl der Zuführungsdüsen, Reinigungssystem,<br />
- Werkstück: Werkstoff, Geometrie.<br />
Die vielfältigen Einflußgrößen sollen hinsichtlich ihrer Auswirkungen auf<br />
die Schleifleistung hier im nicht einzelnen behandelt werden. Für das<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen läßt sich der Leistungsbedarf in folgende zwei<br />
Komponenten einteilen:<br />
- Überwindung des Bremseffekts im Schleifprofil bei laufender<br />
Schleifscheibe und Einsatz von Kühlschmierstoff,<br />
- Schnittleistung (netto).
- 104 -<br />
Bild 6.1 zeigt die Abhängigkeit der aufgenommenen elektrischen<br />
Spindelleistung von der Schnittgeschwindigkeit. Es wurde eine 6,5 mm<br />
tiefe Evolventenverzahnung mit einer CBN-ScWeifscheibe bei<br />
Verwendung von Öl als Kühlschmierstoff geschliffen.<br />
Mit der Schnittgeschwindigkeit steigt die Spindelleerlaufleistung P L ohne<br />
Kühlschmierung nur geringfügig an, während die Spindelleistung mit<br />
eingeschalteter Kühlschmierung auf grund der Bremsleistung in der<br />
vorgefertigten Nut deutlich höher ist und von ca. 12 auf 25 kW ansteigt,<br />
wenn v; von 120 auf 180 m/s erhöht wird. Auch die Gesamtleistung P, es<br />
nimmt mit v; bei gleicher Steigung zu. Dabei liegt Pges um einen nahezu<br />
konstanten Betrag höher, welcher der Zerspanungsleistung entspricht<br />
[12,34].<br />
50,-----------------------------,---<br />
Schlei tscne tbe GY B252 GSS<br />
kW I Schleifscheibendurchmesser: d s<br />
= qOO mm<br />
Werkstoff<br />
EInsatzstahl<br />
Zustellung<br />
a e = 6,5 mm<br />
40[bez. Zeltspanvolumen Q~ = 217 mm'/(mm'sJ<br />
KUhlschmlerstoff Schleif 01<br />
~<br />
::: s:' I<br />
,,-'" g 30 r-H I I<br />
B g;l ~<br />
'"<br />
QJ<br />
'I<br />
~<br />
;; ~ I<br />
co '- 20~1<br />
& ~ j P L<br />
mlt KOhlung<br />
netto<br />
I flelstung<br />
, ~ I I<br />
10 ---11 I I P L ohne KOhlung I<br />
~/l _<br />
_ .t. I<br />
O~ ! I I I I<br />
o 120 1qO 160 180 m/s 200<br />
Schiel fschelbenumfangsgeschwlndlgkel<br />
t vc<br />
Bild 6.1: Abhängigkeit der aufgenommenen elektrischen Spindelleistung<br />
von der Schnittgeschwindigkeit
- 105 -<br />
Bild 6.2 zeigt die Abhängigkeit der Spindelleistung für das <strong>Flachschleifen</strong><br />
eines Gußwerkstückes von der Werkstückgeschwindigkeit beim Einsatz<br />
einer CBNSchleifscheibe vor und nach dem Touchieren. Die galvanisch<br />
gebundene CBN-Schleifscheibe (B252) wurde 30 11m (vom Radius)<br />
touchiert Das Touchieren wurde mittels einer Diamantrolle im<br />
Gegenlauf bei geringem axialen Vorschub (1 mm/s) in 6 Durchgängen<br />
mit jeweils 5 11mZustellung durchgeführt.<br />
Die aufgenommene Spindelleistung liegt für die touchierte Schleifscheibe<br />
um ca. 30 % höher. Der Grund für die gestiegene Leistung liegt in der<br />
Abflachung (geringere Schärfe) der CBN-Kömer und in der Abnahme des<br />
Komüberstands sowie der Spanräume.<br />
rn<br />
Q)<br />
60<br />
50<br />
WI<br />
Cl<br />
Ö<br />
CL. 40<br />
Cl<br />
c:<br />
Oj<br />
ṟn<br />
Q) 30<br />
Q)<br />
" c:<br />
o,<br />
Cf) 20<br />
Q)<br />
E<br />
- 106 -<br />
Trotz des hohen Leistungsbedarfs für das Überwinden des Bremseffekts<br />
beim HEDG liegt der Energiebedarf für das Zerspanen von 1 mm'<br />
Werkstoff viel niedriger als beim konventionellen Tiefschleifen. Bild 6.3<br />
zeigt den spezifischen Energieverbrauch für das Schleifen von ähnlichen<br />
Nuten beim konventionellen Tief- und beim HEDG-Schleifen. Beim<br />
konventionellen Schleifen sind wegen geringerer Schnittgeschwindigkeit<br />
und wegen der Verwendung von Emulsion als Kühlschmierstoff die<br />
Brems- und Leerlaufleistung zwar viel geringer als beim HEDG-Schleifen.<br />
Trotzdem bleibt der spezifische Energiebedarf für das HEDG-<br />
Schleifen viel geringer und beträgt nur ca. 6 % des Energiebedarfs beim<br />
konventionellen Tiefschleifen. Der geringere Energiebedarf ist ein<br />
weiterer Vorteil des <strong>Hochleistungs</strong>schleifens und auch einer der Gründe<br />
für das Ausbleiben thermischer Schädigungen am Werkstück.<br />
150<br />
W<br />
J/mm 3<br />
125<br />
~<br />
Cl 100 ~ cuccu<br />
- cu<br />
75<br />
Schleifscheibe<br />
bez .Zeitspanu ngsvolume n<br />
Zustellung<br />
Sc hni tt ge sc hwi ndig ke il<br />
KOhlschmie,slofl<br />
:ABOEVCF<br />
:O'w .4 mm'/(mm.s)<br />
r a , ,.,. 4 mm<br />
:vc a 30 m/s<br />
:Emulsion 3°/.<br />
:c<br />
0<br />
cn<br />
cu<br />
s:<br />
0<br />
CI)<br />
50<br />
-N<br />
cuo,<br />
25<br />
Schleifscheibe<br />
bez .Zeit spanu ngsvolumen<br />
Zuslellung<br />
Sc hn i tt g es c hw i ndig keil<br />
KOhlschmie,slolf<br />
:8252 GSS<br />
:O'w - 3000 mm'/(mm.s)<br />
:a. "'"6 mm<br />
:vc - IBO m/s<br />
:SchleilOI<br />
cn<br />
o<br />
Konventionelles<br />
Tiefschleifen<br />
7.05<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
Bild 6.3: Vergleich des spezifischen Energieverbrauchs beim konventionellen<br />
Tiefschleifen und beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen
- 107 -<br />
6.2 Abhängigkeit der Schleifkräfte von den Schleifbedingungen<br />
Die Summe aller Kräfte, die auf die momentan im Eingriff befindlichen<br />
Schneiden wirken, ergibt die Gesamt-Schleifkraft. Sie setzt sich vektoriell<br />
aus den Normal- und Tangentialkraftkomponenten zusammen. Das<br />
Produkt aus Tangentialkraftkomponente und Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
entspricht in mechanisch-physikalischem Sinn der<br />
Schleifleistung [8-10,14,15,]. Mit steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
nehmen die Schleifkräfte ab. Weil die Zahl der eingreifenden<br />
Schneiden absinkt, muß auch die mittlere Spanungsdicke kleiner werden.<br />
Dieses Verhalten wurde für geringe und mittlere Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten<br />
von verschiedenen Autoren beschrieben und<br />
bestätigt [8-11,14,15,90].<br />
Der Schleifbarkeitskoeffizient E ist eine werkstoffbezogene KenngröBe,<br />
die entscheidenden Einfluß auf die Schleifkraft hat. Werkstoffen mit einer<br />
schlechten thermisch-mechanischen Schleifbarkeit ist ein niedriger Schleifbarkeitskoeffizient<br />
(nahe 0,5) zugeordnet, was sehr hohe, überwiegend<br />
durch Reibvorgänge verursachte Gesamtschleifkräfte zur Folge hat.<br />
Demgegenüber weisen Werkstoffe mit guter Schleifbarkeit einen<br />
s-Koeffizienten mit Werten nahe 1 auf. In Bild 6.4 ist die Abhängigkeit<br />
der Schleifkraft von der Scheibenumfangsgeschwindigkeit für zwei<br />
unterschiedliche Werkstoffgruppen qualitativ dargestellt [4]. Die erste<br />
Gruppe mit überwiegendem Spanformungskraftanteil, gekennzeichnet<br />
durch hohe E-Werte, weist einen deutlichen Abfall der Schleifkraft mit<br />
steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit V c auf. Diese Werkstoffe<br />
sind in der Regel gut schleifbar. Die zweite Gruppe mit überwiegendem<br />
Reibungskraftanteil, gekennzeichnet durch niedrige E-Werte, weist<br />
nur ein schwaches Absinken der Schleifkräfte bei steigenden vc-Werten<br />
auf. Werkstoffe dieser Art sind schwer zu schleifen und weisen bei hoher<br />
Schnittgeschwindigkeit hohe Schleifkräfte auf [4]. Das bedeutet, daß die<br />
Intensität des Schleifkraftabfalls über der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
vom Werkstoff abhängig ist.<br />
Ernst [91] und Daude [71] haben das Absinken der Schleifkraft bei<br />
steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit mit günstigeren<br />
kinematischen Verhältnissen erklärt. Gühring [11] bestätigt diese positive<br />
Auswirkung günstiger kinematischer Verhältnisse und weist weiter nach,
- 108 -<br />
daß für die sinkende Schleifkraft der Einfluß verminderter Werkstoffestigkeit<br />
bei höheren Temperaturen maßgebend ist.<br />
Die aufgeführten Gründe für die Abnahme der Schleifkräfte gelten für<br />
das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen jedoch nicht ohne Einschränkung. Durch die<br />
Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit bei sonst konstanten Bedingungen<br />
sinkt die mittlere Spanungsdicke und auch die Anzahl der im Eingriff<br />
befindlichen Schneiden, was wiederum zur Verringerung der Schleifkräfte<br />
führt. Allerdings sind beim Hochgeschwindigkeitsschleifen die Schnittkräfte<br />
geringer, auch wenn mit unveränderter Spanungsdicke geschliffen<br />
wird.<br />
Prins [92] hat durch Einkornversuche festgestellt, daß die Tangentialkraft<br />
mit steigender Schnittgeschwindigkeit und konstanter Schnittiefe abfällt.<br />
F' = ~'<br />
{~:VE-~{a({D}l-E<br />
'C<br />
u..<br />
....,<br />
-- ro<br />
L-<br />
.Y.<br />
ro<br />
E<br />
L-<br />
a<br />
z:<br />
~<br />
E = 0.5<br />
N<br />
Q)<br />
o<br />
E = 1.0<br />
o 30 60 90 m/s<br />
Schleifscheibenumfangsgeschwlndigkeit<br />
V c<br />
120<br />
Bild 6.4: Qualitativer Einfluß der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
auf die Schleifkraft bei unterschiedlichem Werkstoffverhalten<br />
[4]
- 109 -<br />
In diesem Fall kann nicht von kleiner werdendem Spanungsquerschnitt<br />
gesprochen werden, da die Schnittiefe der Furche konstant bleibt. Die<br />
Ursache für das mit steigender Schnittgeschwindigkeit auftretende<br />
Absinken der Kraft muß in der Spanbildung gesucht werden. Das heißt,<br />
die Ursache liegt an geringere Bedarf an Energie und damit an Kraft für<br />
die elastische und auch plastische Verformung beim Schneideneingriff.<br />
Höhere Schnittgeschwindigkeiten bewirken auch ein weniger duktiles<br />
Werkstoffverhalten bei der Verformung und verringern so die Kraft und<br />
Energie, die für die Schleifoperation aufzubringen ist.<br />
Nach König [8] und Stefens [74] findet beim Eingreifen der Schneide in<br />
das Werkstück zuerst eine elastische Verformung statt. Die Fortsetzung<br />
des Schneideneingriffes bewirkt eine elastische und plastische Verformung<br />
und führt zum Schluß zur Spanbildung. Auch in diesen Phasen bleibt die<br />
elastische Verformung Bestandteil des Spanprozesses. Bild 6.5 zeigt die<br />
Verformung in verschiedenen Phasen des Schneideneingriffes beim<br />
Schleifen [8]. Der Energiebedarf für die elastische und plastische<br />
Verformung ist erheblich. Beim HEDG-Schleifen fmdet die die Spanabnahme<br />
wegen der höheren Schnittgeschwindigkeit und der hohen Temperatur<br />
der Kontaktschicht (nicht Werkstückoberflächentemperatur) bei<br />
einem geringeren Umformgrad statt. Daraus ergibt sich ein niedrigerer<br />
Kraft-und Energiebedarf.<br />
---<br />
Fn<br />
F t<br />
~<br />
Elastische<br />
Verformung<br />
Reibung Kornl<br />
Werkstückstoff<br />
Elastische und<br />
plastische Verformung<br />
Reibung KornIWerkstückstoff<br />
Innere Werkstückstoff.<br />
reibung<br />
Elastische<br />
und<br />
plastische Verformung +<br />
Span abnahme<br />
Reibung<br />
Innere<br />
KornIWerkstückstoff<br />
Werkstückstoffreibung<br />
Bild 6.5: Schneideneingriff beim Schleifen [8]
- 110 -<br />
,~<br />
120<br />
Nimm<br />
\<br />
100<br />
90<br />
80<br />
'e:<br />
~ 70<br />
~<br />
ro ro ""<br />
60<br />
E<br />
0<br />
:z<br />
50<br />
N<br />
C><br />
'"<br />
~O<br />
30<br />
20<br />
10<br />
\i\<br />
i\.""-<br />
Schiel rscnetbe : B 252 GSS<br />
Werkstoff : 16 MnCr 5<br />
Zustellung : a e<br />
= 6 mm<br />
-, ~. I I<br />
bez . Zeltspanungsvolumen : Q~ = 100 mm'/(mm·sl<br />
I I<br />
.- r--.<br />
• : I w<br />
= 100 mm<br />
"'-...1 ............ • : Iw =<br />
50 mm-<br />
-<br />
~-- :::r---=-<br />
1"--.'<br />
,., " --.- -~-<br />
F' n<br />
1---<br />
••...•...........•.~.<br />
~-<br />
t<br />
1'--..:' --- F'<br />
~<br />
1--.. -<br />
- 111 -<br />
Die Bilder 6.7 und 6.8 zeigen die Abhängigkeit der Schleifkräfte vom<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumen. Bei diesen Untersuchungen wurde das<br />
bezogene Zeitspanungsvolumen Q'w auf Werte bis 3.000 mm 3 j(mm. s)<br />
erhöht. Es wurden Nuten mit hoher Oberflächenqualität bei Schnittgeschwindigkeiten<br />
v; = 180 m/s mit zwei Schleifscheiben unterschiedlicher<br />
Komgröße (B252 und Bt5t) geschliffen. Bei einer Zustellung von<br />
a, = 6 mm konnte nur bis Q'w = 1.500 mm 3 j(mm -s) geschliffen werden,<br />
da bei diesen Bedingungen die maximale Vorschubgeschwindigkeit der<br />
Maschine (15.000 mm/min) erreicht wurde. Zur weiteren Erhöhung des<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumens wurde die Zustellung auf 10 bzw. 12<br />
mm heraufgesetzt. Die Kraftverläufe in den Bildern 6.7 und 6.8 bestehen<br />
aus drei Teilbereichen, die durch folgende spezifische Bedingungen<br />
charakterisiert sind:<br />
500 ~<br />
Schleifscheibe : IB 252 GSSI /.<br />
Nimm Werkstoff : 16 MnCr 5 •<br />
Schnittgeschwindigkeit : "c = 180 m/s •••• /.Tt-l<br />
KOhischmierstoff : Schlei föl ••••<br />
'W ~O •<br />
u; I I / a = 12 mm<br />
;".'= K 0' 0,7 0, 15 ./·1 e<br />
c: F' = -- , ( _w_ I (a e , d s ' / "<br />
s n 0,85 V c "<br />
~ ,/ a> 6<br />
~ 200 /1".<br />
mm.... : : : ~<br />
U'> • 1 .~.<br />
L;> ~ 100 • .,....."<br />
•....••.. •---+1---- ------<br />
.><br />
500 1000 2000 2500 ~ 3000<br />
(mm·SI<br />
bez. Zet tsnanunqsvc ltmen o~<br />
Bild 6.7: Schleitkräfte für eine galvanisch gebundene CBN-<br />
Schleifscheibe B252
- 112 -<br />
Bereich 1: Q'w = 0 + 1.500 mm 3 /(mm s)<br />
Bereich 2: Q'w = 1.500 + 2.500 mm 3 /(mm.s)<br />
Bereich 3: Q'w ~ 2.500 mm3/(mm.s)<br />
(nur für Scheibe B252)<br />
a.= 6mm<br />
a, = 10 mm<br />
a. = 12 mm<br />
Der Übergang von Bereich 1 auf Bereich 2 ist durch einen sprunghaften<br />
Anstieg der Schleifkräfte gekennzeichnet. Dieses Verhalten läßt sich mit<br />
der größer werdenden Kontaktlänge erklären, die durch die Zunahme der<br />
Zustellung a. von 6 auf 10 mm entsteht. Im Bereich 3 ist eine Zunahme<br />
der Normalkraft durch die Erhöhung der Zustellung a, von 10 auf 12 mrn<br />
nicht mehr zu beobachten.<br />
Bei einer Zustellung von a, = 12 mm war für die Schleifscheibe B252<br />
ein maximales bezogenes Zeitspanungsvolurnen von Q'w = 3.000<br />
mm'Arnm-s) möglich. Mit diesem Wert ist die Grenzleistung des<br />
500 i I I I I<br />
scuertscnetbe<br />
NImm 1 Werkstoff<br />
SehnI ttgeschwindigkel<br />
~ 400 I KOhlschmierstoff<br />
t<br />
:18151 GSSI<br />
: 16 HnCr 5<br />
: v e<br />
= 180 m/s<br />
: SehleIföl I / I I<br />
~C:<br />
c;<br />
~ c;<br />
Q)<br />
c;<br />
8.<br />
E<br />
o<br />
""~<br />
ro<br />
~<br />
-"<br />
Q)<br />
~<br />
, K Q~ 0,6 0,2<br />
tn = 0,8 . ( ---v:-) . (ae·ds)<br />
300 I ,I<br />
200 I I ~~ I<br />
N , I<br />
J!5 100 I ••<br />
• F~<br />
• Fi<br />
o 500 1000 1500<br />
bez. zet tsoanuncsvotuaen Q~<br />
2000 mm'<br />
Imm·s,<br />
2500<br />
Bild 6.8: Schleifkräfte für eine galvanisch gebundene CBN-<br />
Schleifscheibe B 151
- 113 -<br />
Prozesses und dieser Schleifscheibe noch nicht erreicht. Die Versuche<br />
konnten jedoch an dieser Stelle nicht weitergeführt werden, weil die<br />
maschinenbedingte maximal mögliche Vorschubgeschwindigkeit erreicht<br />
war.<br />
Für die feinkörnigere Schleifscheibe (BI51) war bei einem bezogenen<br />
Zeitspanungsvolumen von Q'w = 1.500 mm 3 /(mm· s) das Grenz-Zeitspanungsvolumen<br />
erreicht. Bei diesem Wert war das Aufnahmevermögen der<br />
Spanräume erschöpft. Eine weitere Zunahme des bezogenen Zeitspanungsvolumens<br />
bis Q'w = 2.000 mm 3 /(mm·s) ist mit einer überproportionaleri<br />
Steigerung der Schleifkräfte verbunden. Eine weitere Steigerung des<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumens könnte durch Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit<br />
erzielt werden.<br />
Die Kontaktlänge hat entscheidenden Einfluß auf die Schleifkräfte und<br />
den Prozeßablauf. Sie kann über folgende Parameter verändert werden:<br />
- Zustellung,<br />
- Schleifscheibendurchmesser ,<br />
- Werkstücklänge.<br />
Die Werkstücklänge hat nur dann Einfluß auf die Kontaktlänge lk' wenn<br />
sie kleiner als die bei gegebenem Schleifscheibendurchmesser und<br />
gegebener Zustellung erreichbare Kontaktlänge I, ist. Der funktionale<br />
Zusammenhang für die Kontaktlänge läßt sich wie folgt darstellen<br />
[8,9.13]:<br />
h=~ (6.1)<br />
Für kurze Werkstücke (l, < IJ sind die Schleifkräfte F' (auf die Breite<br />
der Schleifscheibe bezogen) geringer, aber die flächenbezogenen<br />
Schleifkräfte sind höher. Bild 6.9 stellt die flächenbezogene Normalkraft<br />
F'', in Abhängigkeit von der Werkstücklänge I, für unterschiedliche<br />
Zustellungen dar. In diesem Diagramm sind zwei Parameter, die<br />
Werkstücklänge und die Zustellung, die die Kontaktlänge maßgeblich<br />
beeinflussen, dargestellt.
- 114 -<br />
2.0<br />
N<br />
mw<br />
1.8<br />
l.E<br />
~.:=<br />
~<br />
~ 1.4 ro<br />
E<br />
0<br />
Z<br />
Schleifscheibe B 252 GSS, d = 400 mm<br />
s<br />
Werkstoff 16 Mncr 5<br />
bez Ze t tspanunosvoluaen Qw = 100 mm'/(mm s)<br />
I X scn rei fschel berumtanoscescns. "c = 120 m/s<br />
KÜhlschmierstoff<br />
scnietröt<br />
I I I I<br />
•<br />
1 '=1 1 Beginn der vollen Kontaktlänge I :=;001""""""-- I<br />
~Ll--<br />
--<br />
N<br />
Q)<br />
D<br />
1.2<br />
1.0<br />
0.8 I I I I I I I I I I I I<br />
o 10 20 30 40 50 60 70 80 90 mm 100 110<br />
Werkstück länge I w<br />
Bild 6.9: Flächenbezogene Schleifkraft F", in Abhängigkeit von der<br />
Werkstücklänge für verschiedene Zustellbeträge<br />
Bei genügend langen Werkstücken, z.B. I, bzw. 1, > lk, werden die<br />
Kräfte nur durch die Zustellung a, bestimmt. Für geringere Zustellbeträge<br />
ergeben sich größere flächenbezogene Schleifkräfte in normaler Richtung<br />
als für höhere Zustellbeträge. Der Grund hierfür ist die geringere<br />
Kontaktlänge bei kleinerer Zustellung. Für eine Zustellung von a, = 12<br />
mm berechnet sich die Kontaktlänge lk nach Gleichung (6.l) mit a. = 12<br />
mrn und d, = 40d mm zu I, = 69 mm.<br />
Wie dem Diagramm zu entnehmen ist, steigt die Kraft F", bis zu einer<br />
Werkstücklänge von 69 mm bei Reduzierung der Werkstücklänge an. Für<br />
die Zustellbeträge a, = 9 rnrn, a, = 6 mm und a, = 3 mrn beträgt die<br />
sich ergebende Kontaktlänge jeweils lk = 60 mm, lk = 49 mm und l, =<br />
35 rnrn.
- 115 -<br />
Für kurze Werkstücke sowie beim Eingriffsbeginn wird die volle<br />
Kontaktlänge nicht erreicht. Daher bleiben die flächenbezogenen<br />
Schleifkräfte hoch. Mit größer werdender Eingriffslänge nimmt F", bis<br />
zum Erreichen der vollen Kontaktlänge kontinuierlich ab. Für die<br />
Zustellungen a, = 3, 6 und 9 mm steigen die flächenbezogenen Normalkräfte<br />
weiter an. Als Grund hierfür läßt sich die Vergrößerung der<br />
Reibung zwischen Schleifscheibe und Werkstück erklären. Das<br />
bedeutet,daß birn Erreichen der vollen Kontaktlänge nur die Hälfte der<br />
Schleifscheibe im Werkstück eingedrungen ist. Mit Fortgang des<br />
Prozesses bleibt die Kontaktlänge konstant aber die andere Hälfte der<br />
Scheibe führt zur Erhöhung der Schleifkräfte. Dieser Reibeffekt<br />
verursacht erhöhte Schleifkräfte nur bis die Schleiflänge eine ca.<br />
zweifache Kontaktlänge erreicht hat. Danach bleiben die Schleifkräfte<br />
konstant solange lk konstant bleibt.<br />
Neben der Kontaktlänge ist auch die Kontaktbreite oder auch die Schleifbreite<br />
für das HEDG- Verfahren von Bedeutung. Daneben kann auch die<br />
Form der Kontaktfläche (seitlich) erheblichen Einfluß haben. Im<br />
folgenden sollen diese Probleme an einer Schleifaufgabe diskutiert<br />
werden [33].<br />
Die Aufgabe bestand darin, eine Nut mit einer Schnittiefe (Zustellung)<br />
a e = 25 mm, einer Breite in der Spitze von 1,0 + 1,5 mm sowie einem<br />
Flankenwink:el von 2° in einem Warmarbeitsstahl (45NiCr6; 35 HRC) zu<br />
schleifen (Bild 6.10). Derartige Nutprofile kommen z.B. an Spritzgußwerkzeugen<br />
häufig vor. Eine weitere Förderung bestand darin, diese Nut<br />
möglichst in einem Durchgang mit der erforderlichen Oberflächengüte zu<br />
erzeugen. Eine hohe Oberflächengüte an den Flanken war notwendig, da<br />
hierdurch gewährleistet wird, daß sich das erzeugte Kunststoff-Spritzgußteil<br />
sauber aus der Werkzeugform löst. Es war ein Mittenrauhwert R..<br />
von ca. 1,0 um gefordert. Außerdem sollte die Nutwand keine thermischen<br />
Schädigungen (Brandflecke, Risse) aufweisen.<br />
Im Vergleich zu normalen Rechtecknuten liegt das Hauptproblem bei der<br />
Fertigung solcher Profile mit geringen Flankenwinkel in der erheblich<br />
vergrößerten Kontakt fläche zwischen Schleifscheibe und Werkstück. Das<br />
verursacht hohe Zerspanungs- und Reibkräfte, wodurch die Gefahr einer<br />
thermischen Schädigung des Werkstückes erhöht wird. Deshalb muß der
- 116 -<br />
1 0<br />
1 0<br />
l1"\<br />
N<br />
1,5<br />
Bild 6.10:<br />
Nutform<br />
richtigen Zuführung des Kühlschmierstoffes erhöhte Aufmerksamkeit<br />
beigemessen werden. Auch die Spezifikation und Konstruktion des<br />
Schleifwerkzeuges - insbesondere die Auswahl der richtigen Körnung -<br />
sind vor allem bei der Bearbeitung von ungehärteten Stahlwerkstoffen<br />
von entscheidender Bedeutung für die Realisierung guter Bearbeitungsergebnisse.<br />
Zur Lösung der gestellten Fertigungsaufgabe wurden drei unterschiedliche<br />
galvanisch gebundene CBN-Schleifscheiben eingesetzt. Die ersten beiden<br />
Scheiben waren an den Flanken mit der Korngröße B151 voll belegt. Das<br />
zweite Schleifwerkzeug war radial geschlitzt. Beide Scheibenarten führten<br />
nicht zu befriedigenden Arbeitsergebnissen, machten aber die Anforderungen,<br />
die zur Lösung der Fertigungsaufgabe an ein Schleifwerkzeug zu<br />
stellen sind, deutlich.<br />
Als bestgeeignetes Werkzeug wurde eine seitlich nicht voll belegte,<br />
galvanisch gebundene CBN-Schleifscheibe mit der Körnung B251<br />
eingesetzt (Bild 4.2), die in dieser Ausführung neuartig ist. Die<br />
Erfahrungen mit den vorher eingesetzten CBN-Schleifscheiben führten zu<br />
folgenden Änderungen der Werkzeugausführung, die im praktischen<br />
Einsatz noch weiter optimiert wurde:<br />
l. Schleifkörper aus vorgespanntem Stahl.<br />
2. Gröbere Körnung B251 statt B151.
- 117 -<br />
3. Teilbelegung der seitlichen Schleifscheibenflächen. Die dritte<br />
Maßnahme dient dazu, die hohe seitliche Reibung zwischen<br />
Schleifscheibe und Werkstück zu reduzieren und gleichzeitig<br />
eine bessere Kühlmittelzufuhr in den seitlichen Kontaktzonenbereichen<br />
zu gewährleisten.<br />
Zur Festlegung der Scheibenbelegung diente die Überlegung, daß der<br />
Schleifbelag an den Flanken das gleiche spezifische Volumen abzutragen<br />
hat wie der Schleifbelag am Umfang der Scheibe. Das von der Schleifscheibenflanke<br />
abzutragende Werkstoffvolumen beträgt (bei einem<br />
Flankenwinkel von 2°) nur ca. 4 % des Zerspanungsvolumens an der<br />
Umfangsfläche. Um in allen Bereichen der Scheibe eine gleiche<br />
Abtragsleistung zu erreichen, wurden die Flanken mit einem entsprechend<br />
reduzierten Schleifbelag versehen. Der Umfang und ein Teilbereich der<br />
Flanken (bis zu einer Höhe von 1,5 mm) sind voll belegt, während beide<br />
Flanken mit 18 Belagsegmenten (10 mm breit und 30 mm hoch) belegt<br />
sind. Diese Segmente liegen einander genau gegenüber, so daß beim<br />
Schleifen keine alternierenden Querkräfte auftreten können.<br />
Die insgesamt ergriffenen Maßnahmen führten zu einem neuartigen,<br />
leistungsfähigen Schleifwerkzeug, das dadurch gekennzeichnet ist, daß:<br />
- der vorgespannte Schleifkörper zu einer erhöhten Stabilität<br />
des Schleifwerkzeuges führt;<br />
- die Verwendung eines gröberen Schleifkornes bei der<br />
Bearbeitung des relativ weichen Stahlwerkstoffes sowohl<br />
kleinere Schnittkräfte als auch höhere Zerspanleistungen - bei<br />
sehr guten Rauheitswerten - zur Folge hat;<br />
- die Teilbelegung der Scheibenflanken weniger Reibung und<br />
kleinere Schnittkräfte, aber auch eine geringere spezifische<br />
Zerspanleistung bedingt.<br />
Die Optimierung des Schleifwerkzeuges und der Einsatz geeigneter<br />
Kühlschmierstoff- und Reinigungsdüsen führte zu akzeptablen Schleifkräften.
- 118 -<br />
300 I I I ~<br />
Schiel fscheibe<br />
Y n 251 N 200 G<br />
Schi e i tscne i bendurchmesser<br />
d s = ~OO mm<br />
Werkstoff<br />
~5 Ni Cr6; 35 HRC<br />
250<br />
bez. Zei tsoanunssvctoaen<br />
Q,; = 50 rnrnl/(mm 5)<br />
Kühlschmierstoff<br />
~<br />
Schlei föl<br />
u,<br />
Kühischmlerstoffdruck I -sence 6 bar I 300 I/mln<br />
§ 200 I I I ..~,.,- I<br />
c<br />
u,<br />
E<br />
~<br />
~<br />
.,<br />
.c<br />
bl<br />
100 I I ,.,- I ~ ~ i,l I<br />
50<br />
c<br />
B<br />
~ 150 f-.. I ..,......=1 .....1"""""'--<br />
Q.<br />
0<br />
0 5 10 15 20 mm 25<br />
Zustellung<br />
a<br />
Q)<br />
10 5 3.33 2,5 mm/s 2,0<br />
Werkstückgeschwlndlgkel t Vw<br />
Bild 6.11: Schleifkraftkomponenten in Abhängigkeit von Zustellung und<br />
Werkstückgeschwindigkeit bei konstanten bezogenen Zeitspanungsvolumen<br />
In Bild 6.11 sind die Schleifkraftkomponenten für Zustellungen bis a, =<br />
20 mm bei unterschiedlichen Schnittgeschwindigkeiten (v, = 120 und v;<br />
= 180 m/s) dargestellt. Bei konstandten bezogenen Zeitspanungsvolumen<br />
führt eine Steigerung der Zustellung a. und entsprechender Reduzierung<br />
der Werkstückgeschwindigkeit V w zu einer Zunahme der Schleifkräfte.<br />
Die Steigerung der Schleifkräfte resultiert aus der größer werdenden<br />
Kontaktliinge und der dadurch ansteigenden Zahl der kinematischen<br />
Schneiden.
- 119 -<br />
6.3 Abhängigkeit der Werksrockrauheit von den Schleifbedingungen<br />
Eine der wesentlichen Kenngrößen des Bearbeitungsergebnisses beim<br />
Schleifen ist die Rauheit der erzeugten Werkstückoberfläche.<br />
In Bild 6.12 wird der Zusammenhang zwischen Rauheit R, und<br />
Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit für Zustellungen von a, = 5, 10<br />
und 15 mm dargestellt. Bild 6.13 zeigt den gleichen Zusammenhang für<br />
den Mittenrauhwert Ra. Bei den Untersuchungen wurden galvanisch<br />
gebundene, 8 mm breite eBN-Scheiben mit unterschiedlichen Komgrößen<br />
(B252 mittel und B427 grob) angewendet.<br />
28<br />
~m<br />
24<br />
20<br />
Schleifscheibe<br />
SchIelf scheIbendurchmesser<br />
~ Iwerkstoff<br />
bez. Zei tspanunosvo lumen<br />
" IKühlschmlerstoff<br />
: GY B 252-N 200-G<br />
u. GY B 427-N 200-G<br />
: d =<br />
s 400 mm<br />
: 16 MnCr 5; HV 170<br />
Qw = 50 mml/(mm's)<br />
Schlelföl<br />
f---
- 120 -<br />
In Bezug auf die gemittelte Rauhtiefe R, und den arithmetischen Mittenrauhwert<br />
R.. können folgende Feststellungen getroffen werden:<br />
a) Die Werkstückrauheit fallt mit steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
v; stetig ab. Die größte Rauheitsabnahme<br />
liegt zwischen 100 und 120 m/s (Bild 6.12).<br />
b) Bei gröberem Korn (B427) ergeben sich größere Rauheitswerte<br />
(Bild 6.12 und Bild 6.13).<br />
Diese Beobachtungen stimmen mit analytischen Erkenntnissen überein<br />
[93]. Die festgestellten Rauheitswerte (R, = 8 + 24 J.Un) liegen im<br />
erwarteten Bereich.<br />
GY B 252-N 200-G<br />
u. GY B 427 -N 2oo-G<br />
d s<br />
= 400 mm<br />
16 MnCr 5; HV<br />
---1\<br />
170<br />
: Q~ = 50 mm'!(mm's) _<br />
SCh"'T<br />
--!---r/"27<br />
7<br />
B 252<br />
10<br />
15 mm<br />
Zustellung a e<br />
20<br />
10 3,33<br />
mm/s<br />
Werkstückgeschwlndlgkel t v w<br />
Bild 6.13:<br />
Mittenrauhtiefe R. in Abhängigkeit von der Zustellung a"und<br />
der Werkstückgeschwindigkeit V w bei unterschiedlichen<br />
Korngrößen und Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten
- 121 -<br />
Die beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen erreichten Oberflächen-Rauheitswerte<br />
beim Einsatz von CBN- und Korundscheiben entsprechen den Werten des<br />
konventionellen Schleifens. Der Anstieg der Rauheitswerte, der durch<br />
Zunahme der Werkstückgeschwindigkeit beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
verursacht wird, wird zum Teil durch große Zustellung und Schnittgeschwindigkeit<br />
kompensiert. Somit können mit etwa 100fachem<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumen beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen ähnliche<br />
Rauheitswerte erreicht werden wie beim konventionellen Schleifen.<br />
Durch den Einsatz spezieller Techniken (Touchieren der Schleifscheibe<br />
mit einem Diamantwerkzeug) sind für die Werkstückrauheit beim<br />
<strong>Hochleistungs</strong>profilschleifen auch deutlich niedrigere Werte (R, = 2 + 4<br />
um) zu erzielen.<br />
Bild 6.14 stellt einen Vergleich der Oberflächenrauheitswerte für eine<br />
galvanisch gebundene CBN-Schleifscheibe vor und nach dem Touchieren<br />
dar. Sie wurde mittels einer Diamant-Abrichtrolle um einen Betrag von<br />
chleitscheioa<br />
Schnittgeschwindigkeit<br />
Werkstückgeschwindigkeit um a:<br />
Zustellung<br />
cd<br />
Kühlschmierung<br />
a:<br />
Schleifverfahren<br />
15<br />
.c<br />
-.a;<br />
25<br />
10<br />
5<br />
0<br />
ce<br />
N<br />
::J<br />
CU •...<br />
c<br />
Q)<br />
.c<br />
:CU<br />
o<br />
'E<br />
Q)<br />
.0<br />
0<br />
Ra Rz Rt<br />
Bild 6.14: Vergleich der erzeugten Oberflächenrauheitswerte einer<br />
touchierten und einer nicht touchierten CBN-Schleifscheibe
- 122 -<br />
30 um in 6 Arbeitsschritten von je 5 um touchiert. Die touchierte<br />
Schleifscheibe liefert eine Oberflächengüte, die um ca. 85 % geringere<br />
Werte aufweist als die nicht touchierte Schleifscheibe.<br />
Durch das Touchieren werden die exponierten Schleifspitzen entfernt.<br />
Dadurch kommt eine größere Anzahl von Körnern in Eingriff, die einen<br />
gleichmäßigeren Zerspanprozeß mit geringerer Spanungsdicke und daher<br />
eine bessere Oberflächengüte gewährleisten. Die große Verbesserung der<br />
Werkstückrauheit beim Touchieren ermöglicht den Einsatz von gröberen<br />
CBN-Körnern. Außerdem ist eine touchierte CBN-Scheibe in bezug auf<br />
Oberflächenrauheit konkurrenzfähiger gegenüber konventionellen Schleifscheiben.<br />
Wegen größerer Kräfte und des kurzen Prozeßablaufs wird für ein<br />
touchiertes Schleifwerkzeug neben der geringeren Oberflächenrauheit eine<br />
höhere, meist erwünschte Druckeigenspannung erwartet, siehe Kapitel 6.6.<br />
6.4 Abhängigkeit des Verschleißes und des Schleifverhältnisses von<br />
den Schleifbedingungen<br />
Im folgenden der radiale Schleifscheibenverschleiß in Abhängigkeit vom<br />
bezogenen Zerspanungsvolumen für eine Korundschleifscheibe und zwei<br />
CBN-Schleifscheiben verglichen. In Bild 6.15 ist der radiale Verschleiß<br />
einer Korund-Schleifscheibe beim Schleifen von Einsatzstahl in Abhängigkeit<br />
vom bezogenen Zerspanungsvolumen dargestellt.<br />
Der relativ geringe Verschleiß und das hohe Schleifverhältnis (konventionelle<br />
Schleifscheiben) von G = 78 zeigen, daß das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
auch beim Einsatz von konventionellen Schleifscheiben<br />
wirtschaftlicher ist als bei herkömmlichen Schleifverfahren.<br />
Die Bilder 6.16 und 6.17 zeigen den radialen Scheibenverschleiß für<br />
eine galvanisch gebundene (einschichtige) CBN-Schleifscheibe und eine<br />
metallgebundene (mehrschichtige) CBN-Schleifscheibe.<br />
Die galvanisch gebundene Scheibe erreichte ihr Standzeitende nach ca.<br />
2,8 . 1()6 mm'rmm. Dabei erreichte sie ein Schleifverhältnis von
- 123 -<br />
600<br />
/lm<br />
500<br />
~<br />
<br />
-<br />
s:<br />
0 300<br />
e<br />
CI><br />
><br />
tU<br />
'0<br />
tU<br />
a:<br />
200<br />
100<br />
0<br />
Schleifscheibe :90A 80 Q 4 BH50/100<br />
Sc h I elfsch 81 ben d u reh m e s e e r :d •.• 400 mm<br />
Werk.loff :16 MnCr 5<br />
bez.Z eltspa n u ngsvo I u m an :0";' •• 200 mm'/{mm.s)<br />
Zustellung :a •.• 6 mm<br />
Sc h n ittg es eh wl n d igkeit<br />
:vo·100mls<br />
Kühlschmierstoff<br />
:Schl.if61<br />
K 0 h I sch m l e rstoffd ruck/- meng e :7.5 bar/150 IImln<br />
/<br />
-:<br />
/~<br />
./ \<br />
V/I So,,~.:.~":""'''I-<br />
•<br />
---. /j<br />
o 18000 36000<br />
tmi' Imm 72000<br />
bez.Zerspanungsvolumen<br />
V';'<br />
Bild 6.15:<br />
Radialer Scheibenverschleiß in Abhängigkeit vom bezogenen<br />
Zerspanungsvolumen für Korund-Schleifscheibe<br />
G = 35.070. Der Radialverschleißverlauf der galvanisch gebundenen<br />
Schleifscheiben ist durch hohen anfänglichen Verschleiß charakterisiert.<br />
Nachdem die exponierten Komspitzen verschlissen sind, verringert sich<br />
der Werkzeugverschleiß. Die hohe Kornkonzentration für die einschichtige<br />
CBN-Schleifscheibe ist für den geringen Verschleiß und den höheren<br />
G-Wert verantwortlich.<br />
Die mehrschichtige CBN-Schleifscheibe ist im Vergleich zur einschichtigen<br />
Schleifscheibe durch einen etwas höheren Verschleiß gekennzeich
- 124 -<br />
~<br />
- 125 -<br />
120<br />
- 126 -<br />
6.5 Abhängigkeit der Temperaturvon den Schleifbedingungen<br />
In Bild 6.18 ist tendenziell die Werkstück-Obertlächentemperaturin<br />
Abhängigkeit von den Schleifparametern dargestellt. Dem Bild (oben<br />
links) kann entnommen werden, daß beim HEDG-Verfahren mit<br />
steigender Werkstückgeschwindigkeit die Temperatur in der Randzone<br />
abfällt. Die Erhöhung der Werkstückgeschwindigkeit bewirkt beim<br />
HEDG-Schleifen eine kürzere Einwirkzeit der Wärmequelle (Schleifscheibe)<br />
auf das Werkstück und daher eine geringere Wärmeeinbringung<br />
in das Werkstück. Weiterhin (oben rechts) ist die Abhängigkeit der<br />
Randzonentemperaturvon der Zustellung dargestellt. Es ist zu ersehen,<br />
~ oe<br />
800<br />
L-<br />
:::J<br />
+-'<br />
- 127 -<br />
daß die Temperatur beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen mit zunehmender<br />
Zustellung steigt. Beim konventionellen Tief schleifen bewirkt die<br />
Zunahme der Zustellung (bei konstantem bezogenen Zeitspanungsvolumen)<br />
im Gegensatz zum HEDG-Schleifen ein Absinken der Randzonentemperatur.Die<br />
steigende Temperaturbeim HEDG ist auf die steigende<br />
Kontaktlänge, die größere Reibung und die höhere Energieumsetzung<br />
zurückzuführen.<br />
Unten in Bild 6.18 ist die Abhängigkeit der Randzonentemperaturvon<br />
der Schnittgeschwindigkeit für eine Korundscheibeund eine CBN-Schleifscheibe<br />
dargestellt. Das Temperaturniveauliegt für die Korundscheibe<br />
~<br />
°C<br />
800<br />
700<br />
600<br />
Q)<br />
c<br />
0<br />
N 500<br />
+-'<br />
-'" co<br />
+-'<br />
c qOO<br />
0<br />
""<br />
L-<br />
Cl)<br />
0 300<br />
c<br />
L-<br />
::J 200<br />
•....<br />
eo<br />
L-<br />
Cl)<br />
0.<br />
E<br />
Cl)<br />
>-<br />
100<br />
0<br />
Schlei tscne ibe<br />
scn le I fsche Ibendurchmesser<br />
Werkstoff<br />
Sch lei tscnet benumtencscescns.<br />
Zustellung<br />
Küh Isennt erstaff<br />
&<br />
90 A 80 Q q BH 50/100<br />
d s = 400 mm<br />
16 MnCr 5<br />
V c = 100 m/s<br />
a e<br />
= 6 mm<br />
SchIel föl<br />
I<br />
&<br />
/·1 &-<br />
& Q ~ = 10 mm'/mm*s<br />
• Q ~ = 50 mm'/mm*s<br />
• Q ~ = 100 mm'/mm*s<br />
• Q w = 300 mm'/mm*s<br />
s: Q w = 500 mm'/mm*s<br />
/1 //·1 . ~1~1 J<br />
• ===--==f-I--t-I<br />
-7' l---------j L--- r<br />
I I<br />
., 11<br />
:~ l--r===~ 7-·----~ 1 I j- I I<br />
I -~==<br />
5<br />
Meßstellen In der Kantaktzone<br />
Bild 6.19:<br />
Kontaktzonentemperatur an fünf verschiedenen Stellen der<br />
Kontaktzone für unterschiedliche bezogene Zeitspanungsvolumina<br />
(Gegenlaufschleifen)
- 128 -<br />
höher als für die CBN-Schleifscheibe, was mit der höheren Wärmeleitfähigkeit<br />
und dem geringeren negativen Spanwinkel der CBN-<br />
Schleifscheibe zu erklären ist. Die Temperatur steigt bis v; '" 100 m/s<br />
ständig an. Dieses thermische Verhalten stimmt mit den Ergebnissen<br />
anderer Autoren überein [4-6,8,9,11,13,15,20,72,73].<br />
Die weitere Steigerung der Schnittgeschwindigkeit (in diesem Fall V c ><br />
100 m/s) führt zu sinkenden Temperaturen. In diesem Bereich liegen<br />
keine Untersuchungen von anderen Autoren vor. Die Gründe für die<br />
Umkehr des Temperaturverlaufs sind in Kapitel 4.6 ausführlich diskutiert.<br />
Durch Temperaturmessungen .an verschiedenen Stellen der Kontaktzone<br />
sollte der Ort mit der maximalen thermischen Belastung bestimmt<br />
werden. Bild 6.19 zeigt den Verlauf der Kontaktzonentemperatur an fünf<br />
verschiedenen Stellen für unterschiedliche bezogene Zeitspanungsvolumen.<br />
Für das relativ geringe bezogene Zeitspanungsvolumen Q'w = 10<br />
mm 3 /(mm. s) liegt die maximale Temperatur in etwa in der Mitte der<br />
Kontaktzone. Diese Feststellung stimmt gut mit den Ergebnissen von [20]<br />
überein. Eine weitere Steigerung von Q' w verschiebt den Ort der<br />
maximalen Temperatur zum Meßpunkt Nr. 5, der der neuerzeugten<br />
Oberfläche am nächsten liegt.<br />
Die Steigerung von Q'w (über vw) bewirkt danach eine starke<br />
Reduzierung der Temperatur. Die maximale Temperatur für Q' w =<br />
500 mm 3 /(mm .s) beträgt beispielsweise nur noch ca. 15 % der maximalen<br />
Temperatur für Q'w = 10 mm 3 /(mm.s). Beim Gleichlaufschleifen sind die<br />
Temperaturwerte für kleinere bezogene Zeitspanungsvolumina höher als<br />
beim Gegenlaufschleifen. Für größere Q'w-Werte ist die Temperatur bei<br />
beiden Verfahren etwa gleich (Bild 6.28).<br />
Bild 6.20 zeigt die Spitzentemperaturen an den 5 Meßstellen bei<br />
Annäherung an die Kontaktzone. Der Schleifprozeß wurde zuerst in<br />
einem Abstand von 10 mm vor der Zone, in der die Thermoelemente<br />
angebracht sind, abgebrochen und die Temperatur ermittelt. Danach<br />
wurde bis 5 bzw. 3 mm vor Meßstelle 1 geschliffen und gleichzeitig die<br />
Temperatur gemessen. Beim vierten und fünften Versuch wurde jeweils
- 129 -<br />
0;:.<br />
Q)<br />
c;<br />
B 100<br />
B c<br />
~<br />
~Q)<br />
"0<br />
C<br />
150 I I I I I I I<br />
°C<br />
Schleifscheibe 90 A 80 Q 4 BH 50/100<br />
Schiel fscheibendurchmesser<br />
d s = 400 mm<br />
Werkstof f 16 MnCr 5<br />
Schle Ifschei oenuaransssescrw. v c = 100 m/s<br />
Zustellung<br />
a e = 6 mm<br />
bezogenes Zeltspanungsvolumen Qw = 400 mm'/(mm*s)<br />
Kühlschmierstoff<br />
Schlelföl<br />
Kühlschmlerstoffdruck I-menge 7,5 bar I 150 I/mln<br />
I I ~----.-<br />
• _ ~ ~ ..c:=::=:: •.==--- I<br />
~ I .-z:;:::> :- r ~! ~ I<br />
=> • • I .- ~<br />
~ ? • I I -. --...;<br />
~ ~ I I<br />
10 mm<br />
~<br />
Restweg :<br />
5 mm<br />
.10 mm<br />
3 mm}_:1ff.=-r,<br />
o I<br />
2<br />
~""""T~ll 1\'-T 2<br />
T5 T4 3<br />
• 5 mm<br />
• 3 mm<br />
• Leersch l1 ff<br />
I I I I I !<br />
Meßstellen In der Kontaktzone<br />
Bild 6.20: Kontaktzonentemperatur für unterschiedliche Meßstellen und<br />
Schleiflängen bzw. unterschiedliche Abstände zu den<br />
Meßpunkten<br />
bis auf 2 bzw. 1 mm an die vorgesehene Kontaktzone geschliffen. Die<br />
beiden letzten Ergebnisse sind in einer Kurve dargestellt. Beim Versuch<br />
mit einem Restweg von 10 mm ist die Temperatur an der Meßstelle 5<br />
arn höchsten, weil der Weg bis zu dieser Kontaktstelle kürzer und weil<br />
für das höher bezogene Zeitspanungsvolumen (Q'w = 400 mm 3 /(mm·s))<br />
die Temperatur an der Meßstelle 5 höher ist (Bild 6.19).<br />
Bei den darauffolgenden Versuchen unter gleichen Schleifbedingungen<br />
mit Restwegen von 5, 2 und 1 mm war die Temperatur trotz kürzerer<br />
Abstände zu den Meßpunkten (Thermoelementen) besonders am<br />
Meßpunkt 5 niedriger. Das hat zwei Gründe: zum einem ist die gesamte<br />
Energieumsetzung wegen des relativ geringeren abgetragenen Werkstoffvolumens<br />
ebenfalls niedriger und zum anderen ist die Zeit, in der der
1-1 --j<br />
- 130 -<br />
Schleifprozeß stattfindet, sehr kurz. Daher fließt nur eine geringe<br />
Wärmemenge in das Werkstück und damit auch zu den Thermoelementen.<br />
Nachdem das Material bis zur vorgesehenen Kontaktzone abgetragen wirr,<br />
wurden weitere Temperaturmessungen durchgeführt, und zwar mit in der<br />
Kontaktzone rotierender Schleifscheibe aber ohne Vorschubbewegung und<br />
damit ohne Materialabtrag. Das Schleiföl wurde unter den gleichen<br />
Bedingungen in die Kontaktzone und über das Werkstück geleitet Die<br />
Kontaktzone erwärmte dabei trotz der relativ kurzen Durchlaufzeit den<br />
mit Raumtemperatur zugeführten Kühlschrnierstoff um ca. 50 "C (Bild<br />
6.20).<br />
Zum Vergleich ist der Temperaturverlauf in der Kontaktzone in Bild 6.21<br />
für zwei verschiedene Werkstoffe dargestellt. Es wurden der<br />
~<br />
<br />
c<br />
0<br />
N<br />
•....<br />
.>
- 131 -<br />
niedriglegierte Vergütungsstahl 42CrMo4 in normalisiertem Zustand und<br />
der Einsatzstahl 16MnCr5 in unbehandeltem Lieferzustand bei zwei<br />
unterschiedlichen Werten des bezogenen Zeitspanungsvolumens Q'w =<br />
100 und 200 mm 3 /(mm. s) geschliffen. Die Temperatur wurde wieder an<br />
fünf verschiedenen Stellen der Kontaktzone gemessen.<br />
Wie schon bei den vorherigen Ergebnissen, sinkt die Temperatur mit<br />
steigendem bezogenen Zeitspanungsvolumen infolge der höheren Werkstückgeschwindigkeit<br />
ab. Bei beiden bezogenen Zeitspanvolumina liegt<br />
beim Werkstoff 42CrMo4 die Temperatur niedriger als bei 16MnCr5, was<br />
auf die günstigere Schleifbarkeit des niedriger legierten Stahls zurückzuführen<br />
ist.<br />
6.6 Abhängigkeit der Eigenspannung von den Schleifbedingungen<br />
Maßhaltigkeit, Formhaltigkeit und Oberflächenrauheit sind die üblichen<br />
Kriterien für die Qualitätsbeurteilung eines bearbeiteten Bauteiles. In<br />
vielen Fällen reichen diese Eigenschaften für die Qualitätssicherung aus,<br />
jedoch für hochbeanspruchte oder kritische Bauteile charakterisieren sie<br />
nur die Geometrie und sagen nichts aus über die Beeinflussung der<br />
physikalischen Eigenschaften, die durch Bearbeitung verändert werden.<br />
Das Schleifen - meist das letzte Bearbeitungsverfahren - verändert die<br />
vorhandenen Eigenspannungen, die durch vorherige Bearbeitungsverfahren<br />
oder Härten in den Werkstoff eingebracht worden sind.<br />
Kenntnisse über den Eigenspannungszustand können in vielen Fällen<br />
genauere Aussagen über die physikalischen Eigenschaften des Bauteiles<br />
und über Einflüsse der Bearbeitungsverfahren liefern als Temperaturmessungen<br />
oder metallographische Untersuchungen. Daher ist die Messung<br />
der Eigenspannung, besonders um gezielt Eigenschaften in das Werkstück<br />
zu induzieren, unverzichtbar. Da die röntgenographische Spannungsanalyse<br />
die Eigenspannung in einer dünnen Randzone (Eindrlngtiefe der<br />
Röntgenstrahlen in Stahl 5 + 10 11m) erfaßt, und die Reichweite der<br />
Schleifeigenspannung in der gleichen Größenordnung liegt, ist dieses<br />
Meßverfahren hierfür besonders geeignet.
- 132 -<br />
Die durch Schleifen verursachten Eigenspannungen<br />
Prozeßgrößen abhängig [94-100]:<br />
sind von folgenden<br />
- Stellgrößen,<br />
- Schleifwerkzeug: Komwerkstoff, Komgröße, Bindung und<br />
Bindungshärte,<br />
- Kühlschmierstoff: Art, Menge und Druck,<br />
- Abrichtbedingungen,<br />
- Werkstoff,<br />
- Schleifverfahren,<br />
- Verschleißverhalten des Schleifwerkzeuges.<br />
Generell kann gesagt werden, daß die Prozeßgrößen, die höhere Kontaktzonentemperaturen<br />
verursachen, zu Zugspannungen an der Werkstückrandzone<br />
führen, die meist unerwünscht sind, besonders bei dynamisch<br />
belasteten Bauteilen. Bearbeitungsbedingungen, die höhere mechanische<br />
Kräfte hervorrufen, verursachen Druckeigenspannungen [94-103]. Im<br />
Schleifprozeß treten Wärme und mechanische Kräfte gleichzeitig auf, die<br />
Steigerung der Schleifkräfte geht dabei meist mit einer Erhöhung der<br />
Temperatur einher. Dies hat zur Folge, daß die Steuerung des Prozesses<br />
zur Erzielung bestimmter Eigenspannungen nicht so ohne weiteres möglich<br />
ist. Eine Verringerung der Reibkräfte führt allgemein zu geringerer<br />
Wärmeentwicklung in der Kontaktzone. Der Einsatz eines geeigneten<br />
Kühlschmierstoffes mit geeignetem Zuführdruck und angepaßter Durchflußmenge<br />
verringert die Schleif temperatur, was zu geringeren Zugeigenspannungen<br />
oder möglicherweise gar zu Druckeigenspannungen führen<br />
kann. Wird Öl als Kühlschmierstoff eingesetzt, verringert dies zwar die<br />
Schleifkräfte. ohne aber die gute Kühlwirkung eines wasserhaltigen<br />
Kühlschmierstoffs zu besitzen [40,45]. Für Werkstoffe, bei denen beim<br />
Zerspanprozeß hohe Reibkraftanteile auftreten, führt Öl durch Verringerung<br />
der Schleifkräfte trotz der eingeschränkten Kühlwirkung zu<br />
niedrigeren Schleiftemperaturen. Für die Werkstoffe, die einen geringeren<br />
Reibanteil beim Schleifen besitzen, kann ein wasserhaltiger Kühlschmierstoff<br />
wegen günstigerer Wärmeabfuhr für bessere Kühlung sorgen. Feinere<br />
Abrichtbedingungen bewirken höhere Kräfte und bessere Oberflächenqualitäten,<br />
gleichzeitig aber auch zu einer höheren Schleiftemperatur,<br />
die eine Verlagerung der Spannungen in Richtung Zug bewirkt<br />
[96].
- 133 -<br />
Allgemein ist CBN durch kühleren Schliff und durch Spannungen, die<br />
mehr im Druckbereich liegen, bekannt [7,72,98-100]. Einige Autoren<br />
haben für konventionelle Korundscheiben Zugeigenspannungen und für<br />
CBN-Scheiben Druckeigenspannungen festgestellt [72,99,100].<br />
Für den kühleren Schliff mit CBN-Schleifscheiben werden unterschiedliche<br />
Ursachen genannt Zum einen ist das schärfere Kom und zum anderen<br />
die bessere Wärmeleitfähigkeit maßgebend. Die schärferen Körner<br />
führen zu geringerer Reibung und Temperatur und wegen der höheren<br />
Wärmeleitfähigkeit transportieren die CBN-Kömer große Wärmemengen<br />
aus der Kontaktzone nach außen. Ein weiterer wichtiger Grund für<br />
kühleren Schliff mit geringer Reibung und die Verlagerung der Eigenspannung<br />
in Richtung von Druckeigenspannung ist der geringere Spanwinkel<br />
für CBN-Kömer. Der negative Spanwinkel für Korundkörner beträgt<br />
I = 85 + 90° und für CBN-Kömer I = 65 + 70° [12].<br />
Die Eigenspannungen in Schleifrichtung sind in der Regel positiver als<br />
die Eigenspannungen senkrecht zur Schleifrichtung [7,96,98,101] (Bild<br />
6.22). Weil die Wärmedehnung in allen Richtungen gleich groß sein<br />
muß, müssen auch die thermisch bedingten Eigenspannungen in<br />
Schleifrichtung und senkrecht dazu gleich groß sein. Demgegenüber<br />
werden die mechanisch bedingten Druckeigenspannungen nicht in allen<br />
Richtungen gleich groß sein.<br />
Tönshoff und Brinksmeier [7,102] geben folgende Erklärung: Beim<br />
Schleifen von Stahl ist der Spanbildungsprozeß durch einen extrem hohen<br />
allseitigen Druckspannungszustand im Bereich der Spanwurzel gekennzeichnet.<br />
Nachdem aber der Span abgetrennt ist, verbleibt ein Rest dieser<br />
Druckspannung vorrangig in den seitlichen Bereichen der einzelnen<br />
Zerspanungsriefen. Das Werkstoffvolumen, das sich vor den einzeln<br />
eingreifenden Schneidelementen befunden hat, wird in Form von Spänen<br />
entfernt. Damit werden auch die diesem Volumen zugeordneten Spannungszustände<br />
eliminiert bzw. reduziert. Mit anderen Worten, es werden<br />
Teile der Spannungen in Schleifrichtung mit dem Spanabtrag abgebaut,<br />
dadurch ergeben sich höhere (positivere) mechanisch bedingte Eigenspannungen<br />
senkrecht zur Schleifrichtung.<br />
Als Ergänzung zu dieser Erklärung ist folgendes zu erwähnen: Die<br />
Spanbildungstemperatur senkrecht zur Schleifrichtung des einzelnen Korns
- 134 -<br />
t><br />
'"C ::J<br />
C<br />
C<br />
- 135 -<br />
In einem gemeinsamen Forschungsprojekt der Universität Bremen,<br />
Fachbereich Produktionstechnik mit dem Institut für Werkstofftechnik<br />
Bremen wurde das Schwingfestigkeitsverhalten tief geschliffener Bauteile<br />
untersucht. Tiefgeschliffene Bauteile zeigen im Vergleich zu pendelgeschliffenen<br />
Bauteilen bei Anstieg der Zustellung eine Verlagerung der<br />
Eigenspannungen in den Druckbereich bei verschiedenen untersuchten<br />
Gefügezuständen [7,101,103]. Bild 6.22 zeigt den Verlauf der Eigenspannung<br />
in Abhängigkeit von der steigenden Zustellung und proportional<br />
ee<br />
0<br />
Ln<br />
""' cc<br />
cc<br />
..,<br />
..,<br />
U><br />
<br />
-- ~<br />
<br />
.""- c><br />
900<br />
I1<br />
mn2<br />
800<br />
7GO<br />
600<br />
500<br />
400<br />
sz: 300 u<br />
<br />
30<br />
<br />
0><br />
<br />
cc 200<br />
100<br />
./<br />
-. -<br />
•<br />
L.----:"" I-- \ •<br />
•......... gehärtet (58 HRC)<br />
•<br />
vergütet (34 HRC)<br />
I.<br />
.--<br />
Werkstoff : 42 CrMo 4<br />
Schleifscheibe : EK 46/60 F /G 11 ke<br />
bez . Zet tsoanoncsvo luaen : Q~ = 6 mml/(mm·s) -<br />
SchnIttsescns i nd i gke i t : V s = 30 n/s<br />
KühIschmi erstoff : Emulsion 2 %. 3 bar<br />
G 0.01<br />
0.05 0.1 0.5<br />
Zustellung a e<br />
mm 5 10<br />
600 120 60 12 6 mm/s 1.2 0.6<br />
Werkstückgeschwlndlgkei t V w<br />
Bild 6.23: Biegewechselfestigkeit in Abhängigkeit von der Zustellung<br />
und von der Werkstoffvorbehandlung [7]
- 136 -<br />
dazu fallender Werkstückgeschwindigkeit. Trotz konstantem bezogenen<br />
Zeitspanungsvolumen weisen die durch das Tiefschleifen gefertigten<br />
Bauteile höhere Druckeigenspannungen als die pendelgeschliffenen auf.<br />
Der Eigenspannungszustand hat großen Einfluß auf die Lebensdauer und<br />
die Biegewechselfestigkeit von Bauteilen. Bild 6.23 zeigt die auf 50 %<br />
Ausfall bezogene Biegewechselfestigkeit R BW für die untersuchten Schleifproben,<br />
und zwar für den vergüteten und den gehärteten Werkstoffzustand.<br />
Die Steigerung der Biegewechselfestigkeit mit steigender Zustellung<br />
ist besonders für den gehärteten Zustand deutlich ausgeprägt. Die<br />
günstigere Biegewechselfestigkeit ist auf höhere Druckeigenspannungen<br />
(betragsmäßig) zurückzuführen.<br />
Die punktuellen Messungen der Eigenspannungen an den mit CBN-<br />
Schleifscheiben durch <strong>Hochleistungs</strong>schleifen bearbeiteten Werkstücken<br />
sind im Bild 6.24 dargestellt. Die Schleifuntersuchungen mit einer<br />
galvanisch gebundenen CBN-Schleifscheibe der Körnung B252 mit<br />
SchIel fschelbe GY B 252 N 200 G<br />
Werkstoff Q2 CrMo Q<br />
Kühlschmierstoff SchIel föl<br />
iIIIIIIIIJJ Quer zur Schleifrichtung<br />
~ parallel zur SchIel fr Ichtung<br />
'"C<br />
::J<br />
C<br />
"c = 100 m/s<br />
Q~ = 30 mm'/(mm's)<br />
- 2000 I 1111It-----<br />
N/mm2<br />
t:> - 1600 +--------IlIIII<br />
~ -1200<br />
c;<br />
Q)<br />
'"<br />
Q)<br />
:ij -800<br />
s: u<br />
«o<br />
~<br />
~ -QOO<br />
o<br />
a e = 6.25 mm<br />
Q~ = 30 mm'/(mm·s)<br />
a e<br />
= 6.25 mm<br />
v c<br />
= 1QO m/s<br />
o<br />
6.25 12.5 mm<br />
100 140 m/s<br />
Zustellung a e<br />
SchI eI fsche I benumfangsgeschw<br />
I nd Igke I t vc<br />
20 30 IjQ ~ (mm·s)<br />
bezogenes ZeI tspanunqsvolumen<br />
Q~<br />
Bild 6.24: Hohe Druckeigenspannungen für das <strong>Hochleistungs</strong>schleifen<br />
mit CBN-Schleifscheibert
- 137 -<br />
verschlissenen Komspitzen waren im unteren Leistungsbereich des<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifens durchgeführt worden. Als Kühlschmierstoff wurde<br />
reines Schleiföl eingesetzt.<br />
Wegen der geringen Zahl der Schleifuntersuchungen kann hier keine<br />
allgemeingültige Aussage gemacht werden. Aber die Ergebnisse lassen<br />
folgende vorsichtige vorläufige Schlußfolgerungen zu:<br />
- Alle Eigenspannungen liegen mit relativ hohen Werten im<br />
Druckeigenspannungsbereich.<br />
- Mit steigendem bezogenen Zeitspanungsvolumen Q' w steigt<br />
der Betrag der Druckeigenspannungen. Dieses Phänomen<br />
kann mit wachsender Werkstückgeschwindigkeit. die zu<br />
niedrigeren Schleif temperaturen führt, erklärt werden. Das<br />
heißt, wegen geringerer Schleiftemperatur werden die thermisch<br />
bedingten Zugeigenspannungen von den mechanisch<br />
bedingten Druckeigenspannungen überkompensiert (Bild<br />
6.24c).<br />
- Eine Vergrößerung der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
bei relativ geringen bezogenen Zeitspanungsvolumina<br />
an der unteren Grenze des <strong>Hochleistungs</strong>schleifens führt zu<br />
höheren Temperaturen, die eine Verlagerung der Eigenspannungen<br />
in Zugrichtung verursachen (Bild 6.24b).<br />
Die sehr hohen Druckeigenspannungen im Bild 6.24 können nicht durch<br />
eventuelles Abschrecken während des Schleifprozesses zustande<br />
gekommen sein, weil ihr Wert über den durch Abschreckhärte erreichbaren<br />
Eigenspannungen liegt. Die genaueren Hintergründe müssen durch<br />
weitergehende Untersuchungen über die Veränderungen des Gefügezustands,<br />
die Tiefenverläufe der Härte sowie das Bauteilverhalten der<br />
Werkstücke geklärt werden. Die Ergebnisse deuten weiterhin an, daß -<br />
durch gezielte Auswahl des Schleifwerkzeuges und der Schleifbedingungen<br />
- das Härten für manche Bauteile u. U. entfallen kann, da durch<br />
den Schleifprozeß bereits die notwendigen physikalischen Randzoneneigenschaften<br />
erzeugt werden können.
- 138 -<br />
6.7 Einfluß der Schleifrichtung (Gleich- oder GegenlauD auf das<br />
Schleifergebnis<br />
Allgemein sind für das konventionelle Pendel- und Tiefschleifen im<br />
Gleichlaufverfahren wirtschaftliclie und technologische Vorteile gegenüber<br />
dem Gegenlaufverfahren zu verzeichnen [8,20]. Beim Gleichlaufschleifen<br />
verbessern sich Oberflächengüte, Verschleißverhalten und Abtragsverhältnis.<br />
Die Schleifkräfte sind geringer und daher fallt auch der erforderliche<br />
spezifische Energiebedarf geringer aus. Temperaturrnessungen ergaben<br />
für beide Schleifverfahren etwa gleiche Ergebnisse [9,83].<br />
_ .....---<br />
. _ "". ,~-""",,,,,,,,,,--<br />
_ "'~"':'" v'~_<br />
Gegenlauf<br />
Gleichlauf<br />
Schleifscheibe<br />
Werkstoff<br />
Zustellung<br />
bez. Zeitspanungsvolumen<br />
Schnittgeschwindigkeit<br />
Kuhlschmierstoff<br />
: GY B252-N 200-G<br />
: 16 Mner 5<br />
. a, =5mm<br />
: Q'w = 50 mm 3 /(rnm·s)<br />
: v c =120 rn/s<br />
: Schleiföl<br />
Bild 6.25: Visueller Vergleich zwischen Gleich- und Gegenlaufschleifen<br />
Beim HEDG-Schleifen wurde die Abhängigkeit der Schleifergebnisse<br />
vorn gewählten Schleifverfahren untersucht. In diesem Zusammenhang<br />
zeigt Bild 6.25 zwei Werkstücke, die unter den gleichen Bedingungen im<br />
Gegen- bzw. im Gleichlauf geschliffen wurden. Es zeigte sich, daß die<br />
im Gleichlauf geschliffenen Werkstücke thermisch stärker belastet waren.<br />
Als Erklärung für diese Beobachtung können mehrere Ursachen herangezogen<br />
werden [12,34,35]:
- 139 -<br />
1. Bessere Wirksamkeit des Kühlschmierstoffes beim Gegenlaufschleifen.<br />
Dieses ergibt sich (insbesondere bei großen<br />
Zustellungen) anschaulich aus Bild 6.26. Denn beim Gegenlaufschleifen<br />
wird frisches Öl in ausreichender Menge auf der<br />
neu erzeugten Oberfläche wirksam. Beim Gleichlaufschleifen<br />
hingegen wird der Schmierstoff weniger günstig in die Kontaktzone<br />
eingeleitet, und er erwärmt sich auf dem Weg durch<br />
die gesamte Kontaktzone bis zur neu erzeugten Werkstückoberfläche.<br />
2. Beim Gleichlaufschleifen kommen die heißen Späne, der<br />
erwärmte Kühlschmierstoff sowie die erwärmte Schleifscheibenoberfläche<br />
mit der neu erzeugten Werkstückoberfläche<br />
in direkten Kontakt.<br />
3. Zusetzungen der Scheibenoberfläche mit Werkstoffpartikeln<br />
wirken sich beim Gleichlaufschleifen spontan als Wärmequellen<br />
aus, auch wenn sie nach dem Verlassen der Kontaktzone<br />
wieder weggeschleudert werden. Beim Gegenlaufschleifen<br />
kommen auf der neu erzeugten Werkstoffoberfläche<br />
nur die Zusetzungspartikel zur Wirkung, die fest an der<br />
Scheibenoberfläche haften geblieben sind.<br />
Dieser Ansicht über den thermisch ungünstigeren Gleichlauf-Schleifprozeß<br />
steht die Beobachtung entgegen, daß die Schleifkräfte beim Gleichlaufschleifen<br />
deutlich geringer sind als die beim Gegenlaufschleifen (Bild<br />
6.27). Für diesen scheinbaren Widerspruch gibt es folgende Erklärung:<br />
Beim Gleichlaufschleifen beginnt der Spanbildungsprozeß bei jedem<br />
Schneideneingriff mit dem maximalen Spanungsquerschnitt, der mit<br />
fortschreitender Spanbildung bis zum Wert Null abnimmt. Beim<br />
Gegenlaufschleifen ist es genau umgekehrt. Hieraus folgt, daß die<br />
Spanbildung beim Gleichlaufschleifen unvermittelt einsetzt, während beim<br />
Gegenlaufschleifen erst eine intensive Reib- und Deformationsphase<br />
(verbunden mit erhöhten Spanbildungskräften) durchlaufen werden muß,<br />
ehe die Spanbildung einsetzt [12].
- 140 -<br />
-V w<br />
-V<br />
w<br />
Gegenlauf<br />
Gleichlauf<br />
Bild 6.26: Kühlschmierstoffzuführung beim Gleich- und Gegenlaufschleifen<br />
Die Differenz der Schleifkräfte beim Gleich- und beim Gegenlufschleifen<br />
wird mit wachsendem bezogenen Zeitspanungsvolumen abnehmen, d.h.<br />
bei sehr hohen Abtragsleistungen kommt auch beim Gegenlaufschleifen<br />
das Schleifkom ziemlich schnell zum Eingriff und die Reib- und<br />
Deformationsphase fehlt.<br />
Wie Bild 6.26 zu entnehmen ist, wird beim Gegenlaufschleifen durch den<br />
ungehindert auftreffenden Kühlschmierstoff eine intensive Kühlung der<br />
geschliffenen, erhitzten Werkstoftbereiche erreicht. Der ganze Vorgang<br />
ist mit einem ausgeprägten Abschrecken zu vergleichen [9].<br />
In einer anderen Versuchsreihe wurde der Einfluß vom Gleich- und<br />
Gegenlauf auf die Temperaturentwicklung für unterschiedliche bezogene<br />
Zeitspanungsvolumina untersucht (Bild 6.28). Dabei wurde die Temperatur<br />
an fünf verschiedenen Stellen innerhalb der Kontaktzone gemessen.<br />
Das Thermoelement 1 (Punkt 1) befindet sich an der höchstgelegenen<br />
Stelle der Kontaktzone. Punkt 5 kennzeichnet die fünfte Meßstelle, den<br />
tiefsten Punkt der Kontaktzone (neuerzeugte Oberfläche). Aus Bild 6.28<br />
kann entnommen werden, daß die Kontaktzonentemperatur steigt, je geringer<br />
Q'w ist (das gilt nicht für Schleifen mit sehr niedrigen Q'w).
- 141 -<br />
o i I • I I<br />
Resultierende Schleifkraft<br />
der Schlei fschelbe 8252<br />
9 0<br />
20 I I 11 I \""v I<br />
'C<br />
LL<br />
.....,<br />
4-<br />
co<br />
L<br />
~ēo<br />
E<br />
L<br />
o<br />
z:<br />
40<br />
ResuI tlerende scn le I fkr aft<br />
der Schlei fscheibe 8427<br />
N<br />
QJ<br />
.D<br />
60 I I I \ I /<br />
Schleifscheibe<br />
Werkstoff<br />
Zustellung<br />
80 fwerkstuCkgeSChWindi gkei t:<br />
sennt ttgeschwindigkei t<br />
oez . Zeltspanvolumen<br />
KühI schmI ers tof f<br />
Nimm<br />
GY 8252-N 200-G<br />
GY 8427-N 200-G<br />
16 MnCr 5<br />
a e = 5 mm<br />
v w<br />
= 10 mm/s<br />
V<br />
c<br />
= 120 m/s<br />
Q~ = 50 mm 3 /mm's<br />
Schlei föl<br />
10~40 -20 o<br />
20 Nimm 40<br />
Gleichlauf<br />
r ~~r Gegenlauf<br />
~<br />
bez. Tangentialkraft Ft<br />
Bild 6.27: Vergleich der Schleifkraftkomponenten beim Gleich- und<br />
Gegenlaufschleifen bei unterschiedlicher CBN-Kömung
- 142 -<br />
Bei geringerem Q'w liegen die Kontaktzonentemperaturen beim Gleichlaufschleifen<br />
höher als beim Gegenlaufschleifen.<br />
Der Ort der maximalen Temperatur in der Kontaktzone verändert sich in<br />
Abhängigkeit von Q'w. Bei einem geringen bezogenen Zeitspanungsvolumen<br />
Q'w = 10 mm 3 /(mm.s), wie es dem Tiefschleifen entspricht, wird in<br />
der Mitte der Kontaktzone die höchste Temperatur verzeichnet. Mit<br />
diesen Ergebnissen wurden die Untersuchungen anderer Autoren bestätigt<br />
[15,20,83]. Beim HEDG-Verfahren hingegen liegt die maximale Temperatur<br />
auf der neuerzeugten Oberfläche allerdings auf einem niedrigeren<br />
Niveau. Für Gleich- und Gegenlaufschleifen ergeben sich dabei etwa<br />
~<br />
Q)<br />
c<br />
°C<br />
900<br />
800<br />
700<br />
Schleifscheibe 90 A 80 Q " BH 50/100<br />
Schleifscheibendurchmesser d s<br />
= "00 mm<br />
werkstoff 16 MnCr 5<br />
Schlei tscne toenontansssescns. v c<br />
= 100 m/s<br />
Zustellung a e<br />
= 6 mm<br />
Kühlschmierstoff Schiel föl<br />
Kühlschmierstoffdruck I-menge 7,5 bar / 150<br />
1_'<br />
i '"<br />
I/mln<br />
~ I ~/I'>.I l<br />
+-' 600 I _",= 17 "<br />
.::.!.<br />
ro<br />
~ ~---~I~~~---~<br />
o 500 ,\ Gleichlauf:<br />
::.::: "Q" = 10 mm3/(mm-s)<br />
~ Y\.. cQ" = 50 mm3/(mm-s)<br />
~ .00 / \ OQ",= "00 mm3/(mmos)<br />
~ 300 I<br />
L.<br />
~ 200<br />
E<br />
Q)<br />
I--<br />
100<br />
o I I I I I I I I<br />
Meßstellen In der Kontaktzone<br />
Bild 6.28: Temperatur in der Kontaktzone und auf der neu erzeugten<br />
Oberfläche für Gleichlauf- und Gegenlaufschleifen
- 143 -<br />
gleiche Werte. Es sei erwähnt, daß für breitere Schleifscheiben im allgemeinen<br />
höhere Temperaturen speziell beim Gleichlaufschleifen zu<br />
erwarten sind.<br />
Bild 6.25 zeigt hierfür ein typisches Beispiel. Ein mit einer CBN-Schleifscheibe<br />
(b, = 8 mm) nach dem Gleichlaufverfabren bearbeitetes Werkstück<br />
zeigt eindeutig Brandmarken.<br />
Aus den dargestellten Ergebnissen läßt sich hinsichtlich der Wahl<br />
"Gleich- oder Gegenlaufschleifen" folgendes empfehlen:<br />
- Für mittlere bezogene Zeitspanungsvolumina (Qw' = 20 + 70<br />
mm'j(mm. s)) soll wegen geringerer thermischer Schädigung<br />
das Gegenlaufschleifverfahren gewählt werden.<br />
- Für geringe bezogene Zeitspanungsvolumina Qw' < 20<br />
mm 3 j(mm. s), was etwa dem konventionellen Schleifen<br />
entspricht, und für hohe bezogene Zeitspanungsvolumina Qw'<br />
> 70 mm 3 j(mm. s) ist es sinnvoller, in den meisten Fällen das<br />
Gleichlaufschleifen anzuwenden, da die spezifischen Schleifkräfte<br />
und der Schleifscheibenverschleiß geringer sind.<br />
6.8 Einfluß der Komgröße auf das Schleifergebnis<br />
Die Wahl eines gröberen Schleifkorns führt im allgemeinen zu höheren<br />
Spanungsdicken, die wiederum niedrigere Schleifkräfte nach sich ziehen<br />
[14]. In den durchgeführten Untersuchungen ergaben sich zum Teil stark<br />
abweichende Ergebnisse.<br />
Zunächst wurden Versuche mit zwei CBN-Schleifscheiben (Durchmesser:<br />
400 mm, Belagbreite: 8 mm) mittlerer bzw. grober Komgröße (B252<br />
bzw. B427) mit galvanischer Bindung durchgeführt. Anschließend wurden<br />
die Versuche an zwei schmaleren CBN-Schleifscheiben (Belagbreite: 2<br />
mm) mit den Kömungen B252 und B151 mit ansonsten gleicher Bindung<br />
und gleichem Durchmesser wiederholt. Die Ergebnisse der Untersuchungen<br />
mit den ersten beiden Schleifscheiben können wie folgt zusammengefaßt<br />
werden:
- 144 -<br />
Aufgrund der flachen Rechteckform der geschliffenen Nuten ergaben<br />
sich keine axialen Kraftkomponenten. In Bild 6.29 sind die ermittelten<br />
Kraftkomponenten für die Zustellung a, = 10,0 mm und für die beiden<br />
unterschiedlichen CBN-Kömungen über der Scheibenumfangsgeschwindigkeit<br />
v; aufgetragen. Hieraus lassen sich folgende Schlußfolgerungen<br />
ableiten:<br />
a) Mit zunehmender Scheibenumfangsgeschwindigkeit v; nehmen<br />
die Komponenten der Normal- und der Tangentialschleifkraft<br />
stetig ab.<br />
b) Die Tangentialkraftkomponente ist stets kleiner als die<br />
Normalkraftkomponente.<br />
-•..<br />
u,<br />
..:'C:<br />
u..<br />
c;<br />
~
- 145 -<br />
c) Die Schleifkräfte für die grobe Körnung (B427) liegen<br />
I deutlich höher als die Schleifkräfte für die feinere Körnung<br />
(B252).<br />
Die letztgenannte Beobachtung ist unerwartet und zeigt erstmals deutlich<br />
ein Phänomen auf, das U.U. zur Abkehr von einer bisher als gesichert<br />
angesehenen Erkenntnis führen kann [12,34,35].<br />
Bislang wurde davon ausgegangen, daß bei feinkörnigen Schleifscheiben<br />
wegen der größeren Schneidenzahl (bei sonst konstanten Prozeßbedingungen)<br />
stets höhere Schnittkräfte auftreten müssen, weil bei kleineren Spanungsquerschnitten<br />
der Reibkraftanteil zunimmt. Dieses Postulat gilt allerdings<br />
nur dann, wenn der Verschleißprozeß an den zu vergleichenden<br />
200 , , , ,<br />
Schlei fschelben<br />
Nimm I Werkstoff<br />
Werkstoff Iänge<br />
Zustellung<br />
~ 150tschlelfschelbenUmfangSgeSchw.<br />
~C: Kühlschmierstoff<br />
c;<br />
~ c<br />
~ g<br />
E<br />
100<br />
~<br />
~<br />
.c '"<br />
u<br />
- 146 -<br />
Schneidkörnern identisch ist und wenn der Spanbildungsprozeß unter<br />
ganz bestimmten kinematisch-geometrischen und spannungsmechanischen<br />
Bedingungen abläuft [15,20].<br />
Die genaue Erforschung dieser komplexen Zusammenhänge muß späteren<br />
Untersuchungen vorbehalten bleiben.<br />
Bild 6.30 stellt einen Vergleich der Schleifkräfte in Abhängigkeit vom<br />
bezogenen Zeitspanungsvolumen für zwei unterschiedliche Korngrößen<br />
dar. In diesem Bild zeichnet sich das feinere CBN-Kom (BI51) durch<br />
höhere Schleifkraftkomponenten aus. Die höheren Schleifkräfte für<br />
feineres CBN-Korn im Vergleich zur mittleren Korngröße B252<br />
entsprechen den bisherigen Erwartungen.<br />
LL<br />
Q)<br />
+-'<br />
4-<br />
:co<br />
L<br />
.Y:<br />
4-<br />
Q)<br />
-.c<br />
u<br />
C/)<br />
o 100 200 300 400 500 \.lm 600<br />
CBN<br />
- Korngröße<br />
Bild 6.31:<br />
Tendenzieller Verlauf der Schleifkräfte in Abhängigkeit von<br />
der Korngröße für CBN-Schleifwerkzeuge
- 147 -<br />
Bei größerem bezogenen Zeitspanungsvolumen Q'w > 300 mm 3 /(mm. s)<br />
verringert sich die Differenz der Schleifkräfte bei Komgröße B252 und<br />
B151 (Bilder 6.7 und 6.8).<br />
Für die beobachteten höheren Schleifkräfte beim Einsatz gröberer CBN-<br />
Körner gilt folgendes:<br />
Die größeren mittleren Spanungsquerschnitte, die durch grobes Kom hervorgerufen<br />
werden, führen zu einer dickeren Kontaktschicht. Wenn diese<br />
Kontaktschichtdicke bestimmte Werte überschreitet, wird zum Erreichen<br />
der Gleichgewichtstemperatur in der unteren Kontaktschicht mehr Zeit<br />
und Energie benötigt, was wiederum höhere Schleifkräfte bewirkt<br />
(Kapitel 4.6).<br />
Der tendenzielle Verlauf der Schleifkräfte in Abhängigkeit von der<br />
Komgröße für CBN-Schleifwerkzeuge ist in Bild 6.31 dargestellt.<br />
Insgesamt ist festzustellen, daß die beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen auftretenden<br />
Kräfte bei mittleren Komgrößen am niedrigsten sind. Die CBN-<br />
Körner, die gröber oder feiner als ca. B200 sind, verursachen höhere<br />
Schleifkräfte, die zu größerem Werkzeugverschleiß, größeren Formabweichungen<br />
und meistens höheren Schleiftemperaturen führen. Daher sollte,<br />
so lange die erforderte Oberflächenqualität es erlaubt, eher mit mittlerer<br />
Komgröße gearbeitet werden als mit gröberem oder feinerem Kom.
- 148 -<br />
7. Zusammenfassung<br />
Das <strong>Hochleistungs</strong>-<strong>Flachschleifen</strong>, auch HEDG (High-Efficiency-Deep-<br />
Grinding) genannt, ist eine Weiterentwicklung des Tiefschleifens in die<br />
Richtung erhöhter Scheibenumfangsgeschwindigkeiten. Es ist durch die<br />
Kombination hoher Abtragsleistungen und hoher Schnittgeschwindigkeiten<br />
prädestiniert und somit durch hohe Werte für Zustellung, Werkstückgeschwindigkeit<br />
und Scheiben umfangs geschwindigkeit gekennzeichnet. Mit<br />
diesem Schleifverfahren lassen sich Nuten und Profile von mehreren<br />
Millimeter Tiefe in einem Übergang mit sehr hoher Arbeitsgüte, Rauheit<br />
und Gefügeintegrität erzeugen. Dabei liegen die erreichbaren Abtragsleistungen<br />
weit über den beim Drehen und Fräsen erreichbaren Werten.<br />
Im Rahmen der vorliegenden Arbeit wurden die technologischen und<br />
maschinellen Aspekte des <strong>Hochleistungs</strong>-<strong>Flachschleifen</strong>s analysiert und<br />
durch praktische Untersuchungen weitgehend verifiziert. Hinsichtlich der<br />
\<br />
maschinellen und werkzeugmäßigen Voraussetzungen zeigte sich, daß<br />
konventionelle Einrichtungen zur Realisierung des HEDG-Schleifens nicht<br />
hinreichend sind. Maschinen mit steifer Konstruktion, hohen Spindelleistungen<br />
und Drehzahlen sowie geeignete Systeme für die Kühlschmierstoffzufuhr<br />
und angepaßte Werkzeuge sind unabdingbare Voraussetzungen.<br />
Die beim HEDG-Schleifen realisierten extrem hohen Abtragsraten<br />
bedingen eine hohe Energieumsetzung in der Kontaktzone zwischen<br />
Werkstück und Schleifscheibe. Diese Energie wandelt sich in weitgehend<br />
in Wärme um, die nur zu einem geringen Teil in das Werkstück<br />
abfließen darf. Zur Abfuhr der Prozeßwärme aus der Schleifzone muß ein<br />
geeigneter Kühlschmierstoff in prozeßgerechter Form eingesetzt und zugeführt<br />
werden. Gleichzeitig muß die Schleifscheibenoberfläche durch<br />
Hochdruck-Zuführung des Kühlschmiermittels von anhaftenden Werkstoffpartikeln<br />
gereinigt werden. Die konstruktive Auslegung des Kühlschmierstoff-Zuführungssystems<br />
(Düsenform, Druck, Strom) wurden detailliert<br />
beschrieben.<br />
Wichtig für den HEDG-Prozeß ist auch die abrichtende Konditionierung<br />
der Schleifscheibe, denn das Wirkprofil der Schleifscheibe und die<br />
Schnittschärfe der wirksamen Werkzeugoberfläche müssen permanent
- 149 -<br />
garantiert sein. Hierzu wurde eine sogenannte Swing-Step-Abrichtvorrichtung<br />
eingesetzt, die zum Zwecke der Prozeßoptimierung mit geeigneten<br />
Antrieben und Steuerungselementen sowie mit Kraftmeßelementen<br />
ausgerüstet wurde. Die mechanischen Grundlagen und kinematischen<br />
Voraussetzungen dieses intervallgesteuerten Abrichtprinzips wurden beschrieben<br />
und mit konventionellen Abrichtmethoden verglichen.<br />
Beim Abrichten von CBN-Schleifscheiben muß die Schnittschärfe durch<br />
einen nachfolgenden Schärfprozeß erzeugt werden. In diesem Zusammenhang<br />
wurde der Einfluß der Spanraumform quantitativ beschrieben. Dabei<br />
konnte nachgewiesen werden, daß die optimale mittlere Spanraumgeometrie<br />
durch den Prozeß der Spanbildung und weniger durch das'<br />
Schärfen erzeugt wird. Der Prozeß der Schärfung ist dabei für den<br />
Vorgang einer initiativen Öffnung der Scheibenoberfläche erforderlich.<br />
Trotz höchster Abtragsraten bis zu 3.000 mmvtrnm s) sind dem<br />
<strong>Hochleistungs</strong>-<strong>Flachschleifen</strong> auch Grenzen gesetzt, die sich aus dem<br />
pro Zeiteinheit verfügbare Spanraumvolumen ergeben. Das entwickelte<br />
analytische Modell gestattet die Berechnung der maximalen bezogenem<br />
Zerspanleistung in Abhängigkeit von den Prozeßparametem. Die<br />
Rechenergebnisse konnten durch praktische Untersuchungen verifiziert<br />
werden.<br />
Neben konventionellen bakelitisch und keramisch gebundene Schleifwerkzeugen<br />
mit Al z 0 3 -Kom haben sich für das HEDG-Schleifen vor allem<br />
metallisch gebundene CBN-Werkzeuge als geeignet erwiesen. Im Rahmen<br />
der experimentellen <strong>Hochleistungs</strong>-Schleifuntersuchungen wurden<br />
Schleifkräfte, Scheibenverschleiß und Arbeitsergebnisse bestimmt.<br />
Geeignet für das HEDG-Schleifen sind auch konventionelle Korundscheiben<br />
mit bakelitischer Bindung. Sie weisen ein relativ niedrigen Verschleiß<br />
auf (hohes G-Verhältnis), sind gut abrichtbar und zeigen eine geringe<br />
Zusetzungsneigung. Wesentliche Einsatzvoraussetzung für konventionelle<br />
Schleifscheiben beim <strong>Hochleistungs</strong>-<strong>Flachschleifen</strong> ist eine<br />
ausreichende Sprengfestigkeit; denn sie müssen Umfangsgeschwindigkeiten<br />
von V c > 80 m/s standhalten.<br />
Im Hauptteil der Arbeit wurden zunächst die technologisch-mechanischen<br />
Grundlagen des HEDG-Schleifens zur Realisierung hoher Abtragsleistun-
- 150 -<br />
gen diskutiert. Dabei wurde vorrangig versucht, die bisher ungeklärten<br />
Fragen in bezug auf Schleifkräfte, Prozeßtemperaturen und Einfluß der<br />
Schleifrnittelart beim <strong>Hochleistungs</strong>schleifen zu erörtern. Hierzu wurde<br />
mit der Kontaktschicht-Theorie ein neuer Erklärungsansatz eingeführt, der<br />
von einer prozeßrelevanten Wirkschicht zwischen Scheibe und Werkstück<br />
ausgeht, die in ihrer Dicke der mittleren Spanungsdicke entspricht.<br />
Da bei hohen Abtragsleistungen und erhöhten Energieumsätze gemeinhin<br />
auch höhere Prozeßtemperaturen erwartet werden, wurden die in der neu<br />
erzeugten Werkstück-Randzone und in der Kontaktzone auftretenden<br />
Temperaturen durch Messungen mittels Mikro-Thermoelementen<br />
bestimmt. Dabei konnte die allgemein verbreitete Ansicht widerlegt<br />
werden, daß die Randzonentemperatur mit steigender Scheibenumfangs-<br />
.geschwindigkeit permanent ansteigt. Sowohl für konventionelle Schleifscheiben<br />
als auch für CBN-Schleifwerkzeuge konnte aufgezeigt werden,<br />
daß die Werkstück-Randzonentemperatur mit v; nur bis ca. 100 mls ansteigt.<br />
Überschreitet die Scheibenumfangsgeschwindigkeit diesen<br />
Grenzwert, fällt die Randschichttemperatur nach Durchlauf eines<br />
Maximums wieder ab. Diese Beobachtung ist für die Entwicklung des<br />
HEDG-Schleifens von großer Wichtigkeit. Sie ist überraschend, läßt sich<br />
aber durch die Kontaktschichttheorie erklären.<br />
Auch für die Ausbildung der Werkstückeigenspannungen in der<br />
Werkstück-Randzone ist die niedrige Wirktemperatur beim HEDG-<br />
Schleifen von Bedeutung. Denn dadurch werden Druck-Eigenspannungen<br />
dominant, die durch plastische Verformung bei niedrigen bzw. kurzzeitig<br />
wirkenden Temperaturen entstehen. Punktuelle Messungen der Oberflächen-Eigenspannung<br />
an Stahlbauteilen, die bei höchsten Abtragsleistungen<br />
mit CBN-Werkzeugen geschliffen wurden, zeigen bemerkenswerte Ergebnisse.<br />
Es zeigen sich extrem hohe Druckeigenspannungen, die zum Teil<br />
deutlich höher liegen als die Werkstoff-Festigkeit. Mit der vorliegenden<br />
Arbeit konnten erstmals derart hohe Druck-Eigenspannungswerte bei<br />
einem niedrig-legierten Stahl nachgewiesen werden. Dieses überraschende<br />
Ergebnis könnte ein Hinweis dafür sein, daß man in bestimmten Fällen<br />
durch gezielte Ausführung des Schleifprozesses das thermische Härten<br />
substituieren kann.<br />
Im letzten Kapital der Arbeit werden die Ergebnisse von Schleifversuchen
- 151 -<br />
in bezug auf die wesentliche Prozeßkriterien - Schleifkraft, Prozeßleistung,<br />
Oberflächenrauheit. Verschleiß, Schleifverhältnis. Temperaturen<br />
und Eigenspannungen - in Abhängigkeit von den wesentlichen Prozeßparametern<br />
beschrieben. Auch der Einfluß der Schleifrichtung (Gleich-I-<br />
Gegenlaut) und der Korngröße auf das Schleifergebnis wurde dargestellt.<br />
Der mit dieser Arbeit erreichte Erkenntnisstand gestattet Maschinen- und<br />
Werkzeugherstellern sowie Anwendern entsprechende <strong>Hochleistungs</strong>-<br />
Schleifverfahren zu planen und umzusetzen sowie entsprechende<br />
Einrichtungen zu entwickeln.
- 152 -<br />
8. Literaturverzeichnis<br />
[1] Merchant, M.E. Forecast of the future of Production<br />
Engineering;<br />
Annals of the CIRP, Vol. 19, 1971<br />
[2] Geisweid, G. Tief- und Pendelschleifen, Temperaturen und<br />
Gärtner, W. Energiebedarf;<br />
Industrie Diamanten Rundschau (IDR),<br />
12 (1978) 2, S. 105/108<br />
[3] Schafte, G.R. Creep Feed Grinding - An Investigation of<br />
Surface Grinding with High Depth of Cut<br />
and Low Feed Rates;<br />
Dissertation, University of Bristol, England,<br />
1975<br />
[4] Wemer, G. Realisierung niedriger Werkstückoberflächentemperaturen<br />
durch den Einsatz des Tiefschleifens;<br />
Trenn-Kompendium, Bd. 2, S. 448/468,<br />
ElF-Verlag, Bergisch-Gladbach, 1983<br />
[5] Wemer, G. Application and Technical Fundaments of<br />
Deep and Creep Feed Grinding;<br />
5MB Technical Paper MR 79-319, 1979<br />
[6] Wemer, G. Technologische Merkmale des Tiefschleifens<br />
Minke, E. - Erhöhte Schnittkräfte und reduzierte<br />
Werkstücktemperaturen;<br />
tz f. Metallbearb., 75 (1981) 3, S. 11/15<br />
(Teil 1) und 75 (1981) 5, S. 44/48 (Teil 2)<br />
[7] Wemer, G. Der Druckeigenspannungszustand<br />
Tawakoli, T. tiefgeschliffener Stahlbauteile;<br />
tz f. Metallbearb., 80 (1986) 6, S. 39/46
- 153 -<br />
[8] König, W. Fertigungsverfahren, Bd. 2, Schleifen,<br />
Honen, Läppen;<br />
VDI-Verlag GmbH, Düsseldorf, 1980<br />
[9] Lowin, R. Schleif temperaturen und ihre Auswirkungen<br />
im Werkstück;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1980<br />
[10] Brandin, H. Pendelschleifen und Tiefschleifen - Vergleichende<br />
Untersuchungen beim Schleifen von<br />
Rechteckprofilen;<br />
Dissertation, TU Braunschweig, 1978<br />
[11] Gühring, K. "<strong>Hochleistungs</strong>-Schleifen", eine Methode zur<br />
Leistungssteigerung der Schleifverfahren<br />
durch hohe Schnittgeschwindigkeit;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1967<br />
[12] Wemer, G. Fortschritte beim HEDG-Verfahren mit<br />
Tawakoli, T. CBN-Schleifscheiben;<br />
Industrie Diamanten Rundschau (IDR) ,<br />
22 (1988) 1, S. 17/24<br />
[13] Gühring, K. Anwendung hoher Schnittgeschwindigkeiten<br />
beim Schleifen mit bakelitisch gebundenen<br />
konventionellen Schleifscheiben;<br />
TAB-Seminar "Hochgeschwindigkeitsmaterialbearbeitung",<br />
Ostfildern, 1985<br />
[14] Kassen, G. Beschreibung der elementaren Kinematik des<br />
Schleifvorganges;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1969<br />
[15] Wemer, G. Kinematik und Mechanik des Schleifprozesses;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1971
- 154 -<br />
[16] Wemer, G. Hohe Abtragsleistungen und Bearbeitungsgüten<br />
durch moderne Schleifverfahren;<br />
Automobil-Industrie 33 (1988) 2, S. 169/177<br />
[17] Wemer, G. Untersuchung zur Optimierung des Kühlschmierstoffeinsatzes<br />
an <strong>Hochleistungs</strong>tiefschleifmaschinen<br />
für Flachschleifoperationen;<br />
Zwischenbericht zum AIF-Auftragsforschungsvorhaben<br />
Nr. FE 3060, Januar 1986<br />
[18] Uhlig, U. Profilschleifen mit kontinuierlichem<br />
Redeker, W. Abricliten;<br />
Bleich, R. Werkstattstechnik, 72 (1982) 6, S. 313/317<br />
[19] König, W. Schleifen mit kontinuierlichem Abrichten<br />
Arciszewski, A. von schwer zerspanbaren Stählen;<br />
Industrie-Anzeiger, 110 (1987) 61/62,<br />
S.26/29<br />
[20] Andrew, C. Creep Feed Grinding;<br />
Howes, T.D. Holt, Rinehart and Winston, London,<br />
Pearce, T.R.A. New York, Sydney, Toronto, 1985<br />
[21] König, W. <strong>Hochleistungs</strong>schleifwerkzeuge;<br />
Fromlowitz, J. VDI-Z, 127 (1985) 21, S. 845/848<br />
Stuckenholz, B.<br />
Yegenoglu, K.<br />
[22] Meyer, H.R. An Overview of the Technology of<br />
Klocke, F. CBN Grinding;<br />
Sauren, J. 2nd Intl. Grinding Conference, 5MB,<br />
June 10-12, 1986, Philadelphia,<br />
Pennsylvania, USA<br />
[23] Yegenoglu, K. Berechnung von Topographiekenngrößen zur<br />
Auslegung von CBN-Schleifprozessen;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1986
- 155 -<br />
[24] Cooley, B.A. Grundlegende Zusammenhänge beim Einsatz<br />
Wapler, H. von abrasiven Bornitrid;<br />
Diamant-Information M31, De Beers<br />
Industrie-Diamanten (Deutschland) GmbH,<br />
Düsseldorf<br />
[25] Helletsberger, CBN Versus Conventional Abrasives;<br />
H. 2nd Int. Grinding Conference, June 10-12,<br />
Bogner, N. 1986, Philadelphia, Pennsylvania, USA,<br />
SME Technical Report MRR 86-03<br />
[26] Lindsay, R.P. Laboratory Investigations in Support of CBN<br />
Production Grinding;<br />
Norton Co., Worcester, Massachusetts, USA<br />
[27] Dodd, H.D. Technological Fundamentals of CBN Bevel<br />
Kumar, D.V. Gear Finish Grinding;<br />
Conference of Superabrasives, April 22-25,<br />
1985, Chicago, Illinois, USA, SME,<br />
MR 85-273<br />
[28] Meyer, H.-R. Hochgeschwindigkeitsschleifen mit<br />
Klocke, F. CBN-Schleifscheiben;<br />
Sauren, J. 5. Internationales Braunschweiger Feinbearbeitungskolloquium,<br />
8.-10. April 1987<br />
[29] König, W. Leistungspotentiale beim Schleifen;<br />
Steffens, K. Industrie-Anzeiger, 107 (1985) 72,<br />
Fromlowitz, J. S. 177/179<br />
Yegenoglu, K.<br />
Stuckenholz, B.<br />
[30] Schreitmüller, H. Kinematische Grundlagen für die praktische<br />
Anwendung des spitzenlosen<br />
<strong>Hochleistungs</strong>schleifens<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1971
- 156 -<br />
[31] Tönshoff, B.K. <strong>Hochleistungs</strong>bandschleifen - eine Alternative<br />
Dennis, P. zum Fräsen;<br />
Industrie-Anzeiger, 109 (1987) 67, S. 38/39<br />
[32] König, W. Belt Grinding;<br />
Tönshoff, H.K. Annals of the CIRP, 35 (1986) 2,<br />
Fromlowitz, J. S.487/494<br />
Dennis, P.<br />
[33] Werner, G. Schmal und tief - Hochgeschwindigkeits-<br />
Tawakoli, T. schleifen enger Nuten mit kubischem<br />
Minke,E. Bornitrid;<br />
Maschinenmarkt, 94 (1988) 9, S. 20/25<br />
[34] Werner, G. Advances in High Efficiency Deep Grinding<br />
Tawakoli, T. (HEDG);<br />
SME Technical Paper, MR 88-588, 1988<br />
[35] Tawakoli, T. 180 m/s mit galvanisch gebundenen CBN-<br />
Schleifscheiben;<br />
Vortrag auf dem Seminar "HSG-Technologie<br />
und CBN-Schleifwerkzeuge - eine neue<br />
Dimension in der Metallbearbeitung",<br />
von den Firmen Diamant Boart und Gühring<br />
Automation herausgegebene Seminarunterlagen,<br />
Stetten-Frohnstetten, März 1988<br />
[36] Werner, G. <strong>Hochleistungs</strong>schleifen von engen Schlitzen<br />
Tawakoli, T. mit CBN-Schleifscheiben;<br />
Industrie Diamanten Rundschau (IDR) ,<br />
22 (1988) 2, S. 91/95<br />
[37] Wemer, G. High-Efficiency Deep Grinding with CBN;<br />
Tawakoli, T. Industrial Diamond Review, 48 (1988) 3<br />
[38] Frank, H. Sicherheit von Schleifkörpern;<br />
Industrie-Anzeiger, 107 (1985) 1/2, S. 28/31
- 157 -<br />
[39] Inoue, H. Research on High Efficiency Grinding, New<br />
Naguchi, H. Development in Grinding;<br />
Takahashi, Y. Edited by Shaw, M.C., Carnegie Press,<br />
Suzuki, S. Carnegie-Mellon University, Pittsburgh,<br />
Pennsylvania, USA, 1972<br />
[40] Vits, R. Technologische Aspekte der Kühlschmierung<br />
beim Schleifen;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1985<br />
[41] Trautvetter, E. Kühlschmierstoffe für die spanende Metallbearbeitung;<br />
Trenn-Kompendium Bd. 2, ETF-Verlag, Bergisch<br />
Gladbach, 1983<br />
[42] König, W. Kühlschmierstoffzuführung beim Außenrund-<br />
Vits, R. schleifen;<br />
Jahrbuch Schleifen, Honen, Läppen und<br />
Polieren, 54. Ausgabe, Vulkan-Verlag,<br />
Essen, 1987<br />
[43] Grabner Leistungssteigerung bei keramisch gebundenen<br />
CBN-Schleifscheiben durch<br />
Hochdruckkühlschmierung;<br />
Industrie-Anzeiger, 109 (1987) 43/44,<br />
S. 61/62<br />
[44] König, W. Schadstoffe beim Schleifvorgang;<br />
Meis, F.U. Schriftenreihe der Bundesanstalt für Arbeits-<br />
Neder, L. schutz, Forschung - Fb Nr. 427, Dortmund,<br />
Sartori, P. 1985<br />
Holtus, G.<br />
Johannsen, H.
- 158 -<br />
[45] Werner, G. Advanced Application of Coolants and<br />
Lauer-Schmaltz, Prevention of Wheel Loading in Grinding<br />
H. Metalworking Lubrication;<br />
The American Society of Mechanical Engineers,<br />
S. 225/232, New York, 1980<br />
[46] ou, H.W. Kühlschmieren - Voraussetzungen für<br />
kostengünstiges Schleifen und Abrichten;<br />
Vortrag im Rahmen des VDI-Seminars<br />
"Schleifen als qualitätsbestimmende Endbearbeitung",<br />
Stuttgart, 8.-9. Februar 1982,<br />
[47] Salje, E. Kühlmittelzufuhr durch die Schleifscheibe<br />
Riefenstahl, J. beim Innenrundschleifen;<br />
Industrie-Anzeiger, 104 (1982) 53, S. 39/40<br />
[48] Lauer-Schmaltz, Zusetzung von Schleifscheiben;<br />
H. Dissertation, RWTH Aachen, 1979<br />
[49] Sperling, F. Grundlegende Untersuchungen beim <strong>Flachschleifen</strong><br />
mit hohen Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten<br />
und Zerspanleistungen;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1970<br />
[50] Elbel, K. Acrylharzgebundene Schleifkörper steigern<br />
Produktivität und Genauigkeit;<br />
Werkstatt und Betrieb, 120 (1987) 9,<br />
S.717n20<br />
[51] Wamecke, G. Richtig Schmieren, PMMA-gebundene<br />
Grün, F.-J. Scheiben mit Metallseife arbeitet mit kühlem<br />
Elbel, K. Schliff und erzielt gute Oberflächenwerte;<br />
Maschinenmarkt, 93 (1987) 21, S. 26/32
- 159 -<br />
[52] Tönshoff, H.K. Übersicht über die Möglichkeiten und<br />
Gärtner, W. Grenzen des Profilierens und Abrichtens von<br />
Diamant- und Bornitrid-Schleifscheiben;<br />
Industrie Diamanten Rundschau (IDR),<br />
15 (1981) 4, S. 212/218<br />
[53] Minke, E. Grundlagen der Verschleißausbildung an<br />
nicht-rotierenden Abrichtschneiden zum<br />
Einsatz an konventionellen Schleifwerkzeugen;<br />
Dissertation, Universität Bremen, 1988<br />
[54] Messer, J. Abrichten konventioneller Schleifscheiben<br />
mit stehenden Werkzeugen;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1983<br />
[55] Meyer, H.R. Über das Abrichten von Diamant und CBN-<br />
Schleifwerkzeugen;<br />
Jahrbuch Schleifen, Honen, Läppen und<br />
Polieren, 50. Ausgabe, Vulkan Verlag,<br />
Essen, 1981, S. 312/331<br />
[56] König, W. Touch Dressing of CBN-Wheels (TDC),<br />
Stuckenholz, B. Bessere Oberflächen durch gezieltes<br />
Abrichten;<br />
Industrie-Anzeiger, 108 (1986) 63/64,<br />
S.27/28<br />
[57] Meyer, H.-R. Keramisch gebundenes CBN beim Innen-<br />
Sauren, J. rundschleifen;<br />
Industrie-Anzeiger, 109 (1987) 61/62,<br />
S. 18/25<br />
[58] Wamecke, G. Abrichten kunstharzgebundener CBN -Schleif-<br />
Grün, F.J. scheiben;<br />
VDI-Z, 129 (1987) 3, S. 80/85
- 160 -<br />
[59] Wamecke, G. Anwendung von PKD-Schneidplatten in<br />
Grün, P.-J. Abrichtrollen;<br />
Geis- Drescher, Industrie Diamanten Rundschau (IDR) ,<br />
W, 22 (1988) 1, S. 25/30<br />
[60] Stuckenholz, B. Das Abrichten von CBN-Schleifscheiben mit<br />
kleinen Abrichtzustellungen;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1988<br />
[61] Tönshoff, H.K. Piezo-Abrichten - ein Abrichtsystem für<br />
Grabner, T. CBN-Schleifscheiben;<br />
VDI-Z, 130 (1988) 6, S. 66-68<br />
[62] Schleich, H. Schärfen von Bornitrid-Schleifscheiben;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1982<br />
[63] König, W. Abrichten und Schärfen von CBN-Schleif-<br />
Schleich, H. scheiben;<br />
Industrie Diamanten Rundschau (IDR) ,<br />
17 (1983) 2, S. 68n8<br />
[64] Holz, R. Schleif technisches Handbuch;<br />
Sauren, J. Ernst Winter & Sohn (Gmbh & Co), 1986<br />
[65] Salje, E. Strahlschärfen von CBN und Diamant-<br />
Möhlen, H. Schleifscheiben;<br />
Mertens, U. Industrie Diamanten Rundschau (IDR) ,<br />
21 (1987) 3, S. 180/183<br />
[66] Stähli, G. Die hochenergetische Kurzzeit-<br />
Oberflächenhärtung von Stahl mittels<br />
Elektronenstrahl-, Hochfrequenz- und Reib-<br />
Impulsen;<br />
Härterei-Technische Mitteilungen,<br />
29 (1974) 2, S. 55/57<br />
[67] Kahles, J.P. Machining of Titanium Alloys;<br />
Eylon, D. Journal of Metals, 37 (1985) 4, S. 27/35
- 161 -<br />
[68] Hönscheid, W. Abgrenzung werkstoff gerechter Schleifbedingungen<br />
für die Titanlegierung TiAl6V 4;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1975<br />
[69] Triemel, J. Untersuchung zum Stirnschleifen von<br />
Schnellarbeitsstählen mit Bomitridwerkzeugen;<br />
Dissertation, TU Hannover, 1975<br />
[70] N.N. Dubbel, Taschenbuch für den Maschinenbau;<br />
14. Auflage, Springer-Verlag, Berlin, Heidelberg,<br />
New York, 1981<br />
[71] Daude, O. Untersuchung des Schleifprozesses -<br />
Zusammenhang Schleifscheibe, Bearbeitungsbedingungen<br />
und Arbeitsergebnis;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1966<br />
[72] Choi, H.Z. Beitrag zur Ursachenanalyse der Randzonenbeeinflussung<br />
beim Schleifen;<br />
Dissertation, Universität Hannover, 1986<br />
[73] Grof, H.E. Beitrag zur Klärung des Trennvorganges<br />
beim Schleifen von Metallen;<br />
Dissertation, TU München, 1977<br />
[74] Steffens, K. Thermomechanik des Schleifens;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1983<br />
[75] Takazawa, K. Effects of Grinding Variables on Surface<br />
Structure of Hardened Steel;<br />
BuH. of the Japan Soc. of Prec. Engineering,<br />
2 (1966) 1, S. 14/21<br />
[76] Kaiser, M. Thermoelektrische Erfassung von Schleifkörnern<br />
und Bindungsbrücken zur Untersuchung<br />
des Schleifprozesses;<br />
Industrie-Anzeiger, 97 (1975) 28, S. 549/550
- 162 -<br />
[77] Lee, D.G. An Experimental Study of Thermal Aspects<br />
of Grinding;<br />
Dissertation, University of Cincinnati, Ohio,<br />
USA,1971<br />
[78] Malkin. S. The Attritious and Fracture Wear of<br />
Grinding Wheels;<br />
Dissertation, Massachusetts Institute of<br />
Technology, Boston, USA, 1968<br />
[79] Wemer, G. Schleifscheiben-Spezifikation und Werkstückstoff<br />
als bestimmende Merkmale für anwendbare<br />
Schnittgeschwindigkeit und Zeitspanvolumina;<br />
Jahrbuch Schleifen, Honen, Läppen und<br />
Polieren, 49. Ausgabe, Vulkan-Verlag,<br />
Essen 1979<br />
[80] Sauer, WJ. Thermal Aspects of Grinding;<br />
Dissertation, Camegie Mellon University,<br />
Pittsburgh, Pennsylvania, USA, 1971<br />
[81] Popov, S.A. Contactless Method of Temperature<br />
Davydov, V.M. Measurement in Grinding;<br />
Russian Engineering Journal, 49 (1969) 1,<br />
S.74n7<br />
[82] Wemer, G. Konzept und technologische Grundlagen zur<br />
adaptiven Prozeßoptimierung des Außenrundschleifens;<br />
Habilitationsschrift, RWTH Aachen, 1973<br />
[83] Damlos, H.H. Prozeßablauf und Schleifergebnisse beim<br />
Tief- und Pendelschleifen von Profilen;<br />
Dissertation, TU Braunschweig, 1984
- 163 -<br />
[84] Görne, J. Simulationsmodell zur Prozeßauslegung beim<br />
Schrägeinstechschleifen;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1986<br />
[85] Sipailov, V.A. Calculating Grinding Temperatures;<br />
Russian Engineering Journal, 46 (1966) 8,<br />
S.78n9<br />
[86] Richter, F. Die wichtigsten physikalischen Eigenschaften<br />
von 52 Eisenwerkstoffen;<br />
Verlag Stahleisen mbH, Düsseldorf, 1973<br />
[87] Wemer, G. Weiterentwicklung analytischer und prakti-<br />
Minke, E. scher Methoden zur Bestimmung der Oberflächentopographie<br />
von Schleifscheiben;<br />
Abschlußbericht zum FNK-Forschungsprojekt<br />
Nr. 471, Universität Bremen, 1985<br />
[88] N.N. Temperaturmessungen mit Miniatur-Mantel-<br />
Thermoelementen;<br />
Philips Elektronie Industrie GmbH, Kassel<br />
[89] - Thermodrähte, Thermopaare;<br />
Produktinformation der Fa. Heraeus, 1984<br />
[90] Kurrein, M. Die Messung der Schleifkraft;<br />
Werkstattstechnik (1927) 20, S. 585/594<br />
[91] Ernst, W. Erhöhte Schnittgeschwindigkeit beim Außenrund-Einstechschleifen<br />
und ihr Einfluß auf<br />
das Schleifergebnis und die Wirtschaftlichkeit;<br />
Dissertation, RWTH Aachen, 1964<br />
[92] Prins, J.F. Wechselwirkung zwischen Diamanten und<br />
Werkstückstoffen in Einkomversuchen;<br />
Diamant-Information M24, De Beers<br />
Industrie-Diamanten (Deutschland) GmbH
- 164 -<br />
[93]<br />
[94]<br />
[95]<br />
[96]<br />
[97]<br />
[98]<br />
Wemer, G.<br />
Minke, E.<br />
Macherauch, E.<br />
Wohlfahrt, H.<br />
Wolfstieg, U.<br />
Althaus, P.G.<br />
Brinksmeier, E.<br />
König, W.<br />
Lowin, R.<br />
Tönshoff, H.K.<br />
Brinksmeier, E.<br />
Die Bezugs-Grundrauheit, Funktionale Ableitung<br />
und praktische Anwendung;<br />
VDI-Z, 128 (1986) 11, S. 429/438<br />
Zur zweckmäßigen Defmition von Eigenspannungen;<br />
Härterei-Technische Mitteilungen,<br />
28 (1973) 3, S. 201/211<br />
Werkstückeigenspannungen beim Einsatz von<br />
CBN- und Korundschleifscheiben zum<br />
Innenschleifen;<br />
Industrie Diamanten Rundschau (IDR),<br />
17 (1983) 4, S. 184/190<br />
Randzonenanalyse geschliffener Werkstücke;<br />
Dissertation, Universität Hannover, 1982<br />
Ermittlung des Eigenspannungszustandes in<br />
der Randzone geschliffener Werkstücke und<br />
Bestimmung seiner Auswirkung auf das<br />
Funktionsverhalten;<br />
Forschungsberichte des Landes Nordrhein-<br />
Westfalen, Nr. 2886, Westdeutscher Verlag,<br />
Opladen, 1979<br />
Eigenspannungen durch Schleifen -<br />
wesentliche Einflußgrößen des Prozesses, in:<br />
Eigenspannungen, Entstehung - Messung -<br />
Bewertung, Band 2, S. 251/270;<br />
herausgegeben von Macherauch, E. und<br />
Hauk, V., Deutsche Gesellschaft für Metallkunde<br />
e.V., 1983