Erreichbare Bohrtiefen - Geradegenutete Bohrer

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DIN EN ISO 9001 sowie ISO/TS 16949.
Unser Motto lautet jedoch: Qualität muss nicht geprüft, sondern
gefertigt werden.
✍

Inhalt Seite
1. Werkstoffe 2
1.1 Einteilung Werkstoffe 2
1.2 Zerspanbarkeit von Stählen 2
1.2.1 Einfluss von Wärmebehandlung 3
1.3 Zerspanbarkeit von Eisengusswerkstoffen 4
1.4 Zerspanbarkeit von Nichteisen (NE) – Metallen 5
1.4.1 Aluminium und Aluminiumlegierungen 5
1.4.2 Titan und Titanlegierungen 6
1.4.3 Kupfer und Kupferlegierungen 6
1.4.4 Nickel und Nickellegierungen 6
1.5 Zerspanung von Kunststoffen (Polymeren) 6
1.5.1 Thermoplaste 7
1.5.2 Duroplaste 7
1.5.3 Elastomere 7
1.5.4 Faserverstärkte Kunststoffe 7
1.6 Werkstofftabelle 8
2. Zerspanbarkeit 20
2.1 Spanbildung 21
2.1.1 Spanarten 21
2.1.2 Spanform 22
3. Schneidstoff 23
3.1 Hartmetalle 23
3.1.1 Ausgangsstoffe und Herstellung 23
3.1.2 Qualitätskontrolle bei Hartmetall 24
3.2 Oxidkeramische Werkstoffe 26
3.3 PKD und CBN 27
3.4 Beschichtungen 28
3.4.1 Vorbereitung zur Beschichtung 28
3.4.2 Schichtbildungsprozess 28
3.4.3 Hartstoffschichten als Verschleißschutz 30
3.4.4 Beschichtungsempfehlungen 31
4. Werkzeugverschleiß 33
4.1 Freiflächenverschleiß 33
4.2 Kolkverschleiß 34
4.3 Schneidenbruch 34
5. Werkzeug-, Werkstückspannung 35
5.1 Werkzeugaufnahmen 35
5.2 Spannfutter 35
5.2.1 Steilkegelaufnahme 35
5.2.2 Hohlschaftkegelaufnahme 35
5.3 Spannfutter 35
5.3.1 Flächenspannfutter 35
5.3.2 Spannfutter für Spannzangen 36
5.3.3 Hydrodehnspannfutter 36
5.3.4 Schrumpffutter 36
5.3.5 Spannfuttervergleich 36
Seite
5.4 Werkstückspannung 37
5.4.1 Fräsen 37
5.4.2 Bohren, Reiben, Senken 37
5.5 Wuchten 38
6. HSC-Bearbeitung 40
6.1 Vorteile HSC-Bearbeitung 40
6.2 Cermet integrierbar? 41
6.3 Welche Beschichtung ist zu bevorzugen? 41
6.4 Ermittlung optimaler Schnittparameter 41
6.5 Beachtenswertes zum Thema HSC-Fräsen 42
6.6 Das richtige Werkzeug zum jeweiligen Werkstoff 42
6.6.1 Aluminium 42
6.6.2 Kupfer 42
6.6.3 Faserverstärkte Kunststoffe 42
4.6.4 Graphit 43
6.6.5 Guss 43
6.6.6 Stahl 43
7. HPC-Bearbeitung 44
8. Hartzerspanung 45
9. Hochfeste Werkstoffe 48
10. Trockenzerspanung 50
10.1 Minimalmengenschmierung 50
11. Wirtschaftlichkeit Aufbereiten 51
11.1 Wirtschaftlicher Arbeiten 51
11.2 Aufbereiten in Zahlen 52
11.3 Gründe für und gegen das Aufbereiten 53
1
Grundlagen

2
1.Werkstoffe
1.1 Einteilung der Werkstoffe
Werkstoffe einer jeden Werkstoffgruppe haben teils gemeinsame, teils werkstoffspezifische, also typische Eigenschaften.
Über diese Charakteristik der Werkstoffe lassen sich die Anwendungsmöglichkeiten bestimmen.
Die Eisenwerkstoffe werden anhand ihres Kohlenstoffgehalts, Nichteisenmetalle anhand ihrer Dichte unterschieden.
(Abb. 1.1)
1.2 Zerspanbarkeit von Stählen
Die Zerspanbarkeit ist stets von mehreren Faktoren abhängig. Hier sind vor allem das Bearbeitungsverfahren, der
Schneidstoff, die Schnittbedingungen, das Werkstoffgefüge sowie die mechanischen Werkstoffeigenschaften wie Festigkeit
und Härte ausschlaggebend.
(Abb. 1.2)
Legierungs- und Begleitelemente
Element Erhöht Erniedrigt Einfluss auf Zerspanbarkeit
Al Zunderwiderstand – –
(Aluminuim) Eindringen von Stickstoff
Cr Zugfestigkeit, Härte, Dehnung Zerspanbarkeit wird
(Chrom) Warmfestigkeit, verschlechtert durch
Verschleißfestigkeit,
Korrosionsbeständigkeit
Steigerung der Festigkeit
Co Härte, Schneidhaltigkeit, Kornwachstum bei höheren Erhöhter Werkzeugverschleiß
(Cobalt) Warmfestigkeit Temperaturen
Mn Zugfestigkeit, Kaltformbarkeit, Zerspanbarkeit wird ver-
(Mangan) Durchhärtbarkeit, Zähigkeit Graphitausscheidung bei GG schlechtert durch Steigerung
der Festigkeit

Element Erhöht Erniedrigt Einfluss auf Zerspanbarkeit
Mo Zugfestigkeit, Anlasssprödigkeit, Zerspanbarkeit wird ver-
(Molybdän) Warmfestigkeit, Schmiedbarkeit schlechtert durch Steigerung
Durchhärtbarkeit der Zugfestigkeit
Ni Festigkeit, Zähigkeit, Wärmedehnung Zerspanbarkeit wird
(Nickel) Durchhärtbarkeit, verschlechtert durch
Korrosionsbeständigkeit Steigerung der Zähigkeit
V Dauerfestigkeit, Härte, Empfindlichkeit gg. Zerspanbarkeit wird
(Vanadium) Warmfestigkeit Überhitzung verschlechtert durch
Steigerung der Festigkeit
W Zugfestigkeit, Härte, Dehnung Zerspanbarkeit wird
(Wolfram) Warmfestigkeit, verschlechtert durch
Schneidenhaltigkeit Steigerung der Festigkeit
C Festigkeit, Härte, Schmelzpunkt, Dehnung, Starker abrasiver Verschleiß,
(Kohlenstoff) Härtbarkeit, Rissbildung Schweiß-, Schmiedbarkeit Aufbauschneidenbildung,
Hohe Zerspankräfte
P Zugfestigkeit, Kerbschlagzähigkeit, Kurzbrüchige Späne,
(Phosphor) Warmfestigkeit, Schweißbarkeit geringere Aufbauschneiden-
Korrosionsbeständigkeit bildung bis 0,1% Gehalt,
Verstärkter Werkzeugverschleiß
S Zerspanbarkeit Kerbschlagzähigkeit, Kurzbrüchige Späne,
(Schwefel) Schweißbarkeit geringere Aufbauschneidenbildung
Si Zugfestigkeit, Drehgrenze, Bruchdehnung, Verstärkter Werkzeug-
(Silicium) Korrosionsbeständigkeit Kerbschlagzähigkeit,
Tiefziehfähigkeit,
Schweißbarkeit
verschleiß
Pb – – Kurzbrüchige Späne,
(Blei) Verringerter Werkzeugverschleiß
1.2.1 Einfluss von Wärmebehandlung
Verfahren Einfluss Zerspanbarkeit
Normalglühen Ungleichmäßiges und grobkörniges Gefüge Abhängig vom Kohlenstoffgehalt (vgl. 1.2)
wird beseitigt Ferrit: schlechte Spanbildung, geringer
Verschleiß
Perlit: günstigere Spanbildung, erhöhter
Verschleiß
Weichglühen Ferrit-Grundgefüge mit körnigem Zementit mit zunehmendem Ferritanteil wird
wird erreicht Spanbildung schlechter, günstiger Werkzeugverschleiß
Härten Härte und Verschleißfestigkeit wird gesteigert Hoher, abrasiver Werkzeugverschleiß,
(Martensitbildung) gute Spanbildung
Vergüten Verminderung von Härte, günstiger Werkzeugverschleiß,
Zugfestigkeit und Streckgrenze neigt zur Aufbauschneidenbildung,
Zuname von Zähigkeit und Bruchdehnung schlechte Spanbildung
Einsatzhärten Härte und Verschleißfestigkeit wird im Hoher abrasiver Werkzeugverschleiß im
Randbereich gesteigert (Martensitbildung) Randbereich
Nitrierhärten Härte, Verschleißfestigkeit, Hoher abrasiver Werkzeugverschleiß im
Gleitfähigkeit wird im Randbereich gesteigert
(Nitridbildung)
Randbereich
Carbonitrieren Härte, Verschleißfestigkeit und Anlass- Hoher abrasiver Werkzeugverschleiß im
beständigkeit wird im Randbereich gesteigert Randbereich
3

1.3 Zerspanbarkeit von Eisengusswerkstoffen
Im Gegensatz zum Stahl wird bei Guss die Zerspanbarkeit sehr stark von der Menge und Ausbildung des eingelagerten
Graphits beeinflusst. Das eingelagerte Graphit wirkt bei der Zerspanung wie ein Spanbrecher, da es das metallische
Grundgefüge unterbricht. Dies hat kurzbrüchige Späne, niedrigere Schnittkräfte und somit höhere Werkzeugstandzeiten
zur Folge.
Werkstoff Art des Form des Grundgefüge Zerspanbarkeit
Kohlenstoffs Kohlenstoffs
Hartguss Graphit und Grob- bis Ferrit … Zementit Hoher Verschleiß,
Streifenzementit feinblättrig gute Spanbildung
Schwarzer Graphit und Flockig Ferrit neigt zur Fließspan-
Temperguss Streifenzementit bildung, besser
zerspanbar als GTW
Weißer Graphit und Flockig Ferrit neigt zur Fließspan-
Temperguss Streifenzementit bildung, schlechte
Zerspanbarkeit
Guss mit Graphit und Grob- bis Ferrit … Perlit kurzbrüchige Späne,
Lamellengraphit Streifenzementit feinblätterig gutes Verschleißverhalten
Guss mit Graphit und Kugelig Ferrit … Perlit gute Zerspanbarkeit,
Kugelgraphit Streifenzementit erhöhter Freiflächenverschleiß
bei
höheren Schnittparametern,
neigt dann
zum „Schmieren“
Stahlguss Streifenzementit – Perlit und Ferrit gute Zerspanbarkeit,
kurzbrüchige Späne,
gutes Verschleißverhalten
4
(Abb. 1.3)

1.4 Zerspanung von Nichteisen (NE-) Metallen
1.4.1 Aluminium und Aluminiumlegierungen
Aluminium ist im Vergleich zu Stahl mit ca. 2/3 weniger Schnittkraft zu bearbeiten. Das Hauptproblem ist hier die Spanform,
die durch das große Spanvolumen, das erreicht werden kann, doch extrem variieren kann. Natürlich ist auch die
Werkzeuggeometrie ein Kriterium, das hier als eher wichtig eingestuft werden muss. Alu-Knetlegierungen sind gut zu
bearbeiten, da sie kaum Verschleiß verursachen. Nur bei zu niedrigen Schnittgeschwindigkeiten kann es zu Aufbauschneidenbildung
und somit zu erhöhter Reibung kommen. Alu-Gusswerkstoffe < 12% Si (untereutektisch) verhalten
sich in der Zerspanung ähnlich wie Knetlegierungen, sind also gut zu zerspanen. Bei übereutektischen Alulegierungen
(Si > 12%) weisen die Werkzeuge anhand des abrasiven Verschleißes einen erheblichen Standzeitabfall auf. Auch weisen
diese mitunter sehr unterschiedliche Zerspanungseigenschaften in den Kern- und Randzonen auf.
Aluminium – Knetlegierungen (aushärtbar bei ρ > 2,73 kg/dm 3 )
(Abb. 1.4)
Aluminium - Gusslegierungen
(Abb. 1.5)
5

1.4.2 Titan und Titanlegierungen
Titan zeichnet sich besonders durch seine hohe Festigkeit und große Härte sowie Warm- und Dauerfestigkeit aus. Im
reinen Zustand tritt wegen der Affinität zu Sauerstoff aber auch Stickstoff und Kohlenstoff eine Versprödung ein. Diese
wird durch Zugabe von Legierungselementen stark verbessert. Hierdurch können Eigenschaften von legierten Stählen in
puncto Festigkeit und Dehnung bei gleichzeitig wesentlich weniger Gewicht und Korrosionsanfälligkeit erreicht werden.
Leider ist es auf Grund seiner mechanischen und physikalischen Eigenschaften nur schwer zerspanbar. Titan-Staub und
–Späne sind leicht brennbar, weshalb ähnliche Sicherheitsvorkehrungen wie bei Magnesium zu treffen sind. Die Späne
neigen dazu am Werkzeug aufzuschweißen, was zu Ausbröckelungen und vermehrtem Freiflächenverschleiß führt. Durch
Optimierung der Schneidengeometrie sind aber durchaus passable Standzeiten zu erreichen. Diese hängt aber extrem
von der gewählten Schnittgeschwindigkeit ab.
1.4.3 Kupfer und Kupferlegierungen
Kupfer ist im reinen Zustand weich und gut dehnbar. Durch Zugabe
von Legierungsbestandteilen wird der Zustand aber auch
die Farbe extrem verändert. Die spanende Bearbeitung von
Kupfer ist eher schwierig, da es zur Bildung von Aufbauschneiden
und Bildung von langen Wendel- und Wirrspänen
neigt. Kupfer-Zink-Legierungen (Messing) haben eine wesentlich
höhere Härte, wobei die Zähigkeit gleichzeitig abnimmt. Dies
verbessert auch die Zerspanbarkeit, da wesentlich kürzere
Späne gebildet werden. Kupfer-Zinn-Legierungen (Bronze)
steigern die Festigkeit, wobei mit einer Wärmebehandlung der
drohenden Versprödung entgegengewirkt wird. Bei der
Berabeitung von Bronze wird meist eine günstige Spanform
erreicht.
1.4.4 Nickel und Nickellegierungen
Nickel, das eine hohe Dehnung und Festigkeit aufweist, lässt sich gut kaltumformen. Eine Zerspanung ist möglich. Durch
das Legieren entstehen einerseits hochwarmfeste, andererseits extrem korrosionsbeständige Werkstoffe. Beide Werkstoffgruppen
sind zu den schwer zerspanbaren Werkstoffen zu zählen. Bei den Gusslegierungen ist auf Grund des
grobkörnigen Gefüges oftmals kein befriedigendes Schlichtergebnis zu erreichen. Um der hohen Schnitttemperatur und
dem Schmieren des Werkstoffes entgegenzuwirken, kommen speziell optimierte, scharfkantige Werkzeuge zum Einsatz.
Dennoch sind nur sehr geringe Schnittgeschwindigkeiten realisierbar.
1.5 Zerspanung von Kunststoffen (Polymeren)
6
(Abb. 1.6)
(Abb. 1.7)
Kunststoffe werden anhand ihres inneren Aufbaus unterschieden. Jede Gruppe von Kunststoffen besitzt einen typischen
Aufbau, der ein anderes mechanisches und thermisches Verhalten zur Folge hat. Für die Zerspanbarkeit gilt, dass Kunststoffe
sehr viel einfacher zu zerspanen sind, als metallische Werkstoffe. Einige Punkte gilt es jedoch zu beachten. Um
der thermischen Belastung des Kunststoffes bei der Zerspanung entgegenzuwirken, muss eine absolut einwandfreie und

gut geschärfte Schneide mit ausreichend großem Freiwinkel eingesetzt werden. Die sonst entstehende Reibungswärme
würde das Bauteil meist beschädigen. Durch das Verwenden von Pressluft oder Kühlmitteln kann ein Aufstauen der
Späne und die damit auftretende Reibungswärme verhindert werden. Es sind keine besonderen Fertigungsverfahren notwendig
und es kann in Bezug auf den Maschinenpark auf Erfahrungen in der Holz- bzw. Aluminiumbearbeitung zurückgegriffen
werden. Da sehr viel geringere Zerspanungskräfte als in der Metallzerspanung auftreten, sind auch die Haltekräfte
für das Werkstück zweckmäßig zu gestalten.
Bei der Bearbeitung von Faserverstärkten Kunststoffen (FVK) sind die vorgenannten Angaben nur bedingt zutreffend. Die
Art der Faserverstärkung ist hier massgebend für die Bearbeitbarkeit. Ist es nur eine Verstärkung des Kunststoffes mit
Matten (Laminate) oder ist es eine textile Struktur (Gewebe). Laminate sind sehr viel einfacher zu bearbeiten, da nur die
Zug- und Biegefestigkeit der Fasern Berücksichtigung finden müssen. Bei Geweben ist es ein Verbund der eine eigene
Struktur bildet, die beachtet werden muß. Als Schneidwerkzeuge werden vorwiegend (diamant-) beschichtete Hartmetall-,
CBN- oder PKD-Werkzeuge eingesetzt. Ist der bei Hartmetallwerkzeugen hauptsächlich auftretende Freiflächenverschleiß
und die Kantenverrundung Hautverschleißursache, so ist es bei CBN- und PKD-Werkzeugen die Schneidkantenverrundung.
Aufgrund der Abrasivität des Werkstoffes werden nur bedingt unbeschichtete Hartmetallwerkzeuge eingesetzt.
Nimmt der Verschleiß am Werkzeug zu, so ist zu beachten, dass die Zerspanungstemperatur nicht zu stark
ansteigt und eine Beschädigung des Bauteils verursacht.
1.5.1 Thermoplaste
Thermoplaste bestehen aus fadenförmigen Makromolekülen.
Ihre Festigkeit erhalten sie nicht durch Vernetzung der
Moleküle, sondern durch die Verschlingung und Reibung der
Makromoleküle. Bei der Erwärmung, werden Thermoplaste
weich bis sie sogar flüssig werden. Dieser Schritt ist umkehrbar,
d.h. bei der Erkaltung wird aus dem flüssigen wieder ein
festes Thermoplast. Daher sind Thermoplaste warm umformbar
und schweißbar.
1.5.2 Duroplaste
Duroplaste bestehen aus Makromolekülen, die an vielen Stellen
eng miteinander vernetzt sind. Durch Erwärmung verändern sie
ihr mechanisches Verhalten kaum, da sie bis zur Zersetzung
hart bleiben. Über die Zersetzungstemperatur hinaus zerfallen
Duroplaste ohne flüssig zu werden. Die Folge ist, dass Duroplaste
nicht umformbar und nicht schweißbar sind.
1.5.3 Elastomere
Elastomere bestehen aus weit miteinander vernetzten Makromolekülen,
die zusätzlich miteinander verknäult sind. Sie zeichnen
sich durch eine hohe Elastizität aus. Durch Krafteinwirkung
lassen sich Elastomere plastisch verformen, wobei sie nach
Wegnahme der Kraft in ihre ursprüngliche Form zurückkehren.
Umgangssprachlich sind Elastomere als Gummi bekannt.
1.5.4 Faserverstärkte Kunststoffe
Faserverstärkte Kunststoffe (FVK) sind Kunststoffe, die aus
einer Grundmasse bestehen, in die Fasern eingearbeitet wurden.
Als Grundmasse werden sowohl Thermoplaste als auch
Duroplaste eingesetzt. Als Fasern sind Glasfasern (GFK) und
Kohlenstofffasern (CFK) die wohl bekanntesten. Die Eigenschaft
des so hergestellten Verbundwerkstoffes FVK wird durch
die Wahl der Grundmasse, den Anteil der Fasern am Gesamtvolumen
und die Ausrichtung der Fasern bestimmt. Der besondere
Vorteil von FVK ist die hohe Zugfestigkeit und Steifigkeit
(E-Modul) bei gleichzeitig extrem geringer Dichte. FVK ist in
fast jeder beliebigen Form realisierbar.
Festigkeit
Festigkeit
Festigkeit
Thermisches Verhalten von Thermoplasten
fest
weich
Temperatur
teigig
Thermisches Verhalten von Duroplasten
fest und hart
Temperatur
Thermisches Verhalten von Elastomeren
Temperatur
gummielastisch
flüssig
Z
e
r
s
e
t
z
u
n
g
(Abb. 1.8)
Z
e
r
s
e
t
z
u
n
g
(Abb. 1.9)
Z
e
r
s
e
t
z
u
n
g
(Abb. 1.10)
7

1.6 Werkstofftabelle
8
Material-
Hauptgruppe
1 Automaten-, Bau-,
Federstahl
2 Einsatz-,Nitrier-
,Vergütungsstahl
Material-
Untergruppe
1.1
Automatenstahl
1.2
Baustahl
1.3
Federstahl
2.1
Einsatzstahl
2.2
Nitrierstahl
1.1.1
bis 500 N/mm²
1.1.2
über 500 N/mm²
1.2.1
unlegiert bis
500 N/mm²
1.2.2
unlegiert über
500 N/mm²
1.2.3
legiert
1.3.1
geglüht
(bis 250 HB)
1.3.2
naturhart
(250-350 HB)
1.3.3
federhart
(1200-1600
N/mm²)
2.1.1
bis 150 HB
2.1.2
150-200 HB
2.1.3
über 200 HB
2.2.1
bis 1000 N/mm²
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
1.0711 9 S 20 CF 9 S 22 220 M 07
1.0715 9 SMn 28 S 250 CF 9 SMn 28 230 M 07
1.0718 9 SMnPb 28 S 250 Pb CF 9 SMnPb 28
1.0721 10 S 20 10 F 1 CF 10 S 20 210 M 15
1.0722 10 SPb 20 10 PbF 2 CF 10 SPb 20
1.0723 15 S 20 210 A 15
1.0736 9 SMn 36 S 300 CF 9 SMn 36 240 M 07
1.0737 9 SMnPb 36 S 300 Pb CF 9 SMnPb 36
1.0726 35 S 20 35 MF 4 212 M 36
1.0727 45 S 20 45 MF 4 212 M 44
1.0728 60 S 20 60 MF 4
1.0037 St 37-2
1.0044 St 44-2 E 28-2 Fe 430 B FN 4360-43 B
1.0116 St 37-3 E 24-3; E 24-4 Fe 360 D FF 4360-40 C
1.0144 St 44-3 E 28-3; E 28-4 Fe 430 D FF 4360-43 C
1.0050 St 50-2 A 50-2 Fe 490 4360-50 B
1.0570 St 52-3 E 36-3; E 36-4 Fe 510 B; C; D 4360-50 B
1.0060 St 60-2 A 60-2 Fe 590; Fe 60-2 4360-SSE; SSC
1.5415 15 Mo 3 15 D 3 16 Mo 3 1501-240
1.5423 16 Mo 5 16 Mo 5 1503-245-420
1.5622 14 Ni 6 16 N 6 14 Ni 6
1.5680 12 Ni 19 Z 18 N 5
1.7335 13 CrMo 4 4 15 CD 3.5 14 CrMo 4 5 1501-620 Gr. 27
1.7337 16 CrMo 4 4 15 CD 4.5 14 CrMo 4 5 1501-620 Gr. 27
1.7380 10 CrMo 9 10 10 CD 9.10 12 CrMo 9 10 1501-622 Gr. 31; 45
1.7709 21 CrMoV 5 7
1.7715 14 MoV 6 3 1503-660-440
1.7735 14 CrMoV 6 9 15 CDV 6
1.0904 55 Si 7 55 S 7 55 Si 8 250 A 53
1.0961 60 SiCr 7 60 SC 7 60 SiCr 8
1.1231 Ck 67 XC 68 C 70 060 A 67
1.1248 Ck 75 XC 75 C 75 060 A 78
1.1274 Ck 101 XC 100 060 A 96
1.2101 62 SiMnCr 4
1.2103 58 SiCr 8
1.7103 67 SiCr 5
1.7176 55 Cr 3 55 C 3 55 Cr 3 527 A 60
1.8159 50 CrV 4 50 CV 4 51 CrV 4 735 A 50
1.0904 55 Si 7 55 S 7 55 Si 8 250 A 53
1.0961 60 SiCr 7 60 SC 7 60 SiCr 8
1.1231 Ck 67 XC 68 C 70 060 A 67
1.1248 Ck 75 XC 75 C 75 060 A 78
1.1274 Ck 101 XC 100 060 A 96
1.2101 62 SiMnCr 4
1.2103 58 SiCr 8
1.7103 67 SiCr 5
1.7176 55 Cr 3 55 C 3 55 Cr 3 527 A 60
1.8159 50 CrV 4 50 CV 4 51 CrV 4 735 A 50
1.0904 55 Si 7 55 S 7 55 Si 8 250 A 53
1.0961 60 SiCr 7 60 SC 7 60 SiCr 8
1.1231 Ck 67 XC 68 C 70 060 A 67
1.1248 Ck 75 XC 75 C 75 060 A 78
1.1274 Ck 101 XC 100 060 A 96
1.2101 62 SiMnCr 4
1.2103 58 SiCr 8
1.7103 67 SiCr 5
1.7176 55 Cr 3 55 C 3 55 Cr 3 527 A 60
1.8159 50 CrV 4 50 CV 4 51 CrV 4 735 A 50
1.0301 C 10 AF 34 C 10; XC 10 C 10 045 M 10
1.0401 C 15 AF3 7 C 12; XC 18 C 15; C 16 080 M 15
1.1121 Ck 10 XC 10 C 10 045 M 10
1.1141 Ck 15 XC 15; XC 18 C 15; C 16 080 M 15
1.7012 13 Cr 2
1.7015 15 Cr 3 12 C 3 523 M 15
1.5732 14 NiCr 10 14 NC 11 16 NiCr 11
1.5752 14 NiCr 14 12 NC 15 655 M 13
1.5860 14 NiCr 18
1.5919 15 CrNi 6 16 NC 6 16 CrNi 4 S 107
1.5920 18 CrNi 8 20 NC 6
1.6523 21 NiCrMo 2 20 NCD 2 20 NiCrMo 2 805 M 20
1.6587 17 CrNiMo 6 18 NCD 6 18 NiCrMo 7 820 A 16
1.7131 16 MnCr 5 16 MC 4 16 MnCr 5 527 M 17
1.7139 16 MnCrS 5
1.7147 20 MnCr 5 20 MC 5 20 MnCr 5
1.7149 20 MnCrS 5
1.7262 15 CrMo 5 12 CD 4 12 CrMo 4
1.7264 20 CrMo 5 18 CD 4
1.7271 23 CrMoB 3 3
1.7311 20 CrMo 2
1.7321 20 MoCr 4
1.7323 20 MoCrS 4
1.7325 25 MoCr 4
1.7326 25 MoCrS 4
1.8504 34 CrAl 6
1.8506 34 CrAlS 5

Material-
Hauptgruppe
Material-
Untergruppe
2.2.2
über 1000
N/mm²
2.3 Vergütungsstahl 2.3.1
unlegiert bis
800 N/mm²
2.3.2
unlegiert 800-
1000 N/mm²
2.3.3
legiert bis
800 N/mm²
2.3.4
legiert 800-
1000 N/mm²
2.3.5
legiert 1000-
1300 N/mm²
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
1.8507 34 CrAlMo 5 30 CAD 6.12 34 CrAlMo 7 905 M 31
1.8509 41 CrAlMo 7 40 CAD 6.12 41 CrAlMo 7 905 M 39
1.8515 31 CrMo 12 30 CD 12 31 CrMo 12 722 M 24
1.8519 31 CrMoV 9
1.8521 15 CrMoV 5 9
1.8523 39 CrMoV 13 9 36 CrMoV 13 9 897 M 39
1.8550 34 CrAlNi 7
1.0402 C 22 AF 42 C 20 C 20; C 21 050 A 20
1.0406 C 25 AF 50 C 30 C 25 070 M 26
1.0501 C 35 AF 55 C 35 C 35 060 A 35
1.0503 C 45 AF 65 C 45 C 45 080 M 46
1.0511 C 40 AF 60 C 40 C 40
1.0528 C 30
1.1151 Ck 22 XC 25; XC 18 C 20 050 A 20
1.1158 Ck 25 XC 25 C 25 070 M 26
1.1178 Ck 30
1.1181 Ck 35 XC 38 H1:XC 32 C 35 080 M 36
1.1186 Ck 40 XC 42 H1 C 40 080 M 40
1.1191 Ck 45 XC 42 C 45 080 M 46
1.0535 C 55 AF 70 C55 C 55 070 M 55
1.0540 C 50
1.0601 C 60 CC 55 C 60 080 A 62
1.1203 Ck 55 XC 55 C50 070 M 55
1.1206 Ck 50 XC 48 H1 080 M 50
1.1221 Ck 60 XC 60 C60 080 A 62
1.1133 20 Mn 5 20 M 5 G 22 Mn 3 120 M 19
1.3505 100 Cr 6 100 C 6 100 Cr 6 534 A 99
1.5120 38 MnSi 4
1.5121 46 MnSi 4
1.5141 53 MnSi 4
1.5710 36 NiCr 6 35 NC 6 640 A 35
1.6546 40 NiCrMo 2 2 40 NCD 2 40 NiCrMo 2 (KB) 311-Type 7
1.6565 40 NiCrMo 6 311-Type 6
1.7003 38 Cr 2 38 C 2 38 Cr 2
1.7006 46 Cr 2 42 C 2 45 Cr 2
1.7020 32 Cr 2
1.7030 28 Cr 4 530 A 30
1.7033 34 Cr 4 32 C 4 34 Cr 4 (KB) 530 A 32
1.7218 25 CrMo 4 25 CD 4 25 CrMo 4 (KB) 1717 CDS 110
1.7220 34 CrMo 4 35 CD 4 35 CrMo 4 708 A 37
1.7223 41 CrMo 4 42 CD 4 TS 41 CrMo 4 708 M 40
1.7225 42 CrMo 4 42 CD 4 42 CrMo 4 708 M 40
1.7228 50 CrMo 4 50 CR MO4 708 A 47
1.8159 50 CrV 4 50 CV 4 51 CrV 4 735 A 50
1.1157 40 Mn 4 35 M 5 150 M 36
1.1165 30 Mn 5 35 M 5 120 M 36
1.1167 36 Mn 5 40 M 5 150 M 36
1.1170 28 Mn 6 20 M 5 C 28 Mn 150 M 28
1.3561 44 Cr 2
1.3563 43 CrMo 4
1.3565 48 CrMo 4 817 M 40
1.5120 38 MnSi 4
1.5121 46 MnSi 4
1.5122 37 MnSi 4
1.5131 50 MnSi 4
1.5141 53 MnSi 4
1.5223 42 MnV 7
1.5710 36 NiCr 6 35 NC 6 640 A 35
1.5736 36 NiCr 10 30 NC 11 35 NiCr 9
1.5755 31 NiCr 14 18 NC 13 653 M 31
1.6511 36 CrNiMo 4 40 NCD 3 38 NiCrMo 4 (KB) 816 M 40
1.6513 28 NiCrMo 4
1.7003 38 Cr 2 38 C 2 38 Cr 2
1.7006 46 Cr 2 42 C 2 45 Cr 2
1.7030 28 Cr 4 530 A 30
1.7033 34 Cr 4 32 C 4 34 Cr 4 (KB) 530 A 32
1.7034 37 Cr 4 38 C 4 38 Cr 4 530 A 36
1.7035 41 Cr 4 42 C 4 41 Cr 4 530 M 40
1.7218 25 CrMo 4 25 CD 4 S 25 CrMo 4 (KB) 1717 CDS 110
1.7220 34 CrMo 4 35 CD 4 35 CrMo 4 708 A 37
1.7223 41 CrMo 4 42 CD 4 TS 41 CrMo 4 708 M 40
1.7225 42 CrMo 4 42 CD 4 42 CrMo 4 708 M 40
1.7228 50 CrMo 4 50 CR MO4 708 A 47
1.7561 42 CrV 6
1.7735 14 CrMoV 6 9
1.8159 50 CrV 4 50 CV 4 51 CrV 4 735 A 50
1.3563 43 CrMo 4
1.3565 48 CrMo 4 817 M 40
1.5120 38 MnSi 4
1.5121 46 MnSi 4
1.5122 37 MnSi 4
1.5223 42 MnV 7
1.5710 36 NiCr 6 35 NC 6 640 A 35
1.5736 36 NiCr 10 30 NC 11 35 NiCr 9
1.5864 35 NiCr 18
9

10
Material-
Hauptgruppe
3 Werkzeugstahl
Material-
Untergruppe
3.1
Werkzeugstahl
unlegiert
3.2
Werkzeugstahl für
Kaltarbeit
3.3
Werkzeugstahl für
Warmarbeit
2.3.6
legiert 1300-
1600 N/mm²
3.1.1
allgemein
3.2.1
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
1.6511 36 CrNiMo 4 40 NCD 3 38 NiCrMo 4 (KB) 816 M 40
1.6580 30 CrNiMo 8 30 CND 8 30 NiCrMo 8 823 M 30
1.6582 34 CrNiMo 6 35 NCD 6 35 NiCrMo 6 (KW) 817 M 40
1.7033 34 Cr 4 32 C 4 34 Cr 4 (KB) 530 A 32
1.7034 37 Cr 4 38 C 4 38 Cr 4 530 A 36
1.7035 41 Cr 4 42 C 4 41 Cr 4 530 M 40
1.7045 42 Cr 4 42 C 4 TS 41 Cr 4 530 A 40
1.7218 25 CrMo 4 25 CD 4 S 25 CrMo 4 (KB) 1717 CDS 110
1.7220 34 CrMo 4 35 CD 4 35 CrMo 4 708 A 37
1.7223 41 CrMo 4 42 CD 4 TS 41 CrMo 4 708 M 40
1.7225 42 CrMo 4 42 CD 4 42 CrMo 4 708 M 40
1.7228 50 CrMo 4 50 CR MO4 708 A 47
1.7361 32 CrMo 12 30 CD 12 32 CrMo 12 722 M 24
1.7561 42 CrV 6
1.7707 30 CrMoV 9
1.7735 14 CrMoV 6 9
1.8159 50 CrV 4 50 CV 4 51 CrV 4 735 A 50
1.8161 58 CrV 4
1.1273 90 Mn 4
1.5864 35 NiCr 18
1.6580 30 CrNiMo 8 30 CND 8 30 NiCrMo 8 823 M 30
1.6582 34 CrNiMo 6 35 NCD 6 35 NiCrMo 6 (KW) 817 M 40
1.6746 32 NiCrMo 14 5 35 NCD 14 830 M 31
1.7361 32 CrMo 12 30 CD 12 32 CrMo 12 722 M 24
1.7707 30 CrMoV 9
1.7735 14 CrMoV 6 9
1.8161 58 CrV 4
1.1520 C 70 W1
1.1525 C 80 W1 Y1 90; Y1 80 C 80 KU
1.1545 C 105 W1 Y1 105 C 100 KU
1.1620 C 70 W2
1.1625 C 80 W2 C 80 KU BW 1 B
1.1645 C 105 W2 Y2 105 C 100 KU
1.1654 C 110 W
1.1663 C 125 W Y2 120 C 120 KU
1.1673 C 135 W Y2 140 C 140 KU
1.1730 C 45 W Y3 42
1.1740 C 60 W Y3 55
1.1744 C 67 W
1.1750 C 75 W BW 1A
1.1820 C 55 W
1.1830 C 85 W Y3 90
1.2067 100 Cr 6 Y 100 C 6 BL 3
niedrig legiert bis 1.2101 62 SiMnCr 4
1000 N/mm² 1.2103 58 SiCr 8
1.2108 90 CrSi 5
1.2162 21 MnCr 5 20 NC 5
1.2210 115 CrV 3 100 C 3 107 CrV 3 KU
1.2330 35 CrMo 4 34 CD 4 35 CrMo 4 708 A 37
1.2332 47 CrMo 4 42 CD 4 40 CrMo 4 708 M 40
1.2369 81 CrMov 42 16
1.2419 105 WCr 6 105 WC 13 107 WCr 5 KU
1.2510 100 MnCrW 4 90 MWCV 5 95 MnWCr 5 KU BO 1
1.2516 120 WV 4 110 WC 20 110 W 4 KU BF 1
1.2542 45 WCrV 7 45 WCrV 8 KU BS 1
1.2550 60 WCrV 7 55 WC 20 55 WCrV 8 KU
1.2721 50 NiCr 13
1.2735 15 NiCr 14 10 NC 12
1.2762 75 CrMoNiW 6 7
1.2826 60 MnSiCr 4
1.2833 100 V 1 Y1 105 V 102 V 2 KU BW 2
1.2842 90 MnCrV 8 90 MV 8 90 MnVCr 8 KU BO 2
3.2.2
1.2312
niedrig legiert bis
1200 N/mm² 1.2711
3.2.3
niedrig legiert bis
40 CrMnMoS 8 6
54 NiCrMoV 6 55 NCDV 6
1500 N/mm² 1.2713 55 NiCrMoV 6 55 NCDV 7
3.2.4
hoch leg. gegl.
bis 1000 N/mm²
3.2.5
hoch leg. verg.
bis 1300 N/mm²
1.2080 X 210 Cr 12 Z 200 C 12 X 210 Cr 13 KU BD 3
1.2083 X 42 Cr 13 Z 40 C 14 X 41 Cr 13 KU
1.2341 X 6 CrMo 4
1.2363 X 100 CrMoV 5 1 Z 100 CDV 5 X 100 CrMoV 5 1 KU BA 2
1.2379 X 155 CrVMo 12 1 Z 160 CDV 12 X 155 CrVMo 12 1 KUBD 2
1.2436 X 210 CrW 12 Z 200 CW 12 X 215 CrW 12 1 KU
1.2601 X 165 CrMoV 12 X 165 CrMoW 12 KU
1.2764 X 19 NiCrMo 4
1.2767 X 45 NiCrMo 4 Y 35 NCD 16 42 NiCrMo 15 7
1.2885 X 32 CrMoCoV 3 3 3 30 DCKV 28
1.2316 X 36 CrMo 17 X 38 CrMo 16 1 KU
1.6356 X 2 NiCoMoTi 18 12 4
1.6358 X 2 NiCoMoTi 18 9 5
3.3.1
1.2311 40 CrMnMo 7
niedrig legiert bis 1.2738 40 CrMnNiMo 8
1200 N/mm²
3.3.2
1.2744 57 NiCrMoV 7 7
niedrig legiert bis
1500 N/mm²
1.2713 55 NiCrMoV 6 55 NCDV 7

Material-
Hauptgruppe
4 rostfreier,
hochwarmfest,
legierter Stahl
Material-
Untergruppe
3.4
Schnellarbeitsstahl
3.5
gehärteter
Werkzeugstahl
4.1
rostfreier Stahl
3.3.3
hoch leg. gegl.
bis 1000 N/mm²
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
1.2343 X 38 CrMoV 5 1 Z 38 CDV 5 X 37 CrMoV 5 1 KU BH 11
1.2344 X 40 CrMoV 5 1 Z 40 CDV 5 X 40 CrMo 511KU BH13
1.2365 X 32 CrMoV 3 3 32 DCV 28 30 CrMoV 12 27 KU BH 10
1.2367 X 38 CrMoV 5 3
1.2567 X 30 WCrV 5 3 Z 32 WCV 5 X 30 WCrV 5 3 KU
1.2581 X 30 WCrV 9 3 Z 30 WCV 9 X 30 WCrV 9 3 KU BH 21
1.2706 X 3 NiCrMo 18 8 5 E-Z 2 NKD 18
3.3.4
hoch leg. verg.
bis 1300 N/mm² 1.2709 X 2 NiCoMoTi 18 9 5
3.3.5
hoch leg. verg.
bis 1600 N/mm²
3.4.1
allgemein
3.5.1
bis 55 HRC
3.5.2
55-58 HRC
3.5.3
58-60 HRC
3.5.4
60-62 HRC
3.5.5
62-64 HRC
4.1.1
ferritisch
4.1.2
martensitisch
4.1.3
austenitisch
A5 40%
4.1.5
geschwefelt
1.3202 S 12-1-4-5
1.3207 S 10-4-3-10 Z 130 WKCDV 10-10-04HS 10-4-3-10 BT 42
1.3243 S 6-5-2-5 Z 85 WDKCV 06-05-05- HS 6-5-2-5
1.3246 S 7-4-2-5 Z 110 WKCDV 07-05-04HS 7-4-2-5
1.3247 S 2-10-1-8 Z 110 DKCWV 09-08-04HS 2-9-1-8 BM 42
1.3249 S 2-9-2-8 BM 34
1.3255 S 18-1-2-5 Z 80 WKCV 18-05-04-0 HS 18-1-1-5 BT 4
1.3257 S 18-1-2-15
1.3265 S 18-1-2-10 HS 18-0-1-10 BT 5
1.3302 S 12-1-4
1.3318 S 12-1-2
1.3333 S 3-3-2 HS 3-3-2
1.3343 S 6-5-2 Z 85 WDCV 06-05-04-0 HS 6-5-2 BM 2
1.3344 S 6-5-3 Z 120 WDCV 06-05-04- HS 6-5-3 BM 4
1.3346 S 2-9-1 Z 85 DCWV 08-04-02-0 HS 1-8-1 BM 1
1.3348 S 2-9-2 Z 100 DCWV 09-04-02- HS 2-9-2
1.3355 S 18-0-1 Z 80 WCV 18-04-01 HS 18-0-1 BT 1
1.4000 X 6 Cr 13 Z 6 C 13 X 6 Cr 13 403 S 17
1.4002 X 6 CrAl 13 Z 6 CA 13 X 6 CrAl 13 405 S 17
1.4016 X 6 Cr 17 Z 8 C 17 X 8 Cr 17 430 S 15
1.4113 X 6 CrMo 17 Z 8 CD 17.01 X 8 CrMo 17 434 S 17
1.4313 X 5 CrNi 13 4 Z 5 CN 13.4 X 6 CrNi 13 04 425 C 11
1.4510 X 6 CrTi 17 Z 8 CT 17 X 6 CrTi 17
1.4511 X 8 CrNb 17 Z 8 CNb 17 X 6 CrNb 17
1.4512 X 5 CrTi 12 Z 6 CT 12 X 6 CrTi 12 409 S 19
1.4006 X 10 Cr 13 Z 12 C 13 X 12 Cr 13 410 S 21
1.4021 X 20 Cr 13 Z 20 C 13 X 20 Cr 13 420 S 37
1.4024 X 15 Cr 13 Z 13 C 13 420 S 29
1.4028 X 30 Cr 13 Z 30 C 13 X 30 Cr 13 420 S 45
1.4031 X 38 Cr 13 Z 40 C 14 X 40 Cr 14
1.4034 X 46 Cr 13 Z 40 C 14 X 40 Cr 14 420 S 45
1.4057 X 20 CrNi 17 2 Z 15 CN 16.02 X 16 CrNi 16 431 S 29
1.4108 X 100 CrMo 13
1.4109 X 65 CrMo 14
1.4112 X 90 CrMoV 18
1.4113 X 6 CrMo 17 Z 8 CD 17.01 X 8 CrMo 17 434 S 17
1.4116 X 45 CrMoV 15
1.4125 X 105 CrMo 17 Z 100 CD 17 X 105 CrMo 17
1.4311 X 2 CrNiN 18 10 Z 2 CN 18 .10 X 2 CrNiN 18 11 304 S 62
1.4401 X 5 CrNiMo 18 10 Z 6 CND 17.11 X 5 CrNiMo 17 12 316 S 16
1.4404 X 2 CrNiMo 17 13 2 Z 2 CND 17.12 X 2 CrNiMo 17 12 316 S 11
1.4406 X 2 CrNiMoN 17 12 2 Z 2 CND 17.12 Az X 2 CrNiMoN 17 12 316 S 61
1.4429 X 2 CrNiMoN 17 13 3 Z 2 CND 17.13 Az X 2 CrNiMoN 17 13 316 S 62
1.4435 X 2 CrNiMo 18 14 3 Z 2 CND 17.13 X 2 CrNiMo 17 13 316 S 12
1.4436 X 5 CrNiMo 17 13 3 Z 6 CND 17.12 X 5 CrNiMo 17 13 316 S 16
1.4438 X 2 CrNiMo 18 16 4 Z 2 CND 19.15 X 2 CrNiMo 18 15 317 S 12
1.4460 X 8 CrNiMo 27 5 Z 5 CND 27.05 Az
1.4462 X 2 CrNiMoN 22 5 Z 2 CND 22 5 Az
1.4539 X 2 NiCrMoCu 25 20 5 Z 1 CNDU 25 20
1.4541 X 6 CrNiTi 18 10 Z 6 CNT 18.10 X 6 CrNiTi 18 11 321 S 12
1.4542 X 5 CrNiCuNb 17 14 Z 5 CNU 17.4
1.4546 X 5 CrNiNb 18 10 X 6 CrNiNb 18 11 347 S 18
1.4550 X 6 CrNiNb 18 10 Z 6 CNNb 18.10 X 6 CrNiNb 18 11 347 S 17
1.4571 X 6 CrNiMoTi 17 12 2 Z 6 CNT 17.12 X 6 CrNiMoTi 17 12 320 S 31
1.4580 X 6 CrNiMoNb 17 12 2 Z 6 CNDNb 17.12 X 6 CrNiMoNb 17 12 318 S 17
1.4301 X 5 CrNi 18 9 Z 6 CN 18.09 X 5 CrNi 18 10 304 S 15
1.4303 X 5 CrNi 18 12 Z 8 CN 18.12 X 8 CrNi 19 10 305 S 19
1.4306 X 2 CrNi 19 11 Z 2 CN 18.10 X 2 CrNi 18 11 304 S 12
1.4310 X 12 CrNi 17 7 Z 12 CN 17.07 X 12 CrNi 17 07 301 S 21
1.4573 X 10 CrNiMoTi 18 12 X 6 CrNiMoTi 17 13 320 S 33
1.4583 X 10 CrNiMoNb 18 12 X 6 CrNiMoNb 17 13
1.4005 X 12 CrS 13 Z 12 CF 13 X 12 CrS 13 416 S 21
1.4104 X 12 CrMoS 17 Z 10 CF 17 X 10 CrS 17
1.4305 X 10 CrNiS 18 9 Z 10 CNF 18.09 X 10 CrNi 18 09 303 S 21
11

12
Material-
Hauptgruppe
5 Stahlguß
Material-
Untergruppe
4.2
hochwarmfeste
Legierung
5.1
konventioneller
Stahlguß
4.2.1
Fe-Legierung
4.2.2
Ni-Leg. nicht
ausgehärtet
4.2.3
Ni-Legierung
ausgehärtet
4.2.4
Co-Legierung
5.1.1
unlegiert
5.1.2
niedrig legiert
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
1.4718 X 45 CrSi 9 3 Z 45 CS 9 X 45 CrSi 8 401 S 45
1.4724 X 10 CrAl 13 Z 10 C 13 X 10 CrAl 12 403 S 17
1.4742 X 10 CrAl 18 Z 10 CAS 18 X 8 Cr 17 430 S 15
1.4747 X 80 CrNiSi 20 Z 80 CSN 20.02 X 80 CrSiNi 20 443 S 65
1.4762 X 10 CrAl 24 Z 10 CAS 24 X 16 Cr 26
1.4828 X 15 CrNiSi 20 12 Z 15 CNS 20.12 309 S 24
1.4841 X 15 CrNiSi 25 20 Z 15 CNS 25.20 X 16 CrNiSi 25 20
1.4845 X 12 CrNi 25 21 Z 12 CN 25.20 X 6 CrNi 26 20 310 S24
1.4864 X 12 NiCrSi 36 16 Z 12 NCS 37.18 NA 17
1.4871 X 53 CrMnNiN 21 9 Z 52 CMN 21.09 X 53 CrMnNiN 21 9 349 S 54
1.4873 X 45 CrNiW 18 9 Z 35 CNWS 20.09 X 45 CrNiW 18 9 331 S 40
1.4876 X 10 NiCrAlTi 33 20 Z 8 NC 32.21 NA 15 (H)
1.4878 X 12 CrNiTi 18 9 Z 6 CNT 18.12 (B) X 6 CrNiTi 18 11 321 S 20
1.4923 X 22 CrMoV 12 1 762
1.4935 X 20 CrMoWV 12 1
1.4943 X 4 NiCrTi 25 15 Z 6 NCTDV 25.15 B HR 251; HR 52; HR 51
1.4945 X 6 CrNiWNb 16 16
1.4962 X 12 CrNiWTi 16 3
1.4980 X 5 NiCrTi 26 15
2.4360 NiCu30Fe Monel 400
2.4375 NiCu30Al Monel K 500
2.4603 NiCr30FeMo Hastelloy X
2.4617 Hastelloy B-2
2.4640 NiCr15Fe Inconel 600
2.4668 NiCr19Fe18Nb5Mg Inconel 718
2.4812 Hastelloy C
2.4816 NiCr15Fe Inconel 600 NA 14
2.4856 NiCr22Mo9Nb Inconel 625
2.4858 NiCr21Mo NA 16
2.4983 Udimet 500
1.4876 X 10 NiCrAlTi 32 20 Incoloy 800
2.4630 NiCr20Ti Nimonic 75 HR 5
2.4631 NiCr20TiAl Nimonic 80 A HR 401; 601
2.4632 NiCr20Co18Ti Nimonic 90
2.4634 NiCo20Cr15MoAlTi Nimonic 105
2.4662 NiCr13Mo6Ti3 Nimonic 901
2.4670 Nimocast 713
2.4674 Nimocast PK 24
2.4951 NiCr20Ti Nimonic 75 HR 5
2.4952 NiCr20TiAl Nimonic 80 A
2.4969 NiCr20Co18Ti Nimonic 90
2.4973 NiCr19Co11MoTi
2.6554 Waspaloy
2.4711 CoCr20Ni15Mo
2.4964 CoCr20W15Ni
2.4979 CoCr28MoNi
2.4989 CoCr20NiW
1.0420 GS-38
1.0446 GS-45
1.0552 GS-52
1.0558 GS-60
1.0619 GS-C 25
1.1142 GS-Ck 16
1.1155 GS-Ck 25
1.1191 GS-Ck 45
1.1118 GS-24 Mn 6
1.1120 GS-20 Mn 5
1.1131 GS-16 Mn 5
1.1136 GS-24 Mn 4
1.1138 GS-21 Mn 5
1.1159 GS-46 Mn4
1.1165 GS-30 Mn 5
1.1167 GS-36 Mn 5
1.1168 GS-40 Mn 5
1.2311 GS-40 CrMnMo 7
1.2323 GS-48 CrMoV 6 7
1.2713 GS-55 NiCrMoV 6
1.2728 GS-20 MoNi 33 13
1.2887 GS-34 CoCrMoV 19 12
1.5015 GS-8 Mn 7
1.5120 GS-38 MnSi 4
1.5121 GS-46 MnSi 4
1.5122 GS-37 MnSi 5
1.5418 GS-20 MnMo 5 3
1.5419 GS-22 Mo 4
1.5430 GS-8 MnMo 7 4
1.5431 GS-12 MnMo 7 4
1.5475 GS-20 MnNb 5
1.5485 GS-20 MnNiTi 5 3
1.5621 GS-10 Ni 6
1.5633 GS-24 Ni 8
1.5638 GS-10 Ni 14
1.5681 GS-10 Ni 19
1.5919 GS-15 CrNi 6
1.6219 GS-22 MnNi 5

Material-
Hauptgruppe
Material-
Untergruppe
5.2
rostfreier Stahlguß
5.1.3
hoch legiert
5.2.1
ferritisch /
martensitisch
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
1.6221 GS-13 MnNi 6 4
1.6309 GS-20 MnMoNi 5 5
1.6511 GS-36 CrNiMo 4
1.6515 GS-25 CrNiMo 4
1.6552 GS-24 CrNiMo 325
1.6570 GS-30 NiCrMo 8 5
1.6582 GS-34 CrNiMo 6
1.6740 GS-33 NiCrMo 744
1.6741 GS-38 NiCrMo 844
1.6748 GS-40 NiCrMo 656
1.6750 GS-20 NiCrMo 3 7
1.6759 GS-18 NiMoCr 3 6
1.6760 GS-22 NiMoCr 5 6
1.6779 GS-14 NiCrMo 10 6
1.6781 GS-18 NiCrMo 12 6
1.6783 GS-19 NiCrMo 12 6
1.6916 GS-12 MnNiCrMo 5 3
1.7131 GS-16 MnCr 5
1.7147 GS-20 MnCr 5
1.7218 GS-25 CrMo 4
1.7219 GS-26 CrMo 4
1.7220 GS-34 CrMo 4
1.7225 GS-42 CrMo 4
1.7228 GS-50 CrMo 4
1.7341 GS-34 CrMo 4 4
1.7354 GS-22 CrMo 5 4
1.7354 GS-17 CrMnMo 5 5
1.7357 GS-17 CrMo 5 5
1.7363 GS-12 CrMo 19 5
1.7377 GS-17 CrMo 9 10
1.7379 GS-18 CrMo 9 10
1.7380 GS-12 CrMo 9 10
1.7382 GS-19 CrMo 9 10
1.7706 GS-17 CrMoV 5 11
1.7725 GS-30 CrMoV 6 4
1.7755 GS-35 CrMoV 10 4
1.7756 GS-36 CrMoV 10 4
1.7903 GS-18 MnCrMo 6 3
1.7906 GS-19 MnCrMo 6 3
1.7909 GS-20 MnCrMo 6 3
1.8159 GS-50 CrV 4
1.3401 G-X 120 Mn 12 Z 120 M 12 XG 120 Mn 12 Z 120 M 12
1.2201 G-X 165 CrV 12
1.2343 G-X 38 CrMoV 5 1 Z 38 CDV 5
1.2363 G-X 100 CrMoV 5 1 Z 100 CDV 5
1.2365 G-X 32 CrMoV 3 3 32 DCV 28
1.2367 G-X 40 CrMoV 5 3 Z 40 CDV 5
1.2392 G-X 28 CrMoV 5 1
1.2601 G-X 165 CrMoV 12
1.2606 G-X 37 CrMoW 5 1
1.2880 G-X 165 CrCoMo 12
1.3966 G-X 25 MnCrNi 8 8 6
1.4710 G-X 30 CrSi 6
1.4718 G-X 45 CrSi 9 3
1.5662 G-X 8 Ni 9
1.6351 G-X 2 NiCoMoTi 17 10
1.7389 G-X 12 CrMo 10 1
1.4001 G-X 7 Cr 13 Z 8 C 13 FF
1.4006 G-X 10 Cr 13 Z 10 C 13
1.4008 G-X 8 CrNi 13 Z 12 CN 13 M
1.4027 G-X 20 Cr 14 Z 20 C 13 M 420 C 29
1.4034 G-X 46 Cr 13 Z 40 C 14
1.4059 G-X 22 CrNi 17
1.4085 G-X 70 Cr 29
1.4086 G-X 120 Cr 29
1.4107 G-X 8 CrNi 12
1.4120 G-X 20 CrMo 13
1.4122 G-X 35 CrMo 17
1.4136 G-X 70 CrMo 29 2
1.4138 G-X 120 CrMo 29 2
1.4313 G-X 5 CrNi 13 4
1.4339 G-X 32 CrNi 28 10
1.4340 G-X 40 CrNi 27 4
1.4405 G-X 5 CrNiMo 16 5
1.4407 G-X 5 CrNiMo 13 4
1.4414 G-X 4 CrNiMo 13 4
1.4464 G-X 40 CrNiMo 27 5
1.4540 G-X 4 CrNiCuNb 16 4
1.4729 G-X 40 CrSi 13
1.4740 G-X 40 CrSi 17
1.4743 G-X 160 CrSi 18
1.4745 G-X 40 CrSi 23
1.4761 G-X 120 CrSi 23
1.4776 G-X 40 CrSi 29
1.4777 G-X 130 CrSi 29
13

14
Material-
Hauptgruppe
6 Eisenguß
Material-
Untergruppe
6.1
GG (mit lamellarem
Graphit)
6.2
GGG (mit
Kugelgraphit)
5.2.2
austenitisch
6.1.1
unlegiert bis 180
HB
6.1.2
unlegiert über
180 HB
6.1.3
legiert
6.1.4
hoch legiert
6.2.1
unlegiert bis
180 HB
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
1.4809 G-X 40 CrNi 23 14
1.4820 G-X 12 CrNi 26 5
1.4822 G-X 40 CrNi 24 5
1.4823 G-X 40 CrNiSi 27 4
1.4825 G-X 25 CrNiSi 18 9
1.4826 G-X 40 CrNiSi 22 9
1.4832 G-X 25 CrNiSi 20 14
1.4837 G-X 40 CrNiSi 25 12
1.4840 G-X 15 CrNi 25 20
1.4848 G-X 40 CrNiSi 25 20
1.4849 G-X 40 NiCrSiNb 38 1
1.4852 G-X 40 NiCrNb 35 25
1.4855 G-X 30 CrNiSiNb 24 2
1.4857 G-X 40 NiCrSi 35 25
1.4859 G-X 10 NiCrNb 32 20
1.4865 G-X 40 NiCrSi 38 18 GX 50 NiCr 39 19 330 C 40
1.4868 G-X 50 CrNi 30 30
1.4873 G-X 45 CrNiW 18 9
1.4928 G-X 12 CrNiMoCoVN 12
1.4930 G-X 14 CrCoMo 13 10
1.4931 G-X 22 CrMoV 12 1
1.4957 G-X 15 CrNiCo 21 20
1.4968 G-X 7 CrNiNb 16 13
1.4988 G-X 8 CrNiMoVNb 16 1
1.6982 G-X 3 CrNi 13 4
1.3941 G-X 4 CrNi 18 13
1.3944 G-X 5 CrNi 18 11
1.3951 G-X 4 CrNiMoN 22 15
1.3952 G-X 4 CrNiMoN 18 14
1.3953 G-X 2 CrNiMo 18 15
1.3955 G-X 12 CrNi 18 11
1.3959 G-X 10 CrNiNb 16 13
1.3964 G-X 4 CrNiMnMoN 19 1
1.4306 G-X 2 CrNi 18 9
1.4308 G-X 6 CrNi 18 9 Z 6 CN 18.10 M 304 C 15
1.4312 G-X 10 CrNi 18 8
1.4347 G-X 8 CrNi 26 7
1.4404 G-X 2 CrNiMo 18 10
1.4408 G-X 6 CrNiMo 18 10
1.4410 G-X 10 CrNiMo 18 9
1.4437 G-X 6 CrNiMo 18 12
1.4439 G-X 3 CrNiMo 17 13 5
1.4446 G-X 2 CrNiMo 17 13 4
1.4448 G-X 6 CrNiMo 17 13
1.4463 G-X 6 CrNiMo 24 8 2
1.4465 G-X 2 CrNiMoN 25 25
1.4500 G-X 7 NiCrMoCuNb 25
1.4531 G-X 2 NiCrMoCuN 20 1
1.4536 G-X 2 NiCrMoCuN 25 2
1.4552 G-X 5 CrNiNb 18 9
1.4580 G-X 10 CrNiMoNb 18 1
1.4581 G-X 5 CrNiMoNb 18 10 Z 4 CNDNb 18.12 M GX 6 CrMoNb 20 11 318 C 17
1.4585 G-X 7 CrNiMoCuNb 18
1.4815 G-X 8 CrNi 19 10
1.4927 G-X 5 CrNi 22 10
1.6901 G-X 8 CrNi 18 10
1.6902 G-X 6 CrNi 18 10
1.6905 G-X 5 CrNiNb 18 10
0.6010 GG-10 Ft 10 D G 10
0.6015 GG-15 Ft 15 D G 15 Grade 150
0.6020 GG-20 Ft 20 D G 20 Grade 220
0.6025 GG-25 Ft 25 D G 25 Grade 260
0.6030 GG-30 Ft 30 D G 30 Grade 300
0.6035 GG-35 Ft 35 D G 35 Grade 350
0.6040 GG-40 Ft 40 D Grade 400
0.6652 GGL-NiMn 13 7 L- NM 13 7 L-NiMn 13 7
0.6655 GGL-NiCuCr 15 6 2 L-NUC 15 6 2 L-NiCuCr 15 6 2
0.6656 GGL-NiCuCr 15 6 3 L-NUC 15 6 3 L-NiCuCr 15 6 3
0.6660 GGL-NiCr 20 2 L-NC 20 2 L-NiCr 20 2
0.6661 GGL-NiCr 20 3 L-NC 20 3 L-NiCr 20 3
0.6667 GGL-NiSiCr 20 5 3 L-NSC 20 5 3 L-NiSiCr 20 5 3
0.6676 GGL-NiCr 30 3 L-NC 30 3 L-NiCr 30 3
0.6680 GGL-NiSiCr 30 5 5 L-NSC 30 5 5 L-NiSiCr 30 5 5
0.9620 G-X 260 NiCr 4 2 Grade 2 A
0.9625 G-X 330 NiCr 4 2 Grade 2 B
0.9630 G-X 300 CrNiSi 9 5 2 Grade 2 C; D; E
0.9635 G-X 330 CrMo 15 3 Grade 3 A; B
0.9640 G-X 300 CrMoNi 15 2 Grade 3 A; B
0.9645 G-X 260 CrMoNi 20 2 Grade 3 C
0.9650 G-X 260 Cr 27 Grade 3 D
0.9655 G-X 300 CrMo 27 1 Grade 3 E
0.7033 GGG-35.3
0.7040 GGG-40 FGS 400-12 GS 400-12 SNG 420/12
0.7043 GGG-40.3 FGS 370-17 GSO 42/17 SNG 370/17

Material-
Hauptgruppe
7 Nichteisen-Metall
Material-
Untergruppe
6.3
GTW (weisser
Temperguß)
6.4
GTS (schwarzer
Temperguß)
7.1
Aluminium
6.2.2
unlegiert über
180 HB
6.2.3
legiert
6.3.1
bis 180 HB
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
0.7050 GGG-50 FGS 500-7 GS 500/7 SNG 500/7
0.7060 GGG-60 FGS 600-3 GS 600/3 SNG 600/3
0.7070 GGG-70 FGS 700-2 GS 700-2 SNG 700/2
0.7080 GGG-80 FGS 800-2 GS 800-2 SNG 800/2
0.7652 GGG-NiMn 13 7 S-NM 13 7 S-NiMn 13 7
0.7660 GGG-NiCr 20 2 S-NC 20 2 S-NiCr 20 2
0.7661 GGG-NiCr 20 3 S-NC 20 3 S-NiCr 20 3
0.7665 GGG-NiSiCr 20 5 2 S-NSC 20 5 2 S-NiSiCr 20 5 2
0.7670 GGG-Ni 22 S-N 22 S-Ni 22
0.7673 GGG-NiMn 23 4 S-NM 23 4 S-NiMn 23 4
0.7676 GGG-NiCr 30 3 S-NC 30 3 S-NiCr 30 3
0.7677 GGG-NiCr 30 1 S-NC 30 1 S-NiCr 30 1
0.7680 GGG-NiSiCr 30 5 5 S-NSC 30 5 5 S-NiSiCr 30 5 5
0.7683 GGG-Ni 35 S-N 35 S-Ni 35
0.7685 GGG-NiCr 35 3 S-NC 35 3 S-NiCr 35 3
0.8035 GTW-35-04
0.8040 GTW-40-05
0.8045 GTW-45-07
0.8055 GTW-55
0.8065 GTW-65
6.3.2
über 180 HB
6.4.1
bis 180 HB 0.8135 GTS-35-10 MN 35-10 B 340/12
6.4.2
0.8145 GTS-45-06 P 440/7
über 180 HB 0.8155 GTS-55-04 MP 50-5 P 510/4
0.8165 GTS-65-02 MP 60-3 P 570/3
0.8170 GTS-70-02 IP 70-2 P 690/2
7.1.1
3.0205 Al99
unlegiert 3.0255 Al99.5 1050 A
3.0275 Al99.7
3.0285 Al99.8
3.0305 Al99.9
7.1.2
3.0505 AlMn0.5Mg0.5
Knetleg. nicht 3.0506 AlMn0.6
ausgehärtet 3.0515 AlMn1
3.0517 AlMnCu
3.0525 AlMn1Mg0.5 3005
3.0526 AlMn1Mg1
3.0915 AlFeSi
3.3307 Al99.85Mg0.5
3.3308 Al99.5Mg0.5
3.3315 AlMg1 5005
3.3316 AlMg1.5
3.3317 Al99.85Mg1
3.3318 Al99.9Mg1
3.3326 AlMg1.8
3.3345 AlMg4.5
3.3523 AlMg2.5
3.3525 AlMg2Mn0.3
3.3527 AlMg2Mn0.8
3.3535 AlMg3 5754
3.3537 AlMg2.7Mn
3.3545 AlMg4Mn 5086
3.3547 AlMg4.5Mn 5087
3.3549 AlMg5Mn
3.3555 AlMg5 5056 A
7.1.3
3.0615 AlMgSiPb
Knetlegierung 3.1255 AlCuSiMn 2014
ausgehärtet 3.1305 AlCu2.5Mg0.5
3.1325 AlCuMg1 2017 A
3.1355 AlCuMg2 2024
3.1645 AlCuMgPb 2030
3.1655 AlCuBiPb 2011
3.2307 Al99.85MgSi
3.2315 AlMgSi1 6082
3.3206 AlMgSi0.5 6060
3.3208 Al99.9MgSi
3.3210 AlMgSi0.7 6005 A
3.3211 AlMg1SiCu 6061
3.4335 AlZn4.5Mg1 7020
3.4337 Al99.8ZnMg
3.4345 AlZnMgCu0.5
3.4365 AlZnMgCu1.5 7075
7.1.4
3.1371 G-AlCu4TiMg
Gußlegierung 3.1841 G-AlCu4Ti
bis 6% Si 3.2134 G-AlSi5Cu1Mg
3.3241 G-AlMg3Si
3.3261 G-AlMg5Si
3.3292 GD-AlMg9
3.3541 G-AlMg3
3.3543 G-AlMg3(Cu)
3.3561 G-AlMg5
3.3591 G-AlMg10
7.1.5
3.2151 G-AlSi6Cu4
Gußlegierung 3.2161 G-AlSi8Cu3
6-12% Si 3.2341 G-AlSi5Mg
3.2371 G-AlSi7Mg
15

16
Material-
Hauptgruppe
Material-
Untergruppe
7.2
Magnesium
7.3
Kupfer
7.4
CuZn (Messing)
7.1.6
Gußlegierung
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
3.2373 G-AlSi9Mg
3.2381 G-AlSi10Mg
3.2383 G-AlSi10Mg(Cu)
3.2581 G-AlSi12
3.2583 G-AlSi12(Cu)
über 12% Si G-AlSi18
7.2.1
Knetlegierung
7.2.2
Gußlegierung
7.3.1
unlegiert
7.3.2
Knetleg. nicht
ausgehärtet
7.3.3
Knetlegierung
ausgehärtet
7.3.4
CuNi-Legierung
7.3.5
CuNiZn-Leg.
langspanend
7.4.1
CuZn
langspanend
7.4.2
CuZn
kurzspanend
3.5200 MgMn2
3.5312 MgAl3Zn
3.5612 MgAl6Zn
3.5812 MgAl8Zn
3.5101 G-MgZn4SE1Zr1
3.5102 G-MgZn5Th2Zr1
3.5103 G-MgSE3Zn2Zr1
3.5105 G-MgTh3Zn2Zr1
3.5106 G-MgAg3Se2Zr1
3.5470 GD-MgAl4Si1
3.5612 GD-MgAl6Zn1
3.5662 G-MgAl6
3.5812 G-MgAl8Zn1
3.5912 G-MgAl9Zn1
2.0040 OF-Cu
2.0060 E-Cu57
2.0065 E-Cu58
2.0070 SE-Cu
2.0076 SW-Cu
2.0090 SF-Cu
2.0205 CuZn0.5
2.1160 CuPb1P
2.1191 CuAg0.1P
2.1203 CuAg0.1
2.1265 CuCd0.5
2.1266 CuCd1
2.1310 CuFe2P
2.1322 CuMg0.4
2.1323 CuMg0.7
2.1356 CuMn3
2.1363 CuMn2
2.1366 CuMn5
2.1491 CuAsP
2.1498 CuSP
2.1522 CuSuMnF34
2.1546 CuTeP
2.1522 CuSi2Mn
2.1525 CuSi3Mn
2.0850 CuNi2Be
2.0853 CuNi1.5Si
2.0855 CuNi2Si
2.0857 CuNi3Si
2.1245 CuBe1.7
2.1247 CuBe2
2.1248 CuBe2Pb
2.1285 CuCo2Be
2.1293 CuCrZr
2.1580 CuZr
2.0830 CuNi25
2.0842 CuNi44Mn1
2.0872 CuNi10Fe1Mn
2.0875 CuNi9Sn2
2.0882 CuNi30Mn1Fe
2.0883 CuNi30Fe2Mn2
2.0730 CuNi12Zn24
2.0740 CuNi18Zn20
2.0742 CuNi18Zn27
2.0780 CuNi12Zn30Pb1
2.0790 CuNi18Zn19Pb1
2.0771 CuNi7Zn39Mn5Pb3
2.0220 CuZn5
2.0230 CuZn10
2.0240 CuZn15
2.0250 CuZn20
2.0261 CuZn28
2.0265 CuZn30
2.0280 CuZn33
2.0321 CuZn37
2.0332 CuZn37Pb0.5
2.0335 CuZn36
2.0360 CuZn40
2.0372 CuZn39Pb0.5
2.0331 CuZn36Pb1.5
2.0371 CuZn38Pb1.5
2.0375 CuZn36Pb3
2.0380 CuZn39Pb2
2.0401 CuZn39Pb3
2.0402 CuZn40Pb2
DIN AFNOR UNI BS

Material-
Hauptgruppe
8 Kunststoff
Material-
Untergruppe
7.5
CuSn (Bronze)
7.6
CuAlFe (Ampco)
7.7
Nickel
7.8
Titan
8.1
Thermoplast
7.5.1
CuSn
langspanend
7.6.1
CuAlFe
langspanend
7.6.2
CuAlFe
kurzspanend
7.7.1
unlegiert
7.7.2
legiert
7.8.1
unlegiert
7.8.2
legiert,
weichgeglüht
7.8.3
legiert,
ausgehärtet
8.1.1
Polyethylen
8.1.2
Polypropylen
8.1.3
Polyvinylchlorid
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
2.0410 CuZn44Pb2
2.0460 CuZn20Al2
2.0470 CuZn28Sn1
2.0490 CuZn31Si1
2.0500 CuZn23Al6Mn4Fe3
2.0510 CuZn37Al1
2.0525 CuZn38SnAl
2.0530 CuZn38Sn1
2.0540 CuZn35Ni2
2.0550 CuZn40Al2
2.0561 CuZn40Al1
2.0572 CuZn40Mn1
2.0580 CuZn40Mn1Pb
2.1016 CuSn4
2.1020 CuSn6
2.1030 CuSn8
2.1080 CuSn6Zn6
2.1086 G-CuSn10Zn
2.1093 G-CuSn6ZnNi
2.1096 G-CuSn5ZnPb
2.0918 CuAl5As
2.0920 CuAl8
2.0932 CuAl8Fe3
2.0936 CuAl10Fe3Mn2
2.0960 CuAl9Mn2
2.0966 CuAl10Ni5Fe4
2.0971 CuAl9Ni3Fe2
2.0978 CuAl11Ni6Fe5
Ampco 8 CuAl6.5Fe2.5Sn
Ampco 12 CuAl9Fe3
Ampco 16 CuAl10Fe3
Ampco 18 CuAl10.5Fe3.5
Ampco 20 CuAl11Fe4
Ampco 21 CuAl13Fe4.5
Ampco 22 CuAl14Fe5
Ampco 25
Ampco 26
Ampco M-4 CuAl10.5Fe4Ni5Mn3.5
Ampco 45 CuAl10Fe2.5Ni5Mn1.5
Ampco 483 CuAl9Fe4Ni4.5Mn1
2.4042 Ni99CSi
2.4060 Ni99.6
2.4062 Ni99.4Fe
2.1504 NiAlBz
3.7024 Ti99.5
3.7034 Ti99.7
3.7055 Ti99.4
3.7064 Ti99.2
3.7114 TiAl5Sn2
DIN AFNOR UNI BS
3.7124 TiCu2
3.7144 TiAl6Sn2Zr4Mo2
3.7154 TiAl6Zr5
3.7165 TiAl6V4 T-A 6 V TA 10 bis TA 13
3.7174 TiAl6V6Sn2
3.7184 TiAl4Mo4Sn2 TA 45 bis TA 51
PE Baylon Lacqtène Alkathene Eraclene
PE Dekalen Natène Carlona Fertene
PE Ertalen Escorene Rumiten
PE Hostalen
PE Lupolen
PE Supralen
PE Symalen
PE Vestolen
PE
PE
PE
PE
PP Daplen Eltex P Carlona P Kastilen
PP Hostalen PP Lacqtène P Propathene Moplen
PP Luparen Napryl Procom
PP Novolen Propyply
PP Symalen PP Propafoil
PP Vestolen PP
PVC Coroplast Ekavyl Breon Raivinil
PVC Hostalit, Carina Sicron
PVC Mipolam Corvic Vipla
PVC Opalon Scon Viplast
PVC Rhodopas Shell PVC
PVC Soflex Welvic
PVC Solvec
PVC Supradur
17

18
Material-
Hauptgruppe
Material-
Untergruppe
8.2
Duroplast
8.1.4
Polystyrol
8.1.5
Polymethylmethacrylat
8.1.6
Polytetrafluorethylen
8.1.7
Polyamide
8.1.8
Polycarbonat
8.1.9
Polyimid
thermoplastisch
8.2.1
Phenol-
Formaldehyd
8.2.2
Melamin-
Formaldehyd
8.2.3
Harnstoff-
Formaldehyd
8.2.4
Polyurethanharz
e
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
DIN AFNOR UNI BS
PVC Trosiplast
PVC Trovidur
PVC Vestolit
PVC Vinidur
PVC Vinnol
PVC Vinoflex
PVC Vinylite
PS Hostyron Afcolène Lustrex Edistir
PS Lorkalen Lacqrène Lastirol
PS Polystyrol Gédex Restirolo
PS Styropor
PS Trolitul
PS Vestyron
PMMA Acrylglas Altulite Diakon Lacrilex
PMMA Daglas Perspex Vedril
PMMA Degalan
PMMA Dewoglas
PMMA Plexidur
PMMA Plexiglas
PMMA Resartglas
PTFE Hostaflon Soreflon Fluon
PTFE
PA Akulon Orgamide Maranyl Latamid
PA Durethan Rilsan Verton Nivionplast
PA Fabenyl Technyl Renyl
PA Grilamid Sniamid
PA Grilon Vydyne
PA Nylon
PA Trogamid
PA Ultramid
PA Vestamid
PC Makralon Orgalan Sinvet
PC Nuclon
PC Plastocarbon
PI Kerimel
PI Kinel
PI Nolimid
PF Alberit Fenochem
PF Bakelit Formolo
PF Bulitol Moldesile
PF Durax Vegetalite
PF Durophen
PF Faturan
PF Geax
PF Harex
PF Luphen
PF Pertinax
PF Resinol
PF Supraplast
PF Trolitan
PF Trolitax
MF Albanit Melmex Melbrite
MF Duropal Formica Melochem
MF Getalit Minitrack
MF Homapal Puriplast
MF Hornit
MF Madurit
MF Maprenal
MF Melan
MF Melolam
MF Melopas
MF Nyhamin
MF Pressal
MF Resart
MF Resopal
MF Ricolor
MF Supraplast
MF Trespa-Duro
MF Ultrapas
UF Bakelite Gabrite
UF Carbalit Urochem
UF Cibamin
UF Kaurit
UF Melocol
UF Pollopas
UF Resamin
UF Urecoll
PUR Baydur
PUR Bayfill
PUR Bayfit
PUR Bayflex
PUR Baynat
PUR Baypreg
PUR Contilan
PUR Desmodur

Material-
Hauptgruppe
9 Graphit
Material-
Untergruppe
8.3
faserverstärkter
Kunststoff
9.1
Standard Graphite
9.2
Verschleißfeste
Graphite
8.2.5
Silikonharze
8.2.6
Polyimid
duroplastisch
8.2.7
ungesättigter
Polyesterharz
8.2.8
Epoxydharze
Werkstoff-Nr. /
Handelsbezeichnung
PUR Elastolan
PUR Elastolit
PUR Elastopal
PUR Elastopan
PUR Elastopor
PUR Moltopren
PUR Vulkollan
SI Baysilon
SI Silastic
SI Silopren
PI Sintimid
DIN AFNOR UNI BS
PI
UP Alpolit Norsomix Crystic Impel Shimoco
UP Ampal Stratyl Uralam
UP Artrite
UP Dobeckan
UP Durapreg
UP Durax
UP Durodet
UP Hostaset
UP Keripol
UP Laminac
UP Leguval
UP Menzolit
UP Oldapal
UP Palatal
UP Polydur
UP Polyleit
UP Resipol
UP Setarol
UP Synolite
UP Vestopal
UP Vetrophen
UP Viapal
EP Araldit Epikote Eponac
EP Beckopox Epon
EP Duroxyn
EP Epoxin
EP Eurepox
EP Grilonit
EP Lekutherm
EP Rütapox
EP Trolon
8.3.1
Aramidfaserverstärkt
AFK Kevlar
8.3.2
Borfaserverstärk BFK
8.3.3
Kohlenstoffaserverstärkt
CFK
8.3.4
Glasfaserverstär
kt GFK
8.3.5
Metallfaserverstärkt
MFK
8.3.6
Synthesefaser-
verstärkt SFK
9.1.1
Standard
Graphite
9.2.1
Verschleißfeste
Graphite
R8340 Graphit
R8500X Graphit
Technograph 15 Graphit
Technograph 30 Graphit
R8510 Graphit
R8650 Graphit
Union Poco EDM C-3Graphit
Union Poco EDM1 Graphit
Union Poco EDM3 Graphit
19

2. Zerspanbarkeit
Der Zerspanungsvorgang ist von mehreren Faktoren abhängig, wobei sich alle beteiligten Größen auf das Ergebnis auswirken.
Welche Einflussfaktoren sind am Zerspanungsprozess überhaupt beteiligt? Anhand des Schaubilds (Abb. 2.1)
wollen wir die wichtigsten Einflussgrößen veranschaulichen.
20
(Abb. 2.1)

2.1 Spanbildung
Der in den Werkstoff eindringende Schneidkeil staucht erst das Material, was zu einer Verfestigung (plastischen Verformung)
führt, bis der Werkstoff entlang der Scherebene in dünnen Lamellen abgeschert wird. Diese Lamellen gleiten über
die Spanfläche des Schneidkeils als Span ab. Die Kristallumorientierung im Bereich der Spanentstehung lässt sich in
Spanwurzelaufnahmen als sogenannte Strukturlinien sichtbar machen. Die Spanstauchung wird oft verwendet, um den
Zerspanungsvorgang beurteilen zu können. Einflussfaktoren wie Schnittkraft, Werkstoffeigenschaft oder Formänderung
des Spans sind unmittelbar mit allen anderen Auswirkungen des Spanbildungsprozesses verbunden.
2.1.1 Spanarten
In der Zerspanung werden zwischen drei Spanarten unterschieden. Diese werden durch die in Abb. 2.1 beschriebenen
Faktoren beinflusst.
Spanart Kennzeichen Spanbildung Bedingungen
Reißspan Einzelne Spanteile, Spanteile werden aus dem Spröde Werkstoffe,
Raue Werkstückoberfläche Werkstoff herausgerissen, Niedrige Schnittgeschwindig-
Nur sehr geringe Spanform keit,
Hohe Schnitttiefe,
Kleiner Spanwinkel
Scherspan Schuppenförmige Spanteil- Verschweißen der Spanteil- Zähe Werkstoffe mittlerer
chen, Bildung von kurzen chen unmittelbar nach Festigkeit,
Spanlocken dem Abtrennen Niedrige Schnittgeschwindigkeit,
Mittlerer Spanwinkel
Fließspan Langer zusammenhängender, Kontinuierlicher Spanfluss, Langspanende, zähe
an der Unterseite glatter Span, Kein Trennen des Werkstoffs, Werkstoffe,
Glatte Werkstückoberfläche sondern kontinuierliche Um- Hohe Schnittgeschwindigkeit,
formung Großer Spanwinkel
21

2.1.2 Spanform
Eine Spanform ist dann als günstig zu bewerten, wenn sie leicht aus dem Arbeitsraum abführbar ist und ein kleines
Spanvolumen ergibt. Beeinflusst werden können Spanform und Spanablaufrichtung durch Spanbrecher bzw. Spanleitstufen.
Im Folgenden sind verschiedene Spanformen aufgezeigt:
22
Spanform Beurteilung
Bandspan Ungünstig
Schraubenspan Befriedigend
Spanlocken Günstig
Spiralspanstücke Günstig
Kommaspäne Sehr günstig
�☺☺
Spanbruchstücke Günstig
�
�
�
�
�
�
�
☺
☺
☺

3. Schneidstoff
Derjenige Werkstoff, der den Schneidkeil bildet, wird als Schneidstoff bezeichnet. Dieser ist hohen Belastungen wie
stetige oder schlagartige Schnittkräfte, hohe Temperaturen und Temperaturschwankungen, Reibung und Verschleiß ausgesetzt.
Daher müssen bestimmte Eigenschaften gegeben sein, um zerspanen zu können.
- Schneidfähigkeit
Die Härte des Schneidstoffs sollte höher sein, als die des Werkstoffs. Auch muss die Schneide zumeist scharf
geschliffen sein.
- Warmhärte
Diese wird benötigt, um bei höheren Temperaturen immer noch eine ausreichende Härte im Schneidstoff zu haben.
-Verschleißfestigkeit
Um das Abtragen von Schneidstoffteilchen zu verhindern, muss der Schneidstoff einen bestimmten Widerstand
aufweisen, welcher extrem durch die Temperatur an der Schneidstelle beeinflusst wird.
- Biegebruchfestigkeit und Zähigkeit
Durch die dynamische Belastung, die auf die Werkzeugschneide wirkt, neigt diese zu Schneidkantenausbrüchen.
- Temperaturwechselbeständigkeit
Bei der Zerspanung mit äußerer Kühlmittelzufuhr kann es zu stark wechselnden Arbeitstemperaturen kommen.
Diese Schwankungen führen dann zur Rissbildung im Schneidstoff.
3.1 Hartmetalle
Als Schneidstoff benötigt man Werkstoffe mit möglichst großer Härte und
hoher Verschleißfestigkeit. Dazu eignen sich in erster Linie Metallkarbide wie
Wolfram-, Titan- und Tantalkarbid. Diese lassen sich kaum schmelzen, also
auch nicht gießen oder schweißen. Sie werden deshalb in Pulverform unter
Zugabe eines Bindemittels gepresst und gesintert.
(Abb. 3.1)
3.1.1 Ausgangsstoffe und Herstellung:
Die Ausgangsstoffe der Hartmetalle sind Wolframkarbid (WC), Titankarbid (TiC) und Tantalkarbid (TaC) sowie als
Bindemittel Kobalt (Co). Die Zusammensetzung des Pulvergemisches ist sehr unterschiedlich. Sie richtet sich nach der
gewünschten Härte und Zähigkeit des herzustellenden Hartmetalles. Kobalt ist als Bindemittel in jeder Mischung enthalten,
und zwar schwankt sein Anteil zwischen 4 und 18 %. Der Anteil an Titan- und Tantalkarbiden kann 0 bis 65 % betragen.
Wolframkarbid ist in jeder Hartmetallmischung vorhanden.
Wolfram-, Titan- und Tantalkarbide werden mit dem Bindemittel Kobalt in besonderen Kugelmühlen fein gemahlen und
dabei innig gemischt. Die so gewonnene Pulvermischung wird zu Platten bzw. Stäben oder einer anderen Form gepresst.
Während die fertiggeformten Teile ohne Zwischenstufe bei 1400 bis 1600°C fertiggesintert werden, müssen
Stäbe vor der Aufteilung zu Einzelstücken zwischen 900 und 1100°C vorgesintert werden. Durch das Vorsintern erhalten
die Stäbe die zur Aufteilung nötige Festigkeit. Erst nach der Formgebung durch spanende Bearbeitung erfolgt das Fertigsintern.
Maßgenaue Teile werden im Drucksinterverfahren hergestellt. Hierbei erfolgt das Pressen und Sintern in einem
Fertigungsgang.
Herstellung:
Die Herstellung der Sinterwerkstücke erfolgt je nach den verlangten Eigenschaften in folgenden
Fertigungsstufen: Pulvererzeugung, Pressen des Pulvers zu Formteilen, Sintern der Presslinge,
Nachpressen und Kalibrieren der gesinterten Werkstücke sowie Nachbehandlung durch Härten,
Einsetzen oder Tränken in Öl.
Pulvererzeugung:
Für die Erzeugung von Metallpulvern gibt es verschiedene Verfahren. Die Pulverherstellung erfolgt
sowohl auf chemischen als auch auf elektrolytischem Wege, vor allem aber durch Zerstäuben
flüssiger Metalle durch einen Druckluft- oder Wasserdampfstrom. Das Pulver wird in einem
Wasserbecken aufgefangen. Die Zusammensetzung des Presspulvers richtet sich nach dem Verwendungszweck
der Werkstücke. Die verschiedenen Pulverarten werden in genau abgemessenen
Anteilen in eine Drehtrommel eingegeben und dort vor dem Pressen sehr innig gemischt.
Pressen:
Das Pressen der Pulver erfolgt in besonders dafür gebauten Presswerkzeugen auf Sonderpressen
mit hydraulischem Antrieb. Pulver nehmen beim Pressen nicht an allen Stellen des Pressteils
die gleiche Dichte an, wie dies bei flüssigen oder breiigen Massen der Fall ist. Deshalb müssen
die Füllräume der Presswerkzeuge auf die Form der Presslinge sowie auf die Art des zu verpressenden
Pulvers abgestimmt sein. Außerdem gibt man dem Pulver manchmal zur besseren Verdichtung
besondere Gleitmittel bei. Die Schwierigkeit, beim Verpressen des Pulvers im Werk-
(Abb. 3.2)
(Abb. 3.3)
23

stück überall die gleiche Dichte zu erzielen, sowie der hohe Pressdruck, lassen
nur Werkstückgrößen bis etwa 120 cm
Sintern:
Die Sintertemperatur beträgt bei Einstoffpulvern etwa 60–80% der Schmelztemperatur
dieser Stoffe, bei Mehrstoffpulvern liegt sie kurz oberhalb des Schmelzpunktes
des niedrigst schmelzenden Stoffes.
Gesintert wird meist in Induktionsöfen, wobei durch ein Schutzgas oder durch
Arbeiten im Vakuum Oxidationen verhindert werden. Die Sinterzeit beträgt 30 bis
150 Minuten.
Werkstoffe, die eine besonders hohe Dichte und verbesserte Festigkeitseigenschaften
erfordern, werden nach dem Sintern nochmals gepresst und dann nachgesintert.
Kalibrieren:
Nach dem Sintern werden die Werkstücke meist in einem Kalibrierwerkzeug spanlos
nachgeformt. Dadurch wird die Maßhaltigkeit der Sinterteile wesentlich erhöht
und ihre Oberflächengüte verbessert. Dabei können, je nach Schwierigkeit der
Form, Toleranzen von 0,01 bis 0,03 mm, bei Höhenmaßen in Richtung der Stempelbewegung
von 0,2 bis 0,3 mm eingehalten werden. Das Kalibrieren nach dem
Sintern lässt sich nur bei gesinterten Eisenwerkstoffen und gesinterten
Nichteisenmetallen, nicht aber bei Hartmetallen oder bei keramischen Werkstoffen
durchführen.
Nachbehandlung:
Je nach der Zusammensetzung der gesinterten Werkstoffe können diese zur
Verbesserung bestimmter Eigenschaften noch nachbehandelt werden. Zur Qualitätssteigerung
werden die HM-Stäbe durch das heißisostatische Pressen nach
dem Sintern nachträglich verdichtet. Hierdurch wird in erster Linie die Zähigkeit
verbessert. Auch kann gezielt die magnetische Sättigung verändert werden.
2 Pressfläche zu. Außerdem ist es nicht
möglich Pressteile herzustellen, die quer zur Pressrichtung liegende Bohrungen,
seitliche Einstiche oder Gewinde erhalten sollen.
Korngrößendefinition:
Gesintertes Hartmetall wird anhand seiner Korngröße klassifiziert. Über die Korngröße wird die Härte, Biegebruchfestigkeit
und die Risszähigkeit beeinflusst.
WC Korngröße [µm] Klassifizierung
bis 0,2 Nano
0,2 bis 0,5 Ultrafein
0,5 bis 0,8 Feinst (Submicron)
0,8 bis 1,3 Fein
1,3 bis 2,5 Medium
2,5 bis 6,0 Grob
Über 6,0 Extra-Grob
3.1.2 Qualitätskontrolle bei Hartmetall
Dichte (ISO 3369)
Die Dichte (oder das spezifische Gewicht) eines Werkstückstoffs ist das Verhältnis seiner Masse zum Volumen.
Gemessen wird die Dichte mit der Wasserverdrängungs-Technik.
In der Hartmetall-Industrie wird der Dichte-Wert zur Ermittlung des Cobalt-Gehaltes einer bestimmten Hartmetallsorte
herangezogen. Mit der Dichtemessung lässt sich, entgegen der allgemeinen Auffassung, nicht der Porositätsgrad moderner
Hartmetalle messen!
Wolframcarbid (WC) hat eine Dichte von 15,7 g/ml und Cobalt (Co) eine von 8,9 g/ml. Dadurch nimmt die Dichte in einer
WC-Co-Sorte mit wachsendem Cobalt-Gehalt linear ab.
Auch Zugabe von Titancarbid (TiC) verringert die Dichte, da der Wert für reines TiC nur 4,9 g/ml beträgt.
Koerzitivkraftfeldstärke (ISO 3326)
Koerzitivkraft ist ein Maß, das die Größe des Restmagnetismus in einer Hysteresis-Schleife anzeigt, die beim Cobalt-
Bindemetall in einer bestimmten Hartmetallsorte zwischen Magnetisieren und Entmagnetisieren entsteht. Da zwischen
der durchschnittlichen Korngröße einer Carbid-Phase und der Koerzitivität ein direkter Zusammenhang besteht, gilt letzterer
als wichtige Maßangabe in der zerstörungsfreien Werkstoffprüfung:
Je feiner die Korngröße der Carbid-Phase, desto höher der Wert der Koerzitivkraft.
24
(Abb. 3.4)
(Abb. 3.5)

Spezifische magnetische Sättigung
Das Maß für die magnetische Sättigung der Cobalt-Bindemetallphase (Co) dient in der Industrie zur Analyse der Zusammensetzung.
Cobalt ist magnetisch. Wolframcarbid (WC) - Kristalle und andere kubische Carbidkristalle (TiC, TaC, NbC, VC etc.) sind
nicht magnetisch. So wird der spezielle Magnetisierungswert des Cobalts in der zu untersuchenden Sorte gemessen
und mit dem des reinen Cobalts verglichen. Der Wert gibt an, welchen Legierungsgrad das Cobalt-Bindemetall eingenommen
hat, denn Bestandteile, die sich mit Cobalt verbunden haben, stören die magnetische Sättigung. Auf diese
Weise kann jede Änderung in der idealen Binderzusammensetzung nachgewiesen werden.
Diese Untersuchung dient dazu, jegliche Abweichung vom optimalen Kohlenstoff (C)-Gehalt zu dokumentieren, zumal
dieses Element bei der Überwachung der Hartmetallzusammensetzung eine wichtige Rolle spielt.
Niedrige Werte der magnetischen Sättigung weisen auf einen geringen Kohlenstoffgehalt und/oder die Existenz von Carbiden
oder einer ETA-Phase hin.
Hohe magnetische Sättigungswerte zeigen das Vorhandensein „freien Kohlenstoffs“ oder Graphits an. Beide dieser extremen
Werte wirken sich ungünstig auf die mechanische Eigenschaft aus.
Biegebruchfestigkeit (ISO 3327)
Biegebruchfestigkeit (Transverse Rupture Stress = TRS) wird gemessen, indem man einen Probestab (als Balken auf
zwei Stützen) durch eine mittige Einzelkraft bis zum Bruch belastet.
Bei Hartmetallen werden solche Werte mit Hilfe standardisierter Belastungsvorrichtungen und bestimmter Prüfungsdimensionen
ermittelt. Der definitive TRS-Wert ist ein Mittel aus diversen Einzelwerten, die erfahrungsgemäß stark streuen
(abhängig von der Oberflächengüte des Prüflings, der Eigenspannung, der Oberflächenkorrosion und von unsichtbaren
Fehlern im Gefüge). TRS-Werte sollen niemals ausschließlich zur Sortenwahl herangezogen werden.
(Abb. 3.6) (Abb. 3.7)
Härte (ISO 3878)
Die Härte eines Werkstoffes ist definiert als Eindringwiderstand gegen eine Diamantspitze. Bei der Vickers-Härteprüfung
verwendet man eine vierseitige regelmäßige Diamantspitze, die unter Belastung in die Oberfläche der Probe gedrückt
wird. Die gemessene Eindruck-Diagonale gibt den Härtewert an. Dieses Messverfahren ist weltweit am meisten verbreitet.
In den USA wird oft noch nach der Rockwell-Methode gemessen (HRc, HRb), bei der die Tiefe des Diamant- oder
Kugeleindrucks den Härtewert ergibt.
Da das Prinzip von Vickers- und Rockwell-Prüfung unterschiedlich ist, lässt sich beispielsweise ein Vickers-Wert rein
rechnerisch nicht in einen Rockwell-Wert und umgekehrt konvertieren.
(Abb. 3.8)
Risszähigkeit
Eine weitere wichtige Kenngröße bei der Beurteilung der mechanischen Eigenschaften
von Hartmetallen, ist die Risszähigkeit.
Die Bestimmung der
(Abb. 3.9)
Riss-/Bruchzähigkeit KIc bei den
ultrafeinkörnigen Hartmetallen
erfolgt nach der Methode von
Palmqvist. Die Risszähigkeit fällt
mit steigender Härte ab, wobei mit
kleiner werdender WC-Korngröße der Hartmetalle der Abfall der Risszähigkeit
immer geringer wird. Der Einfluss des Bindephasengehalts
ist bestimmt durch eine kritische freie Weglänge an Binder, unterhalb
derer die Versetzungsbewegung und -bildung im Binder eingeschränkt
ist. Die Bindephase verhält sich dann spröde und damit verlieren
auch fein verteilte Binderschichten zwischen den Wolframkarbiden
die Fähigkeit den Rissfortschritt zu stoppen.
25

Feststellung von Porosität (ISO 4505)
Hartmetall wird auf pulvermetallurgischem Wege hergestellt, wobei das Bindemetall dazu dient, die Carbid-Phasen zu
sintern.
Dennoch kann beim Sinterprozess im Gefüge eine geringfügige Restporosität auftreten.
Das Ausmaß der im Material enthaltenen Poren lässt sich durch einen Standardvergleich von Größe und Verteilung der
Poren auf Gefügeschliffbildern erkennen.
Poren bis zur Größe von 10 µm werden mit „A“ gekennzeichnet.
Poren bis zur Größe von 25 µm werden mit „B“ gekennzeichnet.
Poren größerer Dimensionen werden individuell gemessen und klassifiziert.
Poren im Hartmetall können dessen mechanische Eigenschaften beeinflussen.
Mikro-Struktur-Analyse (ISO 4505)
Freier Kohlenstoff / Graphit
Ein Überschuss von Kohlenstoff über seine stöchiometrischen* Wert hinaus führt zum Auftritt „freien“, d.h. ungebundenen
Kohlenstoffs im Material.
Die Idealmenge an Kohlenstoff beträgt in Wolfram-Carbid (WC) 6,13% (Gewichtsprozente). Während 6,05%–6,14% noch
akzeptabel sind, führt alles, was über 6,14% liegt, zur sichtbaren Ausscheidung von Kohlenstoff, sog. „freien Kohlenstoffs“,
der als Graphit in der Mikrostruktur auftritt.
Die Untersuchung auf Graphit im Hartmetall ähnelt der Prozedur zur Überwachung der Porosität.
Graphit im Hartmetall führt zu erheblichen Verminderungen von Zähigkeit und Verschleißfestigkeit.
* Lehre von Gewichts- und Volumenverhältnissen: in der Chemie verbinden sich zwei Substanzen bei einer bestimmten
Reaktion immer im gleichen Gewichtsverhältnis.
Eta-Phase
Ein Mangel an Kohlenstoff (weniger als sein stöchiometrischer Bedarf) führt zur Bildung von Eta-Phasen-Carbiden.
Wenn der ideale Kohlenstoffanteil im Wolframcarbid (WC) bei 6,13% (Gewichtsprozenten) liegt und die Toleranz zwischen
6,05% und 6,14% akzeptabel ist, so bilden sich unter 6,02% C sichtbare Eta-Phasen-Carbide (W, Co 2C, W 2C).
Das Ausmaß vorhandener Eta-Phasen-Carbide im Hartmetall wird mikroskopisch ähnlich ermittelt wie Porosität und
Graphitgehalt.
Eta-Phasen-Carbide verringern in hohem Maße die Zähigkeit und fördern die Sprödigkeit des Hartmetalls.
Cobalt-Nester
Hartmetall, auf pulvermatallurgische Art hergestellt, nutzt einen metallischen Binder – normalerweise Cobalt –, um die
Carbid-Phase „zusammenzusintern“.
Dabei besteht die Gefahr einer stellenweise zu großen Cobaltansammlung, die nach dem Sintern in einigen Gefügezonen
als regelrecht kleines „Nest“ auftaucht. Solche Cobalt-Nester sind Verteilungsmängel während des Sinterprozesses:
durch zu niedrige Sintertemperaturen (Behinderung der Flusseigenschaften des Cobalts), durch mangelhafte Verdichtung
des Hartmetallpulvers oder durch Verfüllen von Poren beim isostatischen Heißpressen (HIP). Das Ausmaß von
Cobalt-Nestern wird auf Größe und Verteilung hin überwiegend mikroskopisch untersucht. Cobalt-Nester im Hartmetall
können die Verschleißfestigkeit wie auch die Zähigkeit beeinflussen.
Gefüge bei 600-facher Vergrößerung
Abb. 3.10 Abb. 3.11 Abb. 3.12
gleichmäßiges feines Wolframcarbidgefüge
3.2 Oxidkeramische Werkstoffe
Die oxidkeramischen Werkstoffe bestehen vornehmlich aus Aluminiumoxid (Al2O3), dem andere Oxide oder organische
Bindemittel beigefügt werden.
Oxidkeramische Werkstoffe besitzen eine hohe Härte, hohen Verschleißwiderstand und sind auch bei hohen Temperaturen
korrosionsbeständig. Sie ermöglichen dem Anwender sehr hohe Schnittgeschwindigkeiten und erbringen als
Schneidwerkzeug Ersparnis an Werkzeug- und Lohnkosten. Sie sind aber empfindlich gegen mechanische Belastungen,
26
feines Wolframcarbidgefüge mit vereinzelt
gröberen WC-Kristalliten
feines Wolframcarbidgefüge mit
zahlreichen gröberen WC-Kristalliten

wie Schlag- und Biegebeanspruchung sowie gegen wechselnden Schnittdruck, wie z.B. unterbrochenem Schnitt.
Bei der Herstellung oxidkeramischer Schneidplatten wird feinkörniges Al 2O 3-Pulver mit einem Reinheitsgehalt von
99,7 % in Formen gepresst. Anschließend wird es bei Temperaturen dicht unterhalb seines Schmelzpunktes gesintert.
Die Herstellung von Stäben erfolgt analog zu der Herstellung von Hartmetallen.
3.3 PKD und CBN
Die beiden polykristallinen Schneidstoffe PKD (poykristalliner Diamant) und CBN (kubisches Bornitrid) werden künstlich
gezüchtet. Bei ca. 1400°C und hohem Druck werden die Kristalle auf Hartmetallträger
gesintert, wobei CBN auch ohne Träger, also als Vollmaterial erhältlich ist. Die Stärke der
Sandwichplatten ist variabel (Abb. 3.13), wobei der Diamantlayer zumeist die gleiche
Stärke aufweist. Die Haftung am Substrat wurde erheblich verbessert (Abb. 3.14), was
dem Abplatzen von ganzen Plates entgegenwirkt. Es sind verschiedene PKD-Sorten verfügbar,
die zum einen mehr auf den abrasiven Verschleiß oder zum anderen auf die
(Abb. 3.13)
Schneidkantenverrundung optimiert sind. Bei CBN geht die Entwicklung zu einem immer feinerem Gefüge, das einen
besseren Verschleißschutz gewährleistet.
Warum aber zwei verschiedene Schneidstoffe, die dem natürlichen Diamant doch recht nahe kommen. Ganz einfach,
PKD ist für seine Härte, Verschleißfestigkeit aber auch
gleichzeitig seine Sprödigkeit
bekannt. Das CBN
seinerseits ist nicht ganz
so hart wie Diamant, dafür
aber wesentlich zäher.
Wegen der Kohlenstoff-
Affinität zwischen Eisenwerkstoffen
und PKD ist
es besser für genannte
Werkstoffe CBN zu ver-
(Abb. 3.14)
wenden. Auch ist das Temperaturverhalten beider
Schneidstoffe zu beachten (vgl. Abb. 3.15). CBN hat eine
höhere Warmhärte, was es besser zum Bearbeiten von
Eisen- und Stahlwerkstoffen eignet.
(Abb. 3.15)
(Abb. 3.16)
27

3.4 Beschichtungen
Jeder feste Körper hat eine Oberfläche, deren Eigenschaften sein Verhalten und damit seinen Wert (als funktionalen
Bestandteil eines technischen Bauteils) entscheidend mitbestimmen. Entsprechend hoch ist die Bedeutung der Oberfläche
in fast allen Bereichen der Wirtschaft und entsprechend vielfältig sind die Verfahren, mit denen die Eigenschaften
von Oberflächen beeinflusst werden können. Durch Anwendung dünner Oberflächenschichten, die durch chemische
oder galvanische Verfahren, durch Abscheidung aus der Gasphase (CVD – Verfahren) oder durch Aufdampfen oder Aufstäuben
(PVD – Verfahren) auf Werkzeug- oder Bauteiloberflächen erzeugt werden, lassen sich insbesondere bei korrosiven
und tribologischen Beanspruchungen erhebliche Verbesserungen der Gebrauchseigenschaften erzielen. Die Anwendung
der Kathodenzerstäubung wird schon seit langem praktiziert, jedoch erst mit der Entwicklung der Vakuumtechnik
und der Einführung von vollautomatischen Steuerungen konnte sie richtig weiterentwickelt werden. Heutzutage nehmen
Oberflächenbeschichtungsverfahren eine zunehmend wichtige Rolle ein, insbesondere durch ihre Flexibilität und durch
die optimale Reproduzierbarkeit der Prozessführung.
3.4.1 Vorbereitung der Werkstücke für die Beschichtung
Unter Vorbereitung wird eine Reihe von Vorgängen, die unmittelbar vor der Beschichtung ablaufen müssen, verstanden.
Die Entfettung erfolgt außerhalb der Beschichtungsanlage nach einer speziell ausgearbeiteten Methode, bestehend im
Wesentlichen aus mehreren Reinigungsstufen, in wässrigen Medien, z.T. in Ultraschallbädern.
Das Vorwärmen ist der erste in der Vakuumanlage auszuführende Prozessschritt und dient hauptsächlich der Freisetzung
verdampfbarer Stoffe, die die Werkstoffoberfläche eventuell belegen. Dadurch werden in Hinblick auf die Beschichtungsqualität
folgende Vorteile erreicht: Verringerung des Restgasgehaltes in der Vakuumkammer durch Ausheizen der Kammer
und Vorwärmen der Werkstücke. Dadurch werden auch im folgenden Prozessschritt der eigentlichen Beschichtung
störende Einwirkungen auf die Substratoberfläche vermieden. Durch das Vorwärmen der Werkstücke und die damit
erhöhte Oberflächenreinheit werden die Schichtbildungsbedingungen wesentlich verbessert. Die Werkstücktemperatur
beeinflusst u. a. auch die Schichteigenschaften.
Letzter Schritt unmittelbar vor der Beschichtung ist das sogenannte Ionenätzen. Die Werkstücke befinden sich in einer
sehr verdünnten, hochreinen Atmosphäre in der Vakuumkammer, in der durch eine Gasentladung hochenergetische
Edelgasionen erzeugt werden, die aus mehreren Ionenquellen stammen. Die Ionenquellen sind rund um die Werkstücke
angeordnet. Diese Ionen werden durch ein elektrisches Feld (Linearbeschleunigung) in Richtung zu den Werkstücken
beschleunigt, was auf der Werkstückoberfläche einen fein dosierten Materialabtrag durch Zerstäubung bewirkt. Eine
gleichmäßige Ätzung wird dadurch auch bei ungünstig geformten Teilen erreicht. Die Ionendichte, die den Ätzgrad
bestimmt, kann auf verschiedene Art gesteuert werden:
– durch den Inertgasdurchfluß bzw. Inertgasdruck
– durch die Leistung der Ionenquellen
– durch die an die Werkstücke angelegte Spannung.
Die Sättigung bzw. maximal mögliche Ionenkonzentration ergibt sich bei einer eingestellten Ionenquellenleistung aus
dem Verhältnis zwischen Inertgasdurchfluß und Inertgasdruck. Dieser Zusammenhang ermöglicht eine genaue Einstellung
der Prozeßparameter in Abhängigkeit von den geometrischen Gegebenheiten der Anlage so wie auch in Abhängigkeit
von der Art der installierten Ätzvorrichtung. Der Arbeitsbereich ist relativ eng, da für eine wirkungsvolle Ätzung die
Rate des Materialabtrages von der Werkstückoberfläche das Mehrfache der Rate der Oberflächenkontamination betragen
muss und höhere Energie bei hohen Ätzgeschwindigkeiten von den Werkstücken aufgenommen wird, was zu einer
erhöhten Temperaturzunahme der Werkstücke führt. Vorhandene Oxidschichten sowie durch die mechanische Fertigung
erzeugte Strukturfehler der Werkstückoberfläche, die die Haftung der Schicht beeinträchtigen können, werden mit dieser
Methode leicht entfernt.
Am Ende des Ätzvorgangs sind zwei Vorraussetzungen für eine einwandfreie Beschichtung erfüllt:
– hohe Oberflächenreinheit der Werkstücke
– richtige Werkstücktemperatur für die Beschichtung.
Erzielt wird somit die optimale Haftung zwischen Schicht- und Werkstückmaterial, wie sie bei einer galvanisch aufgetragenen
Beschichtung nicht erreicht werden kann.
3.4.2 Schichtbildungsprozeß bei physikalischer Abscheidung aus der Dampfphase
Die PVD-Technik (physical vapour deposition), physikalische Abscheidung aus der Dampfphase, umfasst Vakuumbeschichtungsverfahren,
deren Beschichtungstemperatur unter 500°C liegen. Die Verfahren unterscheiden sich im Wesentlichen
durch die Art der Überführung des Beschichtungswerkstoffs in die Dampfphase. Dieses erfolgt entweder durch
Zerstäuben infolge Ionenbeschuß oder durch Verdampfen des Schichtwerkstoffes. Wird zusätzlich eine negative Spannung
an die Werkstücke gelegt, um die Ionen des Beschichtungswerkstoffes oder die Ionen eines Arbeitsgases zusätzlich
zu beschleunigen, handelt es sich um ein sog. Ionenimplantierverfahren.
Die Herstellung dünner PVD-Schichten mittels Kathodenzerstäubung, mittels Bedampfung oder mittels Vakuum-Lichtbogenverdampfung,
verläuft grundsätzlich über drei Stadien:
1. die Überführung des Schichtmaterials in den gasförmigen Zustand,
2. der Transport des Dampfes durch die verdünnte Atmosphäre zwischen der Quelle und dem Werkstück,
3. die Kondensation des vor dem Werkstück angelangten Dampfes auf dessen Oberfläche, die Ausbildung einer dünnen
Schicht.
Die Überführung des Schichtmaterials in die Dampfphase erfolgt bei der PVD-Beschichtung mittels Kathodenzerstäubung
(Magnetron-Sputtering) durch den Beschuß einer Kathode, Quelle des Schichtmaterials, mit hochenergetischen
28

Teilchen aus einer Gasentladung. Die Kathode wird auch als „Target“ bezeichnet. Sie ist die Quelle des Schichtmaterials.
Die auf der Kathodenoberfläche mit hoher Stoßenergie eintreffenden Teilchen sind Edelgasionen, die Stoßkaskaden auslösen
und zur Emission von Teilchen des Beschichtungsmaterials in die verdünnte Gasatmosphäre führen.
Der Massentransport von schichtbildenden Teilchen bei ihrem Übergang aus der Kathode in die Gasphase kann verschieden
schnell erfolgen. Die Geschwindigkeit des Zerstäubungsprozesses (Sputterrate) wird im Wesentlichen durch
den zur Verfügung stehenden Ionenstrom bestimmt.
Bei der Kathodenzerstäubung sorgt eine Anordnung von i. d. R. zwei bis vier flachen Kathoden (sog. Planarmagnetronen)
in Verbindung mit einer Drehvorrichtung für die Werkstücke für eine gleichmäßige Beschichtung. Die Kathoden
besitzen dafür eine speziell konzipierte Magnetordnung, mit der eine sehr hohe Abtragungsrate von Titan aus dem sog.
Target (s.u.) erreicht wird. Das Magnetfeld schränkt das Plasma (Gas im ionisierten Zustand) unmittelbar vor der Kathodenoberfläche
ein, um dort eine hohe Konzentration von Edelgasionen (Plasmadichte) zu erreichen.
Die Überführung des Schichtmaterials in die Dampfphase kann alternativ durch Lichtbogenverdampfung realisiert werden.
Bei PVD-Beschichtung mittels Vakuum-Lichtbogenverdampfung wird auf eine aus dem Beschichtungswerkstoff
gefertigte Kathode (Target) eine negative Spannung angelegt. Die Wände der Vakuumkammer und das die Kathode
umgebende Kathodenschild bilden die Anode. Durch kurzzeitigen Kontakt einer drahtförmigen Zündelektrode mit der
Kathode wird ein Lichtbogen gezündet. Dieser greift die Kathode in einem sog. Kathodenfleck (engl. spot) an. Bei einem
Bogenstrom von 50A-100A wandert der Kathodenfleck, über die Oberfläche der Kathode und verdampft und ionisiert
dabei den Kathodenwerkstoff explosionsartig. Der Kathodenfleck hat eine Abmessung von nur wenigen Mikrometern.
Bei der Vakuum-Lichtbogenverdampfung beträgt der Ionenanteil von z. B. freigesetzten Metalldampf aus Titan bis zu
90%.
Der Entladungsbereich, der unmittelbar an den PVD-Verdampferquellen die höchste Energie besitzt, darf nicht die Werkstückoberfläche
berühren, was die Werkstückerwärmung während der Beschichtung maßgeblich verringert.
Drei Faktoren tragen hierzu bei:
– der Abstand zwischen Target- und Werkstückoberfläche
– die Kathodenleistung
– die Bias-Spannung.
Der Abstand zwischen der Kathode und dem Werkstück beeinflußt bei reaktiver PVD-Prozessführung nicht nur die Werkstückerwärmung,
sondern auch die Beschichtungsrate, den Streugrad des Beschleunigungsmaterials sowie in Abhängigkeit
von den technischen Daten der Vakuumanlage auch die chemische Zusammensetzung der abgeschiedenen
Schichten. Die Kathodenleistung resultiert aus den zwei Komponenten Strom und Spannung, die sich auf den Beschichtungsprozess
unterschiedlich auswirken. Die Stromstärke bestimmt im Wesentlichen die Zerstäubungs- bzw. Verdampfungsrate,
hingegen die Spannung die Ausdehnung und den Ionisierungsgrad des Plasmas. Die spezielle Kathodengeometrie
ermöglicht z. B. bei der Kathodenzerstäubung eine Verringerung der Spannung auf Werte weit unter 600 Volt und
eine Verringerung des Druckes bis in den Bereich 1x10E-3 mbar.
Im Stadium der Transportphase erfolgen bei einem Druck im Bereich von 1x bis 5x10E-3 mbar energiemindernde
Zusammenstöße (zwischen den schichtbildenden Ionen), die zu starken Richtungsänderungen des Ionenflusses und zu
chemischen Reaktionen in der Gasphase führen. Der Streugrad der schichtbildenden Ionen kann über die Stromstärke
auf den Kathoden exakt auf das gewünschte Maß einjustiert werden, da der Streugrad auch durch die Zerstäubungsrate
beeinflusst wird.
Im dritten Stadium der Kondensation und des Schichtaufbaus sind die Werkstücke dem Fluß des zerstäubten bzw. verdampften
Materials ausgesetzt. Durch eine wohl abgestimmte Intensität des einfallenden Ionenstroms wird auf der
Werkstückoberfläche eine hohe Keimbildungsrate, eine hohe Schichtaufwachsrate, eine Verdichtung des Schichtmaterials
und eine hohe Bereitschaft für chemische Reaktionen bewirkt.
Bei physikalischer Abscheidung aus der Dampfphase (PVD-Beschichtung mittels Kathodenzerstäubung, Vakuum-Lichtbogenverdampfung
u.a.) hingegen wird der Einbau von Gasen in die Schicht erzwungen, indem reaktive stickstoff-, kohlenstoff-
oder sauerstoffhaltige Gasmischungen gezielt zugeführt werden. Auf Grundlage der schichtbildenden metallischen
Gaskomponenten (Titan, Chrom, Aluminium etc.) lassen sich somit Nitride, Karbide und Oxide in Form einer dünnen
Schicht erzeugen.
Die zur Schichtabscheidung verwendeten Gas- und Metallkomponenten liegen im Plasma als positiv geladene Ionen vor.
An die zu beschichtenden Werkstücke wird eine negative Spannung, die Bias-Spannung, angelegt. Diese bewirkt eine
Beschleunigung der Ionen in Richtung Werkstück und erhöht damit ihre Energie. Die Schichtkomponenten aus dem
Plasma kondensieren auf der Oberfläche des Werkstücks und gehen in den festen Zustand über. Durch den Ionenbeschuß
der Werkstückoberfläche tritt ein Reinigungseffekt ein, bei dem nicht gut haftende Teilchen, wieder abgestäubt
werden. Somit werden die Dichte und andere Eigenschaften der Schicht wesentlich verbessert.
Mit den PVD-Beschichtungsverfahren lassen sich demzufolge Schichten mit hervorragenden Eigenschaften, wie optimale
Haftfestigkeit, hohe Härte, niedriger Reibungskoeffizient, hohe Packungsdichte, aus verschiedenen Legierungselementen
sehr gut reproduzierbar herstellen.
Die Beschichtungsraten liegen zwischen 1 bis 10 µm/h für das goldfarbene TiN. Die Schichten werden in der laufenden
Produktion mit einer Toleranz +/- 10% aufgebracht, jedoch können sie auch mit engeren Toleranzen hergestellt werden.
Die Prozessführung erfolgt automatisch nach voreingestellten Parametern. Ein Prozessrechner steuert den gesamten
Prozessablauf der Beschichtung, wobei verschiedene Menüs abrufbar sind, wie z.B.:
– Standard-Prozesse für TiN, TiCN, TiN/TiC, TiAlN bis hin zu komplexen Multischichtsystemen
– Prozesse für die Herstellung von Schichten mit gradierter chemischer Zusammensetzung im Schichtaufbau
– Manueller Eingriff in den Prozessablauf zur Veränderung der wesentlichen Ätz- und Beschichtungsparameter
– Veränderung von Funktionen und Regelgrößen der Prozesssteuerung
29

Diese Menüs werden mit Überwachungsparametern zur Fehlerdiagnose und Wartungsanzeige sowie mit einer Protokollierung
der durchgeführten Beschichtungsrezepturen ergänzt. Der Einsatz von Prozessrechnern ist die grundlegende
Voraussetzung für die Herstellung dünner Schichten einer gleichbleibend hohen Qualität und für die Entwicklung von
neuen Schichtsystemen.
3.4.3 Hartstoffschichten zum Verschleißschutz von Hartmetallwerkzeugen
Die PVD-Hartstoffbeschichtungen, die zum Verschleißschutz unserer Werkzeuge eingesetzt
werden, sind das Ergebnis einer langen Entwicklung. Im Entwicklungslabor wird ihre
Leistungsfähigkeit weiterentwickelt und in Abstimmung mit der Schneidengeometrie und
Hartmetallsorte speziell auf die Anforderungen der jeweiligen Bearbeitungsaufgaben
angepasst.
Als Legierungselemente für einen Schichtwerkstoff stehen grundsätzlich die folgenden
metallischen und gasförmigen Ausgangswerkstoffe zur Verfügung: Aluminium, Titan,
Chrom, Yttrium, Bor, Zirkonium, Silizium, Kohlenstoff, Stickstoff, Sauerstoff. Die Eigenschaften
eines Schichtwerkstoffs sind durch die gewählte chemische Zusammensetzung
nur grob vorgegeben, da sie im Wesentlichen über die Prozeßgrößen der PVD-Beschichtung
wie z.B. bei der reaktiven Gasphasenabscheidung mit Vakuum-Lichtbogen einge-
(Abb. 3.17)
stellt werden. So ist z.B. die Mikrohärte von TiAlN einstellbar zwischen 2600 und 4500 HV0,05.
In der folgenden Tabelle sind beispielhaft für einige PVD-Schichtwerkstoffe bei jeweils unveränderter chemischer Zusammensetzung
- neben der möglichen Bandbreite der Mikrohärte - die Oxidationsbeständigkeit, die Beständigkeit gegen
abrasiven Verschleiß (qualitativ) sowie die Neigung zu Kaltaufschweißungen mit dem Reibpartner 100Cr6 (qualitativ)
gegenübergestellt.
30
Schichtwerkstoff Beständigkeit Beständigkeit gegen geringe Neigung für Härte (HV 0,05)
gegen Oxidation abrasiven Verschleiß Kaltaufschweißungen
TiAlN 800 °C +++ + 2600 - 4500
CrN / CrCN 700 °C ++ +++ 1750 - 2300
ZrN 600 °C ++ +++ 1600 - 3000
TiN 500 °C ++ ++ 2300 - 2900
TiCN 400 °C +++ ++ 3000 - 4000
WC Festschmierstoff 300 °C + +++ 1000
Diamant 600 °C +++ +++ 8000
Bei der Entwicklung eines neuen Schichtwerkstoffs ist zu berücksichtigen, daß über die gewählten PVD-Prozeßgrößen
nicht nur die Mikrohärte variiert wird, sondern gleichzeitig auch weitere werkstoffspezifische Eigenschaftsgrößen
wesentlich beeinflußt werden. Neben der Mikrohärte verändern sich Kristallstruktur, Dichte / Porosität, Thermische Ausdehnung,
Wärmeleitzahl, Elastizitätsmodul, Festigkeit, Haftung / Adhäsion und die Eigenspannungen in der Schicht. Das
Prozessfenster für einen neuen Schichtwerkstoff mit vorteilhaften Anwendungseigenschaften ist z.T. eng begrenzt, kann
aufgrund der vollautomatischen Prozesssteuerung aber exakt eingehalten werden. Beispielsweise weist das Titan-Stickstoff-System
verschiedene Bereiche auf, die auf sehr unterschiedliche Schichteigenschaften hindeuten. Titan, mit seiner
im reinen Zustand hexagonalen Kristallstruktur, kann beträchtliche Mengen an Stickstoff aufnehmen. Dabei weitet sich
das Kristallgitter mit zunehmender Stickstoffmenge auf und die Struktur verändert sich zu einer kubischen Anordnung
der Atome im Kristallgitter, was die Schichteigenschaften nachhaltig verändert.
Das Leistungspotential der Schichtwerkstoffe kann wesentlich besser ausgeschöpft werden,
wenn die jeweiligen Vorteile der einzelnen Schichtmaterialien in mehrlagigen Schichtstrukturen
und mit gradierten Schichtübergängen kombiniert werden.
Auch die Härteste aller Schichten – die Diamantschicht – ist als Multilayerbeschichtung
erhältlich. Das bisher immer zu fürchtende Reißen der Schicht bis hin zum Substrat wird
dadurch wirksam vermieden. Die Verbindung von mehreren Lagen lassen die Risse jetzt
parallel zur Werkzeugoberfläche verlaufen. Die hervorragende Haftung der Schicht basiert
im Wesentlichen auf der mechanischen Verklammerung der Schicht mit dem Substrat. War
die Oberfläche bei früheren Diamantschichten rauh und zerklüftet (Abb. 3.18), so ist sie jetzt
duch eine nanokristalline Struktur (Abb. 3.19) nahezu glatt. Die Verminderung der Oberfläche
durch die Glättung bedeutet gleichzeitig die Reduzierung der Angriffsfläche für Rissbildungen.
Eine längere Standzeit kann somit erreicht werden. Es lassen sich die unterschiedlichsten,
komplexen Geometrien beschichten, wobei nicht jede Hartmetallsorte
geeignet ist, um mit Diamant beschichtet zu werden. Hier ist eine sorgfältige Auswahl zu
treffen, da die Auswahl des richtigen Hartmetalls für das Ergebnis mitbestimmend ist.
(Abb. 3.18)
(Abb. 3.19)

In der folgenden Tabelle sind die aktuellen Beschichtungen mit ihren Anwendungseigenschaften aufgelistet, wie sie im
Rahmen unseres Werkszeugprogramms angeboten werden und die gesamte Bandbreite an Zerspanungsaufgaben
abdecken.
3.4.4 Beschichtungsempfehlungen
Schicht Schichtaufbau
und Farbe
Anwendung Eigenschaft Vorteil
Exxtral Plus Ti AI Cr N Fräsen, hohe Härte und Warmfestig- Aufgrund der vorteilhaften gestapelten Schicht-
Mehrlage (gestapelt) Reiben festigkeit, hohe Oxidations- struktur äußerst rißresistente und warmfeste
beständigkeit bis 800º C, Universalschicht. Flexibel einsetzbar sowohl
Farbe: aubergine niedriger Wärmeleitungs- zur Naß- als auch zur Trockenbearbeitung von
koeffizient. Stahl. Bearbeitung von gehärtetem Stahl bis
Abb. 3.20
64 HRC. Schnittgeschwindigkeit bis 140m/min.
Exxtral HTC Ti Al Cr C N Fräsen äußerst hohe Härte, hohe Speziell für die Schlichtbearbeitung optimierte
Mehrlage (gestapelt) Warmfestigkeit, Schicht. Geeignet zur HSC- und Trockenoxidationsbeständig
bis bearbeitung von Stahl und Stahlguß bei hohen
Farbe: anthrazit 800º C, niedriger Wärme- Anwendungstemperaturen.
leitungskoeffizient. Schnittgeschwindigkeit mindestens 100m/min
Abb. 3.21
bis max. 220m/min.
TiAIN-S Ti AI Cr N Fräsen, mittlere Härte, hohe Haft- Optimierte Variante der bewährten TiAIN-
Mehrlage Bohren festigkeit auch bei extremer Schicht speziell geeignet für die Bearbeitung
mechanischer Wechsel- rostfreier Stähle, Titan und Inconel. Der Reib-
Farbe: silbergrau belastung, hoher Korrosions- wert ist signifikant herabgesetzt. Kaltaufwiderstand,
oxidationsbe- schweißungen werden minimiert. Universell ein-
Abb. 3.22
ständig bis 700º C. setzbar bei der Bearbeitung von NE-Metallen.
S-TiN Ti AI N Bohren mittlere Härte, mittlere Universalschicht zum Bohren von
Mehrlage Warmfestigkeit, eisenbasierten Materialien. Gegenüber TiNoxidationsbeständig
bis Gold mit höherem Vorschub einsetzbar.
Farbe: dunkelgelb 500º C.
Abb. 3.23
Varianta-Supral Ti AI C N Bohren hohe Härte, höhere Speziell für Bohrbearbeitung von Stahl und
Mehrlage Warmfestigkeit, äußerst Stahlguß geeignet. Gleitgünstige Oberfläche
niedriger Reibkoeffinzient zum besseren Spantransport in der
Farbe: anthrazit gegen Stahl. Spankammer. Schnittgeschwindigkeit bis
120m/min.
Abb. 3.24
Varianta HTD Ti AI C N Bohren äußerst hohe Härte, hohe Zum HSC- und Trockenbohren von Stahl und
Mehrlage Warmfestigkeit, Stahlguß optimierte Schicht. Einsetzbar bei
oxidationsbeständig bis hohen Anwendungstemperaturen.
Farbe: anthrazit 800º C. Schnittgeschwindigkeit mindestens 100m/min
bis max. 220m/min.
Abb. 3.25
Varianta blau Ti AI Si N Bohren äußerst hohe Härte und Beschichtung zum Hartbohren von Stahl mit
Mehrlage Warmfestigkeit, mehr als 45 HRC bis 64 HRC.
Oxidationsbeständigkeit
Farbe: blau bis 900º C.
Abb. 3.26
ZOX basiert auf Zr N Bohren, geringe Affinität mit NE- Spezialbeschichtung zur Fräs- und Bohr-
Mehrlage Fräsen, Werkstoffen, hohe Härte, bearbeitung von NE-Metallen. Keine Aufbau-
Reiben oxidationsbeständig bis schneidenbildung bzw. Kaltaufschweißen
Farbe: weißgold 600º C. aufgrund der äußerst glatten Oberfläche und
der niedrigen Affinität gegenüber Reibpartner
Abb. 3.27
aus NE. Schneidhaltig bei der Zerspanung von
Alu-Guß bis 12% Si.
Diamant Monolage, amorph Fräsen extreme Härte, Reduziert den abrasiven Verschleiß bei der
oxidationsbeständig bis Bearbeitung von Graphit, Hartmetall und
Farbe: schwarz 600º C. Keramikgrünlingen, kohle- und glasfaserverstärkten
Kunststoffen. Zur Trockenbearbeitung
geeignet.
Abb. 3.28
31

Schicht Schichtaufbau
und Farbe
Anwendung Eigenschaft Vorteil
TiCN Ti C N Mehrlage Bohren, hohe Härte, geringe Zerspanung von schwerer zu bearbeitenden
(auf Wunsch, Fräsen, Warmfestigkeit, Legierungen aus Stahl. Bis zu 400º C
kein Standard) Farbe: blaugrau Reiben oxidationsbeständig bis
400º C
Anwendungstemperatur einsetzbar.
TiN-Gold Ti N Monolage Bohren, mittlere Härte, mittlere Universell einsetzbar zur Bearbeitung von
(auf Wunsch Fräsen, Warmfestigkeit, eisenbasierten Materialien bis zu 500º C
kein Standard) Farbe: gold Reiben oxidationsbeständig bis Anwendungstemperatur.
500º C.
Speziell beim Bohren werden bei uns optimierte TiAlN-Schichten eingesetzt. Diese vermindern den Reibwiderstand
erheblich. Somit treten kleinere Schnittkräfte auf und der Span kann leichter abgeführt werden. Abb. 3.31 zeigt eine normale
TiAlN-Schicht, Abb. 3.32 bildet eine optimierte TiAlN-Schicht ab. Deutlich zu sehen ist, dass die optimierte Schicht
wesentlich glatter ist und somit auch weniger Reibwiderstand leistet.
(Abb. 3.31) (Abb. 3.32)
32
Abb. 3.29
Abb. 3.30

4.Werkzeugverschleiß
Die Hauptverschleißursachen sind: Mechanischer Abrieb, Abscheren von Pressschweißstellen (Adhäsion), Oxidationsvorgänge
und bei höheren Temperaturen die stark zunehmende Diffusion.
Die direkte Abhängigkeit der Schnitttemperatur und des Verschleißes von den Zerspanungsparametern ist in der folgenden
Abbildung dargestellt.
4.1 Freiflächenverschleiß
Der Freiflächenverschleiß ist ein in etwa gleichmäßiger Abtrag
von Schneidstoff an der Freifläche der Werkzeugschneide.
Der parallel zur Schneidfläche verlaufende Verschleiß
wird als Verschleißmarkenbreite (VB) bezeichnet.
Der Freiflächenverschleiß bewirkt:
– Ansteigen der Schnittkräfte
– zunehmende Vibrationen
– Verschlechterung der Oberflächengüte
– Maßungenauigkeit am Werkstück
(Abb. 4.2)
Ursache Abhilfe
Zu hohe Schnittgeschwindigkeit – Schnittgeschwindigkeit senken
Schneidstoff mit unzureichender – Verschleißfesteren Schneidstoff wählen
Verschleißfestigkeit – Beschichteten Schneidstoff verwenden
Nicht angepassten Vorschub – Vorschub optimieren (erhöhen)
(Abb. 4.1)
33

4.2 Kolkverschleiß
Der ablaufende heiße Span verursacht eine Auskohlung
der Hartmetall-Schneide an der Spanfläche. Übermäßiger
Kolkverschleiß führt zu einer Schwächung der Schneidkante,
zu größerer Spanverformung und in deren Folge zu
einem Anstieg der Schnittkräfte. Dadurch nimmt die Gefahr
des Werkzeugbruchs zu.
34
(Abb. 4.3)
Ursache Abhilfe
Zu hohe Schnittgeschwindigkeit – Schnittgeschwindigkeit, Vorschub senken
oder Vorschub oder beides – Verschleißfesteren Schneidstoff wählen
Schneidstoff mit unzureichender – Verschleißfesteren Schneidstoff wählen
Verschleißfestigkeit – Beschichteten Schneidstoff verwenden
Zu geringer Spanwinkel – Spanwinkel erhöhen
Falsch zugeführtes Kühlmittel – Kühlmenge und/oder -druck erhöhen
– Für verbesserte Zuführung an die Schneidstelle sorgen
4.3 Schneidenbruch
Durch mechanische Überbelastung treten Ausbröckelungen
und Schneidenbruch auf. Dies rührt von der ungleichmäßigen
Abnutzung des Schneidkeils her. Die entstehende
Oberfläche ist als mangelhaft zu bezeichnen. Das Ausbröckeln
einiger Partikel aus dem Schneidkeil führen dann
letztendlich zum Werkzeugbruch.
(Abb. 4.4)
Ursache Abhilfe
Vibrationen – Stabilere Aufspannung verwenden
– Auskraglänge reduzieren
– Aufbauschneiden vermeiden (Beschichtung)
– positiven Spanwinkel verwenden
Schneidengeometrie zu schwach – Schneiden mit stärkerem, stabilerem Schneidkeil verwenden
Vorschub, Schnitttiefe zu hoch – Spanquerschnitt verringern vornehmlich über Vorschub
– Zäheren Schneidstoff verwenden
– Schneidkanten anfasen
Aufbauschneiden – Schnittgeschwindigkeit erhöhen
– Beschichtung
Unterbrochener Schnitt – Zäheren Schneidstoff verwenden
– Schnittgeschwindigkeit und Vorschub anpassen
– Schneidkante anfasen
Späneabfuhr ungünstig – Spänelenkung verändern über Schnittparameter oder Schneidgeometrie
– Zäheren Schneidstoff verwenden
– Schneidkante anfasen
Schneidstoff zu spröde – Zäheren Schneidstoff verwenden

5.Werkzeug-, Werkstückspannung
Als Schnittstelle zwischen Werkzeugmaschine und Werkzeug ist die Werkzeugaufnahme in großem Maße am Verhalten
des Werkzeuges während des Einsatzes beteiligt. Nur wenn die Betrachtung aller Komponenten, also Werkzeugmaschine
(Spindel) – Werkzeugaufnahme – Schneidwerkzeug erfolgt, kann eine weitere Reduzierung der Bearbeitungszeiten
bei gleichzeitig höchster Fertigungsqualität und Prozesssicherheit gewährleistet werden.
5.1 Werkzeugaufnahmen
Ständig steigende Anforderungen an das Schneidwerkzeug stellen auch immer höhere Anforderungen an die Schnittstelle.
Durch den steigenden Einsatz von HSC- und HPC-Werkzeugen sind die Ansprüche an Steifigkeit, dynamischer
Belastbarkeit, Genauigkeit und immer höheren Drehzahlen mit gewachsen.
5.1.1 Steilkegelaufnahme
Wie der Name schon andeutet, besitzt diese Aufnahme (DIN 69 871 T1) die Form
eines Kegels. Dieser ist auch durch seine reibschlüssige Verbindung bei geringer
Beanspruchung für die Drehmomentübertragung verantwortlich. Ist der Reibschluss
nicht mehr ausreichend, so übernehmen die Mitnehmersteine der Spindel, den größten
Anteil der Drehmomentübertragung. Mit der Maschinenspindel wird die Steilkegelaufnahme
mit Hilfe einer zusätzlichen Spanneinrichtung, dem Anzugsbolzen, direkt
verspannt. Durch seine nahezu symmetrische Konstruktion ist er sehr einfach und
kostengünstig zu fertigen. Der Steilkegel zentriert sich automatisch beim Einwechseln
in die Spindel. Bei hohen Drehzahlen weitet sich der Spindelkonus durch die Fliehkraft
(Abb. 5.1)
auf, was zu einer Fliehkraftverformung des Spindelkonus führt. Die Kontaktfläche zwischen
Aufnahme und Spindel verringert sich, ein Versatz des Schneidwerkzeuges ist
oftmals die Folge. Weiter wird der Reibschluss beeinträchtigt, was wiederum die Drehmomentübertragung mindert. Die
Verformung des Spindelkonus bleibt auch nach Stillstand der Spindel bestehen. Gefertigt werden Steilkegelaufnahmen
mit und ohne Greiferrille, mit und ohne zentrale Kühlschmierstoffzufuhr, mit oder ohne Kühlschmierstoffzufuhr über den
Bund.
5.1.2 Hohlschaftkegelaufnahme
Die im Vergleich zur Steilkegelaufnahme noch junge Hohlschaftkegelaufnahme (DIN 69
893 T1 und 2) ist durch ihre Vorteile inzwischen weit verbreitet. Durch die Plananlage
am Übergang zwischen Bund und Hohlschaft wird die Aufnahme axial mit höchster
Genauigkeit fixiert. Gleichzeitig dient die Plananlage als zusätzliche Versteifung gegen
die Biegebelastung. Die Drehmomentübertragung wird form- und kraftschlüssig übertragen.
Formschlüssig über die Mitnahmenuten am Schaftende, Kraftschlüssig durch
das Übermaß des Hohlschaftes in der Aufnahme. Durch die leichte Kegelform wird der
Hohlschaft exakt radial fixiert, was der Wiederholgenauigkeit beim Einwechseln in die
Werkzeugmaschine dienlich ist. Da die Spannklauen von innen auf den Hohlschaft wir-
(Abb. 5.2)
ken, ist bei hohen Drehzahlen keine Verminderung des Kraftschlusses zu befürchten.
Bei den neuesten Entwürfen für HSC-Hohlschaftkegelaufnahmen wird das Drehmo-
ment nur noch über den Kraftschluss übertragen. Hier wird bewusst zugunsten der Rotationssymmetrie auf Mitnahmenuten
und Kerben am Bund verzichtet. Gefertigt werden Hohlschaftkegelaufnahmen mit und ohne Greiferrille, mit und
ohne zentrale Kühlschmierstoffzufuhr, mit oder ohne Kühlschmierstoffzufuhr über den Bund.
5.2 Spannfutter
Im Anschluss sind die Spannfutter erläutert, die in der Zerspanung mit Werkzeugen aus unserem Lieferprogramm
hauptsächlich eingesetzt werden.
5.2.1 Flächenspannfutter
(Abb. 5.3)
Für Werkzeuge mit Zylinderschaft nach DIN 1835-B bzw. 6535-HB (Weldon). Zum
Spannen von Werkzeugen mit seitlicher Mitnahmefläche. Es sind Universalfutter,
die zum Bohren und Fräsen (Schruppen und Schlichten) geeignet sind. Gerade
beim Schruppfräsen werden durch die mögliche kurze Auskraglänge des Spannfutters
Weldonfutter bevorzugt.
Für Werkzeuge mit Zylinderschaft nach DIN 1835-E bzw. 6535-HE (Whistle-Notch).
Zum Spannen von Werkzeugen mit 2° geneigter Spannfläche. Es sind Universalfutter,
die zum Bohren und Fräsen (Schruppen und Schlichten) geeignet sind. Den
Bohrern kommt die schräge Spannfläche zugute, da der axiale Längenunterschied
nach dem erneuten Schärfen ausgeglichen werden kann.
35

Der Rundlauf mit Flächenspannfuttern an der Werkzeugschneide im eingewechselten Zustand liegt bei etwa 10µm. Die
Flächenspannfutter unterliegen einem mechanischen Verschleiß im Schneidwerkzeugspanndurchmesser. Der Rundlauf
sollte daher regelmäßig geprüft werden, um verschlissene Flächenspannfutter aussondern zu können.
5.2.2 Spannfutter für Spannzangen
Als die wichtigsten Spannzangen-Futter sind wohl die Futter für OZ- bzw. ER-
Spannzangen und das Hochgenauigkeitsfutter (HG) zu nennen. Das OZ-Spannzangenfutter
ist ein Universalfutter, das zum Bohren und Fräsen (Schruppen und
Schlichten) geeignet ist. Der Rundlauf mit OZ-Spannzangenfutter an der Werkzeugschneide
im eingewechselten Zustand liegt bei etwa 25µm.
Das ER-Spannzangenfutter ist ebenfalls ein Universalfutter, das zum Bohren und
Fräsen (Schruppen und Schlichten) geeignet ist. Der Rundlauf mit ER-Spannzangenfutter
an der Werkzeugschneide im eingewechselten Zustand liegt bei etwa
15µm.
(Abb. 5.4)
36
Das Hochgenauigkeitsspannfutter (HG), das vorwiegend in der HSC-Fräszerspanung
eingesetzt wird, hat im eingewechselten Zustand einen Rundlauf von etwa
4µm. Bei allen Spannzangenfuttern ist es möglich Werkzeuge mit Zylinderschäften oder Zylinderschäfte mit seitlicher
Mitnahmefläche zu spannen. Auch die Spannzangenfutter unterliegen einem mechanischen Verschleiß, der zwar bei weitem
nicht so ausgeprägt wie bei Flächenspannfuttern ist, aber dennoch beobachtet werden sollte.
5.2.3 Hydrodehnspannfutter
Zum hochgenauen Spannen von Werkzeugen mit Zylinderschaft oder mit Zylinderschaft
mit seitlicher Mitnahmefläche sind Hydrodehnspannfutter geeignet. Sie
zeichnen sich durch eine hohe Rund- und Planlaufgenauigkeit von 3µm aus. Durch
eine exakt zentrische Spannung sind sie zum HSC-Fräsen geeignet. Das Hydrodehn-System
ist komplett geschlossen und somit wartungsfrei und unanfällig
gegen Störeinflüsse wie Kühlmedium und ähnlichem. Ebenso unterliegen sie so gut
wie keinem mechanischen Verschleiß im Schneidwerkzeugspanndurchmesser. Die
Dehnhülse, die durch das flüssige Medium beim Spannvorgang belastet und beim
Entspannen wieder entlastet wird, unterliegt jedoch einer gewissen Ermüdung. Als
Universalfutter sind Hydrodehnspannfutter sowohl für das Schlichtfräsen als auch
(Abb. 5.5)
für das Bohren geeignet. Gerade bei Bohrtiefen größer 10xØ hat sich das Hydrodehnspannfutter
als optimal erwiesen. Dies begründet sich damit, dass die Schnittstelle Schneidwerkzeug – Spannfutter
nicht absolut starr ist, sondern eine gewisse Dynamik (radiale Nachgiebigkeit) des Schneidwerkzeugs zulässt.
5.2.4 Schrumpffutter
Bei der Schrumpftechnik macht man sich die Wärmeausdehnung zunutze. Das in
der Technik schon lange eingesetzte Verfahren zum Fügen zweier Komponenten ist
nur deshalb möglich, weil mit der induktiven Erwärmung oder der Erwärmung mit
Heißluft Verfahren zur Verfügung stehen, die ohne offene Flamme von statten
gehen. Im kalten Zustand ist der Schneidwerkzeugspanndurchmesser des Futters
kleiner als der Werkzeugschaft. Durch Energiezufuhr in Form von z.B. Wärme dehnt
sich das Schrumpffutter aus und der kalte Schneidwerkzeugschaft kann gefügt
werden. Beim Heißluftschrumpfen wird Luft über eine Heizspirale geleitet, die über
eine Düse direkt an das Schrumpffutter geführt wir. Dies ist eine sehr homogene
Erwärmung des gesamten Futters. Im Gegensatz hierzu ist die induktive Erwär-
(Abb. 5.6)
mung ziemlich Punktgenau herbeizuführen. Mit Hilfe von Wechselstrom wird je ein
Magnetfeld im Induktor und im Schrumpffutter erzeugt. Die im Schrumpffutter entstehenden Wirbelströme erzeugen Verlustwärme
(nach Joul). Somit kann man die Wärmeentstehung eingrenzen und die Bohrung für den Schneidwerkzeugschaft
ganz gezielt vergrößern. Schrumpffutter zeichnen sich durch höchste Genauigkeit in Rund- und Planlauf aus. Die
Rundlaufdifferenz liegt bei kleiner gleich 2µm. Durch die rotationssymmetrische Bauform ist es für extreme Drehzahlen,
also zur HSC-Bearbeitung geeignet. Die absolut sichere, reibschlüssige Kraftübertragung überträgt ein 2-4fach höheres
Drehmoment als bei den zuvor aufgeführten Spannfuttern. Ein unbeabsichtigtes Lösen des Schneidwerkzeugs, wie auch
ein axialer oder radialer Versatz des Werkzeugs ist nicht möglich. Das System Schrumpffutter – Schneidwerkzeug bildet
eine starre Einheit, ist also für die HPC-Bearbeitung und das Schlicht-Fräsen erste Wahl. Bei sachgerechter Behandlung
ist auch nach mehreren tausend Schrumpfvorgängen kein Ausweiten der Spannbohrung zu verzeichnen. Schrumpffutter
sind vollständig wartungsfrei und unterliegen keinerlei mechanischem Verschleiß.
5.2.5 Spannfuttervergleich
Bei allen genannten Spannfuttern außer Flächenspannfuttern, wird das Drehmoment über den Reibschluss übertragen.
Hier zeigt das Schrumpffutter die größtmögliche Übertragung. Selbst bei kleinen Werkzeugdurchmessern ist das Durchrutschen
keine Gefahr. Bei Spannzangenfuttern verhält es sich bei kleinen Durchmessern so, dass die Haltekräfte nicht

ausreichen und ein Durchrutschen bei der Drehmomentübertragung durchaus wahrscheinlich ist. Bei der radialen Nachgiebigkeit
sind Hydrodehn- und Spannzangenfutter als gleichwertig einzuschätzen und haben gegenüber dem
Schrumpffutter eine etwa 65% höhere Nachgiebigkeit. Dies ist bei größeren Bohrtiefen gerade kein Nachteil, weshalb es
bei Bohrtiefen größer 10xØ zumeist von Vorteil ist ein Hydrodehnspannfutter zu verwenden. Die Steifheit des Schrumpffutters,
also das nahezu monolithische Verhalten von Futter und Schneidwerkzeug, ist wiederum gerade im HSC-, HPC-,
und Schlichtfräsen ein sehr großer Vorteil. Speziell bei kleinen Werkzeugdurchmessern – Werkzeuge kleiner gleich ø10 –
ist die Nachgiebigkeit der Hydrodehn- und Spannzangenfutter im Verhältnis größer als bei großen Werkzeugdurchmessern.
Daher sollte besonders bei kleinen Werkzeugdurchmessern das Schrumpffutter nicht außer Acht gelassen werden.
Eine immer noch gute Wahl stellt das Flächenspannfutter bei der Schruppbearbeitung dar. Hier sollte ein möglichst kurzes
Futter und eine kurze Auskraglänge gewählt werden, um stabilste Verhältnisse zu erreichen.
Spannfutter Auf- Wiederhol- Rundlauf- Statisches Grenzdrehnahme
Genauigkeit Genauigkeit Rutschmoment zahlen*
[µm] [µm] [µm] [µm]
Weldon SK 3,8 10 --- 15.000
Whistle-Notch SK 3,8 10 --- 15.000
OZ-Spannzange SK 3,8 25 25 15.000
ER-Spannzange SK 3,8 15 25 15.000
HG-Spannzange SK 3 4 25 40.000
Hydrodehn SK ≤ 3 3 70 40.000
Hydrodehn HSK ≤ 2 3 70 40.000
Schrumpffutter HSK ≤ 2 ≤ 2 118 45.000
* Richtwert, System gewuchtet
5.3 Werkstückspannung
Die richtige Aufspannung des Werkstückes ist ein weiterer wichtiger Faktor bei der Zerspanung. Hier sollte man auf
jeden Fall die stabilste und somit am wenigsten durch Erschütterungen anfällige Möglichkeit wählen.
5.3.1 Fräsen
Um möglichst stabile Verhältnisse beim Fräsen zu erlangen sollten folgende Regeln eingehalten werden:
– Das Schneidwerkzeug sollte immer möglichst kurz eingespannt werden. Wenn Störkanten umgangen werden müssen,
so ist ein geeignetes stabiles Spannfutter zu verwenden. Dadurch wird eine erhöhte Eigenfrequenz erreicht, die dann
über der Anregungsfrequenz liegt, um eine Frequenzüberlagerung (Vibrationen) zu vermeiden.
– Das Werkstück sollte möglichst nah an der Bearbeitungsfläche gespannt werden, um Vibrationen zu vermeiden.
Speziell HSC-Fräsen
– Fräswerkzeug in schwingungsdämpfende Aufnahmen spannen (Schwermetallaufnahmen oder Schrumpffutter mit
hoher Rundlaufgenauigkeit)
– Wegen Dämpfung hydrostatische Führungen verwenden.
– Fräser mit positivem Spanwinkel verwenden. Mit negativem Spanwinkel werden Kräfte zwischen Fräser und Werkstück
größer, was ein Rattern zur Folge hat.
5.3.2 Bohren, Reiben, Senken
Aufspannung:
Schlechte Aufspannung, da das Werkstück
gegen Durchbiegen und axiales
Verrutschen nicht gesichert ist.
Gute Aufspannung, da sich das Werkstück
weder durchbiegen noch verrutschen kann.
(Abb. 5.7) (Abb. 5.8)
37

5.4 Wuchten
Als Wuchten wird der Vorgang bezeichnet, mit dem das Ungleichgewicht einer rotierenden
Masse bezogen auf die Drehachse minimiert werden soll. Die Einheit für die Unwucht wird
mit „gmm“ angegeben. Abhängig ist sie von der Unwuchtmasse und vom Abstand der
Rotationsachse zum Schwerpunkt. Der Schwerpunkt der Scheibe wandert aus dem Rotationszentrum
und hat nun den Abstand e zum Rotationszentrum. Beim rotierenden Rotor
verursacht der Schwerpunkt eine Fliehkraft F auf das Rotationszentrum. Die Scheibe rotiert
mit der Winkelgeschwindigkeit ω. Folglich rotiert der Schwerpunkt im Abstand e um das
Rotationszentrum mit der Winkelgeschwindigkeit ω und der Bahngeschwindigkeit v. Ist der
Rotor nun fest eingespannt so entstehen Vibrationen. Die Auswirkungen der Vibrationen
(Abb. 5.9)
sind eine zusätzliche Belastung der Lager an der Spindel. Diese bewirken eine Abnahme
der Oberflächengüte und Fertigungsgenauigkeit und ergeben eine geringere Werkzeugstandzeit. Weshalb der Schwerpunkt
sich zumeist außerhalb der Rotationsachse befindet hat vielerlei Gründe. Zum einen sind es Fertigungsabweichungen,
Montageungenauigkeiten oder Materialinhomogenitäten.
Man unterscheidet zwischen der statischen und der dynamischen Unwucht (Momentenunwucht). Die statische Unwucht
ist in einer Ebene wuchtbar, da durch eine einseitige gleichmäßige Massenverteilung eine radiale parallele Verschiebung
der Schwerpunktachse stattfindet. Die Auswuchtebene kann beliebig gewählt werden, die Unwucht ist auch bei stillstehendem
Rotor messbar. Die dynamische Unwucht ist eine Überlagerung aus statischer Unwucht und Momentenunwucht,
die zur Taumelbewegung des Rotors führt. Da es sich bei der Momentenunwucht um eine Winkeländerung der
Schwerpunktsachse handelt, muss diese über zwei Ebenen gewuchtet werden. Dies gilt folglich auch für die dynamische
Unwucht, wobei die Auswuchtebenen einen möglichst großen Abstand zueinander haben sollten.
Die Wuchtgüte G gibt die maximal zulässige Restunwucht bei einer maximal zulässigen Betriebsdrehzahl an. Als Grundlage
wurde die DIN ISO 1940 geschaffen, in der die zulässige Restunwucht in Abhängigkeit der Drehzahl und Gütestufe
beschrieben ist. Da eine Restunwucht von weniger als 1gmm als nicht darstellbar gilt, wurde gerade für den HSC-
Bereich eine VDMA-Richtlinie erarbeitet, die gerade auf diesen Misstand eingeht. Als einheitliche Gütestufe wird von der
VDMA-Richtlinie G16 empfohlen, da dies den besten Kompromiss zwischen notwendigem Schutz der Werkzeugmaschine
und den wirtschaftlichen und technischen Aspekten des Auswuchtens darstellt.
Formeln zur Berechnung von Wuchtgüte und Restunwucht
U zul = m · e = m ·
U zul =
38
G · m · 60
n · 2 · π
U G =U S +U A +U w
Uzul · ω
U= =
m
v
ω
Uzul · n · 2 · π
m · 60
F = m · e · ω 2 = Uzul · ω 2
ω = 2 · π · n
v = ω · e
Uzul
e = =
m
G
ω
Gl 5.1
Gl 5.2
Gl 5.3
Gl 5.4
Gl 5.5
Gl 5.6
Gl 5.7
Gl 5.8
U zul
U G
U S
U A
U W
Unwucht [gmm]
Gesamtunwucht des zuammengesetzten Systems [gmm]
Unwucht Spindel [gmm]
Unwucht Werkzeugaufnahme [gmm]
Unwucht Werkzeug [gmm]
U Wuchtgüte [mm/s]
m Masse des Rotors [kg]
e Abstand Schwerpunkt – Rotationsachse (Exzentrizität) [mm]
n Betriebsdrehzahl [min -1
]
ω Winkelgeschwindigkeit des Rotors [min -1
]
v Umlaufgeschwindigkeit des Schwerpunktes [m·min -1
]

2500
Gütestufe und zul. Restunwucht bzw. Drehzahl
5000
G60
G40
G16
G6,3
G2,5
G1
G0,4
10000
20000
40000
(Abb. 5.10)
Gesamtwuchtgüte von zusammengesetzten Systemen
Als Vorteil hat sich herausgestellt, das gesamte Werkzeugsystem, also nicht nur Werkzeug und Aufnahme für sich, sondern
als Ganzes zu wuchten. Besonders im HSC-Bereich hat sich dies bewährt. Montagetoleranzen werden somit mitberücksichtigt
und das Werkzeugsystem als eine Einheit betrachtet. Sinnvoll ist es auch hier die Spindel mit einzubeziehen,
um die maximale Belastungsgrenze der Spindel nicht zu überschreiten. Sind die Wuchtgüten der einzelnen Komponenten
bekannt, so kann mit Hilfe der genannten Formeln die Gesamtwuchtgüte des zusammengesetzten Systems
berechnet werden.
1000
100
10
1
0,1
Zulässige Restunwucht [gmm]
39

6. HSC-Bearbeitung (High – Speed – Cutting)
Eines der größten Probleme beim HSC-Fräsen ist das Auftreten von Vibrationen. Wie kommen diese zustande?
Da jedes System (Welle,Träger), das schwingungsfähig ist, eine Eigenfrequenz hat, schwingt dieses bei einer Anregung
(Stoß, Auslenkung) so lange weiter, bis es durch Dämpfungsverlust (Stimmgabel) oder einer momentan gleich großen
negativ gerichteten Frequenz zum Stillstand kommt. Wenn jedoch von außen in gleichmäßigen Abständen eine Anregung
erfolgt und diese Anregerfrequenz auch noch in ungefähr dem gleichen Frequenzbereich der Eigenschwingung des
Systems liegt, überlagern sich diese beiden Frequenzen. Man spricht dann vom Resonanzfall ➭ Das System beginnt
sich aufzuschwingen (vibrieren). Was sind die Folgen der Vibrationen beim Fräsen?
– Bearbeitungstiefe ap bleibt nicht konstant ➭ schlechte, wellige Oberfläche
– Keine konstante Maßhaltigkeit
– erhebliche Standzeitverkürzung
– Ausbruch der Schneidkanten
– eventuelles lösen der Werkstückspannung
– starke Belastung der Maschinenführungen sowie -lagern
6.1 Vorteile der HSC-Bearbeitung:
� Durch sehr großes Zerspanungsvolumen kein Schruppen mehr erforderlich
� Sehr gute Oberfläche < 0,001 mm (Ra) ➭ Schleifqualität
� Hauptzeitreduzierung bis zu 50 %
� Schwingungsfreie Bearbeitung infolge hoher Eigenfrequenz des Werkzeuges ➭ Ausschluss von Vibrationen
� Kein Werkstückverzug durch Wärmespannungen, da Wärme mit Span abgeführt wird
� Sehr kostengünstig
Die Festlegung der Arbeitsbereiche sind beim Fräsen als auch beim Bohren gültig.
Diese wurden firmenintern festgelegt, um optimale Ergebnisse zu erzielen.
Schnittgeschwindigkeitsbereiche sind werkstoffabhängig
40
(Abb. 6.1)
(Abb. 6.2)

Das Abführen der Temperatur
mit dem Span ist ein primäres
Problem bei der HSC-Bearbeitung.
Im nebenstehenden Diagramm
(Abb. 6.3) ist das Temperaturverhalten
einzelner Werkstoffe
beschrieben.
(Abb. 6.3)
6.2 Wie ist CERMET in diese Arbeitsweise integrierbar?
Es hat sich durch Versuche gezeigt, dass CERMET-Fräser für diese Bearbeitungsfälle ungeeignet sind, da CERMET
keine höheren Vorschübe verträgt und mit kleineren Vorschüben keinerlei Standzeitverbesserung erreicht wird, werden
diese als ungeeignet eingestuft.
6.3 Welche Beschichtung ist zu bevorzugen?
Durch die doch sehr hohen Schnittgeschwindigkeiten kommen von vorne herein nur zwei Beschichtungen in Frage. Diese
sind unsere TiN- sowie TiAlN-Schicht.
Bei diesen beiden Schichten hat sich wiederum die TiAlN-Schicht deutlich von der TiN-Schicht abgesetzt, da die TiN-
Schicht den Schnittgeschwindigkeiten von bis zu 500 m/min nicht mehr gewachsen ist. Sie reibt sich regelrecht ab, verliert
somit ihren Nutzen und führt zum vorzeitigen Werkzeugverschleiß.
6.4 Ermittlung der optimalen Schnittparameter
Die Wahl der Schnittbreite beim HSC-Fräsen
trägt ganz entscheidend zur längeren Standzeit
bei. Wie Abb. 6.5 zeigt, ist es besser, mit
kleiner Zustellung zu arbeiten, als ähnlich dem
Schruppfräsen möglichst große Abtragsleistung
erreichen zu wollen. Diese wird nicht
durch die Zustellung, sondern durch die maximal
erreichbare Schnittgeschwindigkeit erzielt.
(Abb. 6.5)
Wie die Abb. 6.4 zeigt, steigt bei einer Schnittgeschwindigkeit
von ca. 600 m/min der Verschleiß sprunghaft an. Die
obere Grenze ist nach dieser Versuchsreihe für GW 219
und GW 419 eine Schnittgeschwindigkeit von 580 m/min.
(Abb. 6.4)
41

Ein Amortisationsvergleich zeigt, dass trotz höherer Anschaffungskosten einer Fräsmaschine mit Hochfrequenzspindel
die Bearbeitung wesentlich billiger ist, da wirtschaftlicher. Gerade Kleinbetriebe, die auf eine flexible Fertigung mittlerer
Werkstückgrößen ausgerichtet sind, können große Vorteile bei der HSC-Bearbeitung erzielen. Bei einer durchschnittlichen
Zeiteinsparung von 50% führt es auch zu einer Fertigungskosteneinsparung von ca. 25% – 27%.
6.5 Beachtenswertes zum Thema HSC-Fräsen
Der Begriff HSC-Fräsen oder auch -Bohren muss sicherlich werkstoffbezogen definiert werden. Es ist einleuchtend, dass
der HSC-Bereich bei Aluminium in einem anderen Schnittgeschwindigkeitsbereich liegen muss als z.B. für Stähle oder
Sonderwerkstoffe (siehe Abb. 6.1). Die Eingrenzung der Schnittgeschwindigkeit ist hier mit dem konventinellen Fräsen zu
vergleichen.
Es ist festzustellen, dass bei zunehmender Schnittgeschwindigkeit die Schnittkräfte erst stark abnehmen, um dann
wieder stark anzusteigen. Dies ist eventuell damit zu begründen, dass die Spanbildung durch das Überschreiten des
plastischen Materialverhaltens infolge Sprödbruchs erfolgt. Es ist auch zu bemerken, dass bei ultrahohen Schnittgeschwindigkeiten
von ca. 130.000 m/min der Verschleiß überproportional zunimmt. Bleibt man jedoch im Schnittgeschwindigkeitsbereich
bis ca. 5000 m/min nimmt der Freiflächenverschleiß werkstoffabhängig anfänglich stark zu, um
dann eine Zeit lang konstant zu bleiben.
Bemerkenswert ist ebenso, dass bei steigender Schnittgeschwindigkeit die Passivkraft (Reaktio-Kraft zur Fräserkraft) bis
zu 70 % verringert werden kann. Dies hat besondere Bewandtnis bei extrem dünnwandigen Profilen sowie zur Erzielung
einer schleifähnlichen Oberfläche.
Bei der Aluminiumbearbeitung stellte sich heraus, dass das spezifische Zerspanungsvolumen bei Schnittgeschwindigkeiten
von 3100 bis 4700 m/min ein Maximum aufweist. Das um ca. 35 % gesteigerte Zerspanungsvolumen brachte
zusätzlich noch eine Oberfläche mit Mittenrauhwert von 1µm. Optimalwerte sind jedoch stark legierungsabhängig.
6.6 Das richtige Werkzeug zum jeweiligen Werkstoff:
6.6.1 Aluminium:
Bei der Aluminiumbearbeitung ist ein spiralisiertes Werkzeug mit großen Spankammern notwendig. Hier erweist sich ein
2-Schneider mit ca. 45° Spiralsteigung von Vorteil. Das Werkzeug sollte einen Spanwinkel von 15°–20° und einen Seitenfreiwinkel
von 10° bis 12° aufweisen. Wird eine Maschine mit geringerer Spindelleistung, kleinen Vorschüben oder
tiefen Nuten eingesetzt, so ist ein einschneidiges spiralisiertes Werkzeug zu bevorzugen. Bei einer durchschnittlichen
Schnittgeschwindgkeit von ca. 2000 m/min ist ein Standweg von 500 m leicht erreichbar.
6.6.2 Kupfer:
Bei der Bearbeitung von Kupfer und Kupferlegierungen sind dieselben Werkzeuge wie bei der Aluminiumzerspanung
einzusetzen. Die Vorschubswerte pro Zahn liegen je nach Legierungszusammensetzung zwischen 0,02 bis 0,4 mm.
Reinkupfer sollte nur mit feinstgeschliffener Werkzeugschneide zur Verhinderung der Aufbauschneide gefräst werden.
Das Gleichlauffräsen ist in diesem Fall dem Gegenlauffräsen vorzuziehen. Hier ist der Einsatz von keramischen Werkzeugen
jedoch von Vorteil, da bis zu 10-fach höhere Schnittgeschwindigkeiten gefahren werden können.
6.6.3 Faserverstärkte Kunststoffe
Bei der Zerspanung von faserverstärkten Kunststoffen ist die HSC-Bearbeitung besonders gut geeignet, weil bei
steigender Schnittgeschwindigkeit die Schnittkräfte stark abnehmen und mit hohen Vorschubswerten der Randzonenelamination
entgegengewirkt wird. Durch das Abführen der Zerspanungsenergie mit dem Span unterliegt das
Grundmaterial einer minimalen thermischen Belastung.
CFK und GFK-Werkstoffen:
Es sollte möglichst im Gegenlauffräsen und gegen die Faser und nicht parallel zur Faser bearbeitet werden. Befriedigende
bis gute Ergebnisse liefern jedoch nur polykristaline Diamantwerkzeuge. Der optimale Zerspanungsbereich liegt
bei ca. Vc = 4500 m/min und Vf bis 30 m/min. Das Werkzeug sollte einen Spanwinkel von ca. 5° und einen Seitenfreiwinkel
von 10° aufweisen.
Bei AFK-Werkstoffen:
Da hier kraftleitende Fasern durchtrennt werden müssen, sind scharfe Werkzeugschneiden und eine ähnliche Geometrie
wie bei der Leichtmetallbearbeitung zu bevorzugen. Die besten Ergebnisse liefern Werkzeuge, die in der ISO-Gruppe K
eingestuft werden können. Der optimale Zerspanungsbereich liegt bei einer Schnittgeschwindigkeit von 2000 m/min bis
3000 m/min und einer Vorschubsgeschwindigkeit von 10 m/min bis 15 m/min.
42

6.6.4 Graphit:
Bei der Graphitbearbeitung sind nicht nur die geringen Schnittkräfte, sondern auch das mehlförmige Spanmaterial von
Vorteil. Das Spanmaterial sollte möglichst rasch und vollständig aus dem Zerspanungsvorgang herausgenommen werden,
da die Standzeit wesentlich von der Ausbringung des Spanmehls abhängt. Um dem Schmirgeleffekt entgegenzuwirken,
werden unsere Graphitfräser diamantbeschichtet. Diese ultraharte Schicht wirkt dem abrasiven Verschleiß optimal
entgegen, was wiederum zur Standzeitverlängerung führt. Um die Spanabfuhr zu verbessern, sollte im Gleichlauffräsen
zerspant werden.
6.6.5 Guss:
Die Bearbeitung von Gusseisen ist mit VHM-Werkzeugen, deren Spanwinkel von 0° bis 6° und deren Seitenfreiwinkel 12°
betragen sollte, möglich. Die Beschichtung der Werkzeuge ist zwingend notwendig. Hier ist darauf zu achten, dass die
Kamm- und Querrissbildung der Schicht mittels weichem Ein- und Austritt in bzw. aus dem Werkstoff möglichst klein
gehalten wird. Bei Schnittgeschwindigkeiten von 1000 m/min kann das Zeitspanvolumen z.B. bei GG 25 um den Faktor
10 gesteigert werden. Die Standzeit liegt etwa bei 20 m pro Schneide und die Oberfläche entspricht Schleifqualität. Die
Standzeit kann erhöht werden, wenn der Vorschub relativ hoch, d.h. Vorschub pro Zahn ca. 0,3 bis 0,4 mm gewählt wird.
6.6.6 Stahl:
Beim Hochgeschwindigkeitsfräsen von Stahl sind mit einer Schnittgeschwindigkeit von 750 m/min Standwege von
20–25 m erreichbar. Schnittgeschwindigkeitsbereiche von 500 m/min bis 1500 m/min sind mit VHM-Fräsern der ISO-
Klasse P durchaus realisierbar. Besonders im Formen- und Werkzeugbau, wo komplizierte Formen im Zeilenfräsverfahren
meist mit kugelförmiger Schneidgeometrie hergestellt werden, hat sich das HSC-Fräsen bewährt. Hier können durch
hohe Vorschub- und Schnittgeschwindigkeiten enorme Zeit- und Oberflächenqualitätsverbesserungen erzielt werden. Es
hat sich gezeigt, dass bei gleichbleibendem Spanwinkel (0°) mit größer werdendem Seitenfreiwinkel und einer Zunahme
des Vorschubes eine Verbesserung des Standweges erreicht wird. Der optimale Seitenfreiwinkel hat sich bei ca. 12°–20°
eingependelt. Geradegenutete Werkzeuge, die vor bzw. über Mitte schneidend sind, haben sich beim Werkzeug- und
Formenbau aus Stabilitätsgründen als optimal erwiesen. Es sind Vorschübe von 0,3 bis 0,7 mm, Gleichlauffräsen sowie
Trockenschnitt anzustreben, wobei die Schnittgeschwindigkeit zwischen 500 m/min und 1500 m/min liegen sollte.
Ein Beispiel
HSC- Konventionelles
Fräsen Fräsen
Werkzeug VHM, 2 Zähne ø 3,0 mm
Aufgabe Nute 3 mm x 700 mm x 6 mm
Schnittanzahl 3 3
Vorschub je Zahn [mm] 0,03 0,03
Drehzahl [U/min] 80.000 5.000
Schnittgeschwindigkeit 753 47
[m/min]
Vorschubgeschwindigkeit 4.800 300
[mm/min]
Standzeit [m] 25 37
Hauptzeit [s] 25,8 421,8
(Abb. 6.6)
(Abb. 6.7)
Aus diesem Bearbeitungsbeispiel wird ersichtlich, dass das Zeitspanvolumen nur durch die Veränderung der Schnittgeschwindigkeit
auf das 16fache erhöht wurde. Bei einer Bearbeitung von 10 Werkstücken braucht man beim HSC-Fräsen
eine reine Berbeitungszeit von 4,3 Minuten, wobei beim konventionellen Fräsen ca. 1,2 Stunden gebraucht werden.
43

7. HPC-Bearbeitung (High – Performance – Cutting)
Durch das Vergrößern des Zerspanungsquerschnitts und einer adäquaten Anpassung der Zerspanungsparameter soll
bei der HPC-Bearbeitung das Zeitspanvolumen erhöht werden. Der Ansatz gegenüber dem HSC-Fräsen ist also nicht
die Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit, sondern ein höheres Zeitspanvolumen durch die Erhöhung des Spanungsquerschnittes.
Eine Neuanschaffung im Bereich des Maschinenparks mit hoch drehenden Spindeln ist daher nicht notwendig.
Die Schneidwerkzeuggeometrie muss nun anderen Belastungen stand halten und daher auch anders gestaltet
werden. Extrem stabile Schneidkanten und vergrößerte Spanräume sind eine Voraussetzung. Gerade im Formenbau wird
das Erodieren immer mehr durch die Fräsbearbeitung verdrängt. Hier ist die HPC-Bearbeitung eine Möglichkeit ohne
größere Investitionen die Bearbeitungszeiten zu reduzieren. Besonders im Formenbau, wo große und zum Teil unhandliche
Abmessungen bearbeitet werden, ist es unerlässlich Werkzeuge einsetzen zu können, die im Trockenschnitt arbeiten.
Gerade für diesen Markt haben wir spezielle HPC-Werkzeuge für die Materialien Baustahl, Einsatzstahl und Vergütungsstahl
entwickelt, die im Trockenschnitt sehr gute Ergebnisse liefern. Zur Ausbringung der Späne wird jedoch dringend
der Einsatz von Druckluft empfohlen. Wird dies nicht befolgt, sind erhebliche Standzeiteinbußen zu befürchten.
Aber auch zur Nassbearbeitung und für gehärtete Materialien ist die HPC-Bearbeitung geeignet. Für welche Arbeitsaufgabe
welches Fräsverfahren Vorteile ergibt, veranschaulicht die folgende Grafik. Um dies noch genauer zu spezifizieren,
haben wir noch das abzutragende Volumen berücksichtigt und das am besten geeignete Fräsverfahren ermittelt.
44
Bearbeitungszeit
2D-Konturen Übergangsbereich Freiformflächen
Komplexität
Hartzerspanung Verfahren / Abzutragendes Volumina
HSC HPC HSC HPC
klein klein groß groß
2D-Kontur ✓ ✓✓✓ ✗ ✓✓✓
einfache 3D-Kontur ✓✓✓ ✓✓ ✗ ✓✓
komplexe 3D-Kontur ✓✓✓ ✓ ✗ ✓
Weichzerspanung Verfahren / Abzutragendes Volumina
HSC HPC HSC HPC
klein klein groß groß
groß 2D-Kontur ✓ ✓✓✓ ✗ ✓✓✓
einfache 3D-Kontur ✓✓✓ ✓✓ ✓ ✓✓
komplexe 3D-Kontur ✓✓✓ ✓ ✓ ✓✓
✓✓✓ sehr gut ✓✓ gut ✓ befriedigend ✗ unzweckmäßig
(Abb. 7.1)

8. Hartzerspanung
Neuentwickelte Schneidstoffe ermöglichen es uns heute, gehärtete Werkstoffe (45 .. 63 HRc) mit geometrisch bestimmter
Schneide zu bearbeiten. Da bei der Hartzerspanung ein Schnittkraftanstieg um den Faktor 10 und Temperaturen von
bis zu 500°C erreicht werden, stellt dies besondere Anforderungen an den Schneidstoff dar.
Durch die Verwendung eines speziellen, sehr feinen Wolframkarbidpulvers war es möglich, die Härte gegenüber unserer
bisherigen Standardsorte, trotz des hohen Kobaltgehaltes, noch etwas zu steigern. Hierdurch wird im Vergleich zu
kobaltärmeren Sorten die Zähigkeit erzielt. Dies erlaubt beim Einsatz höhere Vorschübe zu fahren. Die im Vergleich zu
anderen Sorten höhere Härte beim hohen Kobaltgehalt bewirkt im Einsatz einen deutlich verringerten Verschleiß. Weiterhin
kann durch die Verwendung des sehr feinkörnigen Wolframkarbides die Schneide schärfer ausgelegt werden, was im
Allgemeinen ebenfalls zu einem besseren Standzeitergebnis führt. Wichtig ist jedoch auch die Wahl der richtigen
Beschichtung, da die Kobaltphase entsprechend geschützt werden muss.
Verschleiß
Physikalische Daten
Dichte (g/cm 3 ): 13,9
Härte HV30 (N/mm): 1700
HRA: 92,2
Biegefestigkeit: (N/mm): >3900
(Abb. 8.2) (Abb. 8.3) (Abb. 8.4)
(Abb. 8.5) (Abb. 8.6) (Abb. 8.7)
(Abb. 8.8)
Gefüge 2’ geätzt Vergrößerung 1500x
(Abb. 8.1)
An der Abfolge der Verschleißaufnahmen ist ersichtlich, dass mit der neuen Hartmetallsorte,
die speziell für das Hartfräsen entwickelt wurde, ein extrem gleichmäßiger
Verschleiß auftritt. Der Standweg wird daher schon im Voraus besser kalkulierbar und
ein eventuell nötiger Werkzeugwechsel kann somit vorausschauend geplant werden.
Werkzeugbrüche durch zu späten Werkzeugwechsel können somit vermieden werden.
In den vergangenen Jahren konnten gehärtete Werkstoffe im letzten Arbeitsgang ausschließlich mit Schleifen oder Hohnen
bearbeitet werden. Jetzt ist eine wirtschaftlichere Lösung möglich, da in einer Aufspannung der Werkstoff endbearbeitet
werden kann. Der Arbeitsgang Schleifen bzw. Honen konnte vollständig substituiert werden. Sowohl wirtschaftliche
als auch ökologische Vorteile sind aus der Hartzerspanung abzuleiten. Durch die Fertigbearbeitung des
45

Werkstückes in einer Aufspannung können die Bearbeitungszeiten wesentlich verkürzt werden. Auch können die Form-
Lagetoleranzen durch das wegfallende Umspannen meist besser eingehalten werden. Die Rüstzeiten des Schleifarbeitsganges
(analog Hohnarbeitsgang) entfallen gänzlich, was den Prozess wirtschaftlicher macht und somit einen Wettbewerbsvorteil
gegenüber den Marktbegleitern ergibt. Eine Nutzung von Schneidkörpern, die nicht formgebunden sind,
also Zerspanungswerkzeuge mit geometrisch bestimmter Schneide, lassen die Lagerhaltung der Formscheiben gänzlich
entfallen. Ebenso entfällt damit die Begrenzung der Freiformen durch die Schleifscheiben, was zu flexibleren Fertigungsmöglichkeiten
führt. Das Wegfallen des Umrüstens der Schleifmaschinen ist ebenfalls ein wichtiger Punkt bei der
Einsparung in der Hartzerspanung. Nicht zuletzt kann bei der Reststoffentsorgung ebenso gespart werden. Dadurch,
dass kein Schleifschlamm mehr anfällt, muss dieser auch nicht mehr kostenintensiv entsorgt werden. Die Späneentsorgung
ist unproblematisch, da in der Hartzerspanung größtenteils auf Kühlmittel verzichtet werden kann. Die Umwelt wird
also nachhaltig geschont.
Im Versuch hat sich gezeigt, dass der GW 440 ein Schrupp- und Schlichtfräser ist, der besonders zur Trockenbearbeitung
von Stählen bis HRc58 geeignet ist. Selbst für das Nutenfräsen von gehärteten Stählen ist unser GW 440 prädestiniert.
Durch die speziell geformte Spanraumgeometrie, die dem größeren Spanaufkommen beim Schruppen Rechnung
trägt, kann der vordere Teil der Schneide zum Schruppen verwendet werden. Die gesamte Schneidlänge ist dann zum
Schlichteinsatz verwendbar. Das heißt, dass eine Nut, die in 2 Arbeitsschritten vorgefräst wurde, mit der längeren Einsatzlänge
des Schlichtbereichs auf einmal fertiggefräst werden kann. Es muss jedoch darauf geachtet werden, dass als
Kühl- und Spänetransportmedium lediglich Druckluft verwendet wird. Durch den Thermoschock, den das Werkzeug mit
z.B. Emulsion erfahren würde, wäre der Werkzeugbruch nur eine Frage von wenigen Standmetern. Dies wurde durch
einen Versuch eindeutig bestätigt (siehe Grafik oben). Um dem Abfördern von Spänen behilflich zu sein, ist es ganz nützlich,
mit Druckluft die Späne vom Werkzeug wegzublasen. Dies hat noch den Vorteil, dass nicht durch eigezogene Späne
Funkenflug entstehen kann. Im Wettbewerbsvergleich wurde unter gleichen Voraussetzungen ein Mehr an Standweg von
20 % erreicht. Der Verschleiß verhielt sich gleichmäßig konstant unterhalb dem des Wettbewerbers. Der Versuch lässt
den Rückschluss zu, das Ergebnis ist keine Eintagsfliege, sondern absolut reproduzierbar.
46
(Abb. 8.9)
(Abb. 8.10)

Beim direkten Vergleich des GW 281 mit gleichwertigen Werkzeugen der Mitbewerber hat sich ergeben, dass beim
Schlichtfräsen gegen unseren GW 281 kein Kraut gewachsen ist. Der schlechteste Werkzeugtyp eines Mitbewerbers
brachte lediglich 14,2 % Fräsweg, der beste brachte immerhin 85,71 % Fräsweg von unserem GW 281 zuwege. Aber
mit einer Standzeit von 67,2 m war unter gleichen Voraussetzungen in diesem Vergleich unser GW 281 absoluter Primus.
Die Verschleißmarkenbreite lag sogar nur bei 50 % des schlechtesten Mitbewerbers bei gleichzeitig 7facher Standzeit.
Im objektiven Vergleich ist somit unser GW 281 die erste Wahl.
(Abb. 8.12)
(Abb. 8.11)
Bei einer wirtschaftlichen Betrachtung des obigen Fräsversuchs wird klar, dass das kostengünstigste Fräswerkzeug in
diesem Fall unser GW 281 ist. Wobei hier nur die reinen Werkzeugkosten berücksichtigt worden sind. Durch die Möglichkeit
des mehrmaligen Nachschleifens könnte der monitäre Wert pro Meter Fräsweg noch deutlich reduziert werden. Bei
einem Leistungsplus von 14,29 % mehr Standweg im Vergleich zum nächstbesten Mitbewerber ist eine Kostenersparnis
von 30,9 % zu eben diesem Wettbewerber zu verzeichnen. Nicht nur auf Grund des besten Fräsweges, nein – auch auf
Grund der kostengünstigsten Gesamtlösung wird die Kaufentscheidung sicherlich auf unseren GW 281 fallen.
47

9. Hochfeste Werkstoffe
Neue Werkzeuge für neue
Anwendungsbereiche...
Längere Standzeiten und höhere Vorschubwerte verbessern
die Wirtschaftlichkeit eines Werkzeugs. Dies
wird u.a. durch die kontinuierliche Optimierung der
Werkzeugbeschichtung erreicht.
Damit unsere Standardwerkzeuge im Zuge der Erweiterung
der Anwendungsbereiche diese optimalen
Beschichtungen erhalten, führen wir im eigenen Labor
aufwendige Werkzeugtests durch. Anhand der
dabei gewonnenen Erkenntnisse in Bezug auf Hartmetalle,
Geometrien und Oberflächen entwickeln wir
neue Werkzeuge mit neuen Beschichtungen, mit
denen heute Materialien zerspant werden, die vor
kurzem nur im Schleifverfahren bearbeitet werden
konnten.
Immer neue Hartmetallsorten sind nötig, um diese
neuen Werkzeuge auch in bisher nicht beachteten
Nischenbereichen einsetzen zu können.
„Tsunami“ –
ein neuer Begriff im Werkzeugbau
In Versuchen hat sich gezeigt, dass unsere „Tsunami“-Hochleistungsfräser
zum Schruppen und
Schlichten hochfester Werkstoffe besonders geeignet
sind.
Durch die größere Spanraumtiefe im vorderen Teil
der Schneide ist das Nutenfräsen mit einer Zustellung
von bis zu 1,0 x Ø möglich. Der große Kerndurchmesser
am hinteren Teil der Schneide erhöht
die Stabilität und vermindert somit Schneidkantenausbrüche.
Um einen möglichst weichen Schnitt und
gute Laufruhe zu erzielen, werden die Werkzeuge mit
52° Spiralwinkel gefertigt.
Die spezielle Schneidengeometrie, die Verwendung
einer äußerst feinkörnigen Hartmetallsorte sowie
unsere neue „TiAlN-S“-Beschichtung bringen eine
deutliche Erhöhung der Schnittparameter und einen
Standzeitvorteil gegenüber den Wettbewerbprodukten.
Die Vorteile der neuen „Tsunami“-Fräser auf einen Blick:
● stabile Schneidkante für hohe Produktionssicherheit
● deutlich höhere Zerspanleistung durch unterschiedliche Spanraumtiefen
● spezielle Schneidengeometrie für hohe Beanspruchung
● hohe Verschleißbeständigkeit
48
VB in [�m] (Mittelwert der 3 Schneiden)
120,0
110,0
100,0
90,0
80,0
70,0
60,0
50,0
40,0
30,0
20,0
10,0
0,0
VB kritisch
Frästest GW 340 in VA-Stahl 1.4571
28.04.2003
Mitbewerber 1 Mitbewerber 2 Mitbewerber 3 Mitbewerber 4 GW 340
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24
Fräsweg in [m]
Einsatz- / Werkzeug- Daten Werkstoff Auswertung
vc [m/min] 120 Wirkweg [% Gl / % Ggl] 100% Gl Werkstoff 1.4571 Mikroskop Olympus BX40
fz [mm] 0,040
-1
n [min ] 3820 Größe (L x T x H) [mm] 500*200*100 Vergrößerung 100x
ap [mm] 10 vf [mm/min] 458
2
Sollhärte / Rm [HRC / N/mm ] Meßsystem
l2 [mm]
2
Isthärte / Rm [HRC / N/mm ]
z 3 GW-Werkzeugtyp Vorbearbeitung Entzundern Günther Wirth
ae [mm] 8,00 Bemerkung: Kühlemulsion Emulsion Präzisionswerkzeuge
D [mm] 10 Rundlauftoleranz: < 10�m 88481 Balzheim 2
(Abb. 9.1)
VB in [�m] (Mittelwert der 3 bzw. 4 Schneiden)
120,0
110,0
100,0
90,0
80,0
70,0
60,0
50,0
40,0
30,0
20,0
10,0
0,0
VB kritisch
Fräsen in 1.2311 trocken (Druckluft)
Mitbewerber 1 Mitbewerber 2 Mitbewerber 3 GW 314 GW 340
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45
Fräsweg in [m]
Einsatz- / Werkzeug- Daten Werkstoff Auswertung
vc [m/min] 150 Wirkweg [% Gl / % Ggl] 100% Gl Werkstoff 1.2311 Mikroskop Olympus BX40
fz [mm] 0,04 bzw.0,053
-1
n [min ] 4775 Größe (L x T x H) [mm] 500*200*100 Vergrößerung 100x
ap [mm] 10 vf [mm/min] 764
2
Sollhärte / Rm [HRC / N/mm ] 1000 N/mm² Meßsystem
l2 [mm]
2
Isthärte / Rm [HRC / N/mm ]
z 3 bzw. 4 GW-Werkzeugtyp Vorbearbeitung Entzundern Günther Wirth
ae [mm] 8,00 Bemerkung: Kühlemulsion Druckluft Präzisionswerkzeuge
D [mm] 10 Rundlauftoleranz: 88481 Balzheim 2
(Abb. 9.2)

TiAlN-S - Glatte Schale,
harter Kern...
TiAlN-S ist eine speziell für die Bearbeitung Rostfreier
Stähle, Titan und Inconel optimierte Variante der
bewährten TiAlN-Schicht.
Die exzellente Haftfestigkeit und Verschleißbeständigkeit
der seit Jahren international geschätzten
TiAlN-Hochleistungsbeschichtung wurde bei TiAlN-S
durch die ausgezeichneten tribochemischen Eigenschaften
der neuen Deckschicht entscheidend verbessert.
Der Reibwert wird signifikant herabgesetzt,
Kaltaufschweißungen dadurch verhindert.
Durch optimierte Prozessführung ist TiAlN-S – ohne
Nachbearbeitung – fühlbar glatter. Die Spanabfuhr ist
dadurch deutlich verbessert.
Die sehr hohe Härte der Beschichtung ermöglicht es,
die Schicht auf Zerspanungswerkzeugen im Vergleich
zu Standard-PVD-Beschichtungen sehr dünn
abzuscheiden. Die Schneidkantenschärfe bleibt hierbei
erhalten, ohne dass Kompromisse bei der Verschleißreserve
eingegangen werden müssen.
Eigenschaften (Auswahl)
Härte HV 0,01 : 3500
Reibkoeffizient (gegen 100 Cr 6): 0,25
Typ. Schichtdicke: < 2,0 µm
Farbe: Silber
Kalottenschliffbild TiAlN-S (links)
schem. Schichtaufbau (rechts)
VB in [�m] (Mittelwert der 3 Schneiden)
200,0
150,0
100,0
50,0
0,0
vc [m/min] 50 Wirkweg [% Gl / % Ggl] 100% Gl Werkstoff Inconell 718 Mikroskop Olympus BX40
fz [mm] 0,030
-1
n [min ] 1592 Größe (L x T x H) [mm] Vergrößerung 100x
ap [mm] 10 vf [mm/min] 143
2
Sollhärte / Rm [HRC / N/mm ] Meßsystem
l2 [mm]
2
Isthärte / Rm [HRC / N/mm ]
z 3 GW-Werkzeugtyp GW 340 neu Vorbearbeitung Günther Wirth
ae 2,50 Bemerkung: Kühlemulsion Emulsion Präzisionswerkzeuge
D [mm] 10 Rundlauftoleranz: < 10�m 88481 Balzheim 2
(Abb. 9.3)
Vergleich Vollradiusfräser in Titan
Erreichter Standweg in m
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
GW 344 Wettbewerber
Einsatz-/Werkzeug-Daten Werkstoff Auswertung
vc [m/min] (eff): 45,7 IK (ja/nein): Werkstoff: Titan Mikroskop:
f [mm]: Kühlmitteldruck (bar): Größe (L x T X H) [mm]: Vergrößerung:
ap [mm]: 3 vf [mm/min]: 165 Sollhärte/Rm[HRC/N/mm2 ]: Messsystem:
D [mm] : 10 n [min-1 ]: 1590 Isthärte/Rm[HRC/N/mm2 ]:
Øeff [mm] : 9,16 Vorbearbeitung:
Rundlauftoleranz:

10.Trockenzerspanung/
Minimalmengenschmierung
Um den ökologischen und ökonomischen Gesichtspunkten Rechnung zu tragen, wird derzeit versucht, die Kühlschmierstoffumlaufmenge
drastisch zu reduzieren, bzw. ganz darauf zu verzichten. Bei der Fräsbearbeitung ist dies teilweise
schon realisiert, bei der Bohr- und Reibbearbeitung steht man hier erst am Anfang. Es gibt zwar vereinzelte Trockenbohrer,
die speziell auf bestimmte Materialien abgestimmt sind, aber die generelle Trockenzerspanung ist im Bohrbereich
noch nicht möglich. Teilweise ist dieser radikale Schritt zur Trockenbearbeitung auch nicht möglich, da die Primäreffekte
des Kühlschmierstoffes (KSS) entfallen würden. Es sind neue Probleme, die durch die erhöhte Wärmeentwicklung, Einschränkung
des Spänetransports und stärkerer Maschinen- und Werkzeugbelastung auftreten. Um dem entgegenzutreten,
wird derzeit in Verbindung mit neuen Beschichtungen verstärkt die Minimalmengenschmierung eingesetzt. Eine
Gleitschicht auf dem Werkzeug soll die Aufbauschneidenbildung verhindern und somit den Spänetransport erleichtern.
Die Verwendung von Minimalmengenschmierung (MMS) ist mittel- und langfristig wahrscheinlich der richtige Weg. Beim
durchschnittlichen Verbrauch von ca. 1l/Schicht wäre dies eine drastische Reduzierung des KSS. Nachdem die Kosten
für KSS etwa vier mal höher als die Werkzeugkosten sind (lt. Umwelt-Bundesamt) wäre dies schon ein imenses Einsparungspotential.
Nicht zu vergessen ist hier natürlich die positive Auswirkung auf die Mitarbeiter und die Umwelt.
Nachdem im Schneidstoffsektor Hartmetalle mit genügender Verschleißfestigkeit vorhanden sind, die Beschichtungen
genügend Warmhärteresistenz aufweisen, gilt es jetzt vornehmlich, sich der Geometriegestaltung anzunehmen. Diese
muss auf die veränderten Belastungen beim Trockenbohren und Bohren mit MMS ausgelegt sein.
10.1 Was ist Minimalmengenschmierung?
Von Minimalmengenschmierung wird dann gesprochen, wenn der KSS-Bedarf den Wert von 50 ml/h nicht übersteigt.
Das Bauteil und eingesetzte Werkzeug werden also nicht per Überflutungsschmierung versorgt, sondern durch ein Minimalschmiersystem
wird der Schmierstoff in feinste Tröpfchen zerlegt und in Verbindung mit Druckluft als Aerosol an die
Wirkstelle befördert. Bislang haben sich zwei verschiedene Minimalschmiersysteme durchgesetzt. Zum einen wird bei
den Überdrucksystemen das Aerosol bereits im KSS-Vorratsbehälter erzeugt und nur noch über eine Leitung zur Wirkstelle
befördert. Zum anderen gibt es die Dosierpumpensysteme, die pro Kolbenhub eine frei definierbare Menge an KSS
zur Wirkstelle befördern. Druckluft wird erst kurz vor der Wirkstelle in die Förderleitung eingebracht. Bei der Auswahl des
geeigneten Minimalschmiersystems ist es wichtig, einige Kriterien zu beachten. Das Gerät sollte den KSS direkt nach
dem Einschalten an die Wirkstelle befördern und ein konstantes Sprühverhalten zeigen. Die Dosierbarkeit und Handhabung
des Geräts sollte ebenfalls gewährleistet sein.
Moderne CNC-Steuerungen erlauben die Dosierung
direkt aus der Steuerung heraus. Dies erweist sich als
Vorteil bei wechselnden Werkzeugen und Bearbeitungsprozessen.
Von entscheidender Bedeutung ist es, den
KSS direkt an die Wirkstelle, also den Punkt an dem
der Spanbildungsprozess beginnt zu bringen. Hier ist
es möglich einmal über externe Düsen die Wirkstelle zu
besprühen oder der Einsatz per interner Kühlmittelzufuhr
direkt durch das Werkzeug hindurch. Die Zufuhr
über äußere Düsen ist vornehmlich für Fräsbearbeitungen
oder Bohr- / Reibbearbeitung bis maximal 3xD
geeignet. Die Umrüstung der Maschine auf dieses Verfahren
ist kostengünstig und einfach zu bewerkstelligen.
Ungünstig ist, dass darauf zu achten ist, bei Werkzeugwechsel
den KSS wieder direkt an die Wirkstelle
zu bringen. Bei der Zufuhr durch das Werkzeug hindurch
steht der KSS kontinuierlich an der Stelle des
Spanbildungsprozesses zur Verfügung. Sehr große
Bohrtiefen und hohe Drehzahlen sind ohne negativen
Einfluss möglich. Bei dieser Art der Einbringung des
KSS wird die Späneabfuhr positiv beeinflusst. Soll ein
Prozess auf Minimalmengeschmierung umgestellt werden,
so ist vorab der Einfluss des KSS auf den Prozess
zu betrachten. Hierzu soll die nebenstehende Grafik
(Abb. 10.1) helfen.
50
(Abb. 10.1)

11.Wirtschaftlichkeit Aufbereiten
11.1 Wirtschaftlicher Arbeiten, aber wie?
Wir wollen Ihnen helfen, die Wirtschaftlichkeit Ihrer Werkzeuge weiter zu steigern. Um dies zu erreichen, bieten wir Ihnen
einen Aufarbeitungsservice an. Das ist soweit ja nichts Besonderes – das bieten andere ja auch. Bei uns jedoch werden
die Werkzeuge in speziell für diesen Anwendungsfall konzipierten Boxen abgeholt und in kürzester Zeit wieder angeliefert.
Des Weiteren erhalten Sie von uns den GW-Originalanschliff auf Ihre Werkzeuge, was der Herstellerqualität entspricht
und wesentliche Standzeitvorteile gegenüber sonstigen Schleifereien bringt. Auch können Sie sämtliche spanabhebende
Werkzeuge zum Aufarbeiten von uns abholen lassen. Egal ob Kreissägenblatt, HM-Lochschneider, HSS-Winkelstirnfräser,
Vollhartmetall-, PKD-Fräser oder Sonderwerkzeuge, wir arbeiten Ihnen sämtliche Werkzeuge in Herstellerqualität
auf.
Vorteile:
- lediglich ein Anruf bei uns und der Vorgang wird gestartet
- Hol-Service
- Bring-Service
- Schliff in Herstellerqualität
- Sämtliche spanabhebende Werkzeuge werden beim gleichen Nachschleifzentrum geschliffen
- Senken von administrativen Kosten beim Kunden
- Senken von Nebenkosten, denn die Frachtkosten übernehmen wir
(Abb. 11.1)
51

11.2 Aufbereiten in Zahlen
Wo immer es die Fertigungstoleranz zulässt, gibt es keinen Grund nicht auch aufbereitete Werkzeuge einzusetzen. Es ist
dabei nicht zu befürchten, dass mit aufbereiteten Werkzeugen ein nennenswerter Standzeiteinbruch zu erwarten ist. Es
ist inzwischen durchaus üblich, etwa 90% und mehr Standzeit des Neuwerkzeugs zu erreichen. Die nachfolgende Grafik
(Abb.11.2) zeigt Werkzeuge, wie sie bei einem unserer Kunden tagtäglich eingesetzt werden. Hier sind über 90% Standzeit
die Regel und werden von diesem Kunden auch so erwartet. Ein Werkzeugbruch wie bei Werkzeug 3 nach dem 3.
Aufbereiten ist natürlich nie ganz auszuschließen, ist aber in diesem Fall nicht auf das Aufbereiten zurückzuführen, sondern
war eine vom Maschinenbediener falsch programmierte Werkzeuglänge. Die unterschiedliche Anzahl von Bohrungen
rühren daher, dass der Kunde ein Werkzeugüberwachungssystem einsetzt, mit Hilfe dessen er die genaue Verschleißgrenze
für jedes einzelne Werkzeug feststellen kann. Eben diese Verschleißgrenze ist für den weiteren Einsatz als
aufbereitetes Werkzeug extrem wichtig.
Bei näherer Betrachtung des Vorgangs ist natürlich der Kostenfaktor für eine Entscheidung maßgebend. Daher haben wir
die Anzahl der Bohrungen auch als pekuniäre Darstellung abgebildet. Zum Einen als Kosten je Bohrung, zum Anderen
als Werkzeugkostendarstellung, in der die Anzahl der Bohrungen nicht berücksichtigt wurde. In Abb. 11.4 sind die
tatsächlich angefallenen Werkzeugkosten je Bohrung errechnet. Dieser Wert ist besonders aus kalkulatorischer Sicht
bedeutend. Natürlich spielt hier die erreichte Standzeit, vor allem von den nachgeschliffenen Werkzeugen eine Rolle. Je
näher die Standzeit der nachgeschliffenen Werkzeuge an die der Neuwerkzeuge kommt, desto gewinnbringender ist es.
Die Wirtschaftlichkeit des Nachschleifens ist aber somit ganz klar aufgezeigt. Als Berechnungsgrundlage diente ein
GW 103 ø6,8.
52
(Abb. 11.3)
(Abb. 11.2)
(Abb. 11.4)

11.3 Gründe für und gegen das Aufbereiten
➥ Die zu erreichende ø-Toleranz kann nicht mehr erreicht werden
● Durch die Verjüngung, die von der Schneide zum Schaft hin verläuft, wird der Nenn-ø bei jedem Aufbereitungsvorgang
kleiner. Dies bedeutet, dass nach einer bestimmten Anzahl von Aufbereitungen der Nenn-ø
außerhalb der Toleranz liegen kann.
➥ Die Werkzeuglänge wird durch den Nachschliff zu kurz
● Ist die Einsatzlänge länger, als die Nutzlänge nach dem Aufbereiten, so ist das Aufbereiten bei diesen Werkzeugen
ebenfalls fraglich.
➥ Verschleißgrenze wurde überschritten
● Wird die Verschleißgrenze überschritten, so treten Gefügeveränderungen im Hartmetall auf, was zumeist in
einer plastischen Formänderung des Schneidkeils, oder der Führungsfasen endet. Dies kann ein Werkzeugbruch,
aber auch ein Abscheren von Hartmetall über eine längere Strecke hinweg sein. Beim Werkzeugbruch
bleibt in der Regel nichts mehr übrig, was nachgeschliffen werden kann. Ist die Ausbröckelung nur auf einem
kleinen Teilstück erfolgt, so kann durch Abtrennen und Neuanschliff das Werkzeug zumeist wieder instandgesetzt
werden. Sollte die Ausbröckelung jedoch den größten Teil der Einsatzfläche einnehmen, so ist das
Werkzeug nicht mehr nachschleifbar.
(Abb. 11.5)
(Abb. 11.6)
(Abb. 11.7)
(Abb. 11.8)
(Abb. 11.9)
(Abb. 11.10)
Beispiele
Bohrer mit normalem Verschleiß. Sehr gut aufzuarbeiten, da das Werkzeug keinerlei
plastische Verformung, sondern lediglich Freiflächenverschleiß aufzeigt.
Verschleiß an der Spanfläche. Sehr gut zu erkennen ist, dass keinerlei Ausbröckelung
oder sonstige plastische Verformung aufgetreten ist.
Dieser Bohrer wurde über die Verschleißgrenze hinweg eingesetzt. Als Folge darauf
ist die Schneidkante abgeschert. Zumeist endet dies mit einem Werkzeugbruch. Dieses
Werkzeug muss abgetrennt, neu zentriert und danach angeschliffen werden, da
alle Anzeichen der plastischen Verformung unbedingt beseitigt werden müssen.
Zu hoher Verschleiß, falsche Einsatzdaten oder evtl. falsche Handhabung haben bei
diesem Werkzeug zur Zerstörung der Führungsfase geführt. Solch ein Werkzeug ist
kaum mehr aufzuarbeiten, da zumeist weder der Nenn-ø noch die Bohrtiefe erreicht
werden können.
Fräser mit normalem Freiflächenverschleiß. Optimal aufzuarbeiten, da durch das
Läppen der Brust kleinste Zahnausbrüche beseitigt werden, die Schneide wird wieder
scharf und bringt somit volle Leistung.
Leichte Ausbröckelungen im vorderen Bereich der Hauptschneide lassen immer
noch eine Aufbereitung zu. Das Werkzeug wird abgetrennt, die Stirn neu angeschliffen.
Die Hauptschneide sonst wird analog zu Abb. 11.9 aufbereitet.
53

Inhalt Seite
12. Bohren 56
12.1 Zerspanungs-, Schnittkräfte 56
12.2 Hauptzeit-, Einsatzwerteberechnung 56
12.3 Begriffe, Maße, Winkel 57
12.4 Anschliffarten und Schleiffehler 57
12.5 Kühlmitteldruck und -volumen 59
12.6 Erreichbare Bohrtiefen 60
12.7 Einflüsse auf das Bohrergebnis 61
12.8 Leitfaden zur Störbehebung 61
12.9 Einsatzkriterien Stahlbohrer 62
55
Bohren

12. Bohren
12.1 Zerspanungs-, Schnittkräfte
Die Zerspankräfte werden über den Spanungsquerschnitt A bestimmt, der sich mit Hilfe der Spanungsdicke und des
Vorschubs je Umdrehung errechnen lässt.
Spanungsquerschnitt:
56
Schnittkraft:
Schnittmoment:
Zeitspanvolumen:
Schnittleistung:
Spanungsdicke:
Spezifische
Schnittkraft:
A= d·f
Fc =A·kc ·fB Mc = F 2
c ·d
4
Q= A·vc 2
Pc = Fc ·vc = Q · kc
2
h ≈ 0,43 · f
k c =k·C 1 ·C 2
12.2 Hauptzeit-, Einsatzwerteberechnung
Hauptnutzungszeit:
Vorschubweg:
Drehzahl:
Schnittgeschwindigkeit:
th = L·i
L=l+ls +la +lu n= v n·f
c · 1000
d·π
n·π ·d
vc =
1000
Gl 12.1
Gl 12.2
Gl 12.3
Gl 12.4
Gl 12.5
Gl 12.6
Gl 12.7
Gl 12.8
Gl 12.9
Gl 12.10
Gl 12.11
Anschnitt ls σ ls 80º 0,6 · d
118º 0,3 · d
130º 0,23 · d
140º 0,18 · d
Formelzeichen:
Fc Schnittkraft
A Spanungsquerschnitt
C1 Korrekturfaktur vc – (Seite 94)
C2 Korrekturfaktor Fertigungsverfahren
d Bohrerdurchmesser
σ Spitzenwinkel
f Vorschub je Umdrehung
h Spanungsdicke
vc Schnittgeschwindigkeit
kc spezifische Schnittkraft
k Tabellenwert spez. Schnittkraft – (Seite 94)
Mc Schnittmoment
Q Zeitspanvolumen
Pc Schnittleistung
Verfahrensfaktor (=1 Bohren ins Volle; =0,95 Aufbohren)
f B
Formelzeichen:
t h Hauptnutzungszeit
d Bohrerdurchmesser
l Bohrungstiefe
la Anlauf
lu Überlauf
ls Anschnitt
L Vorschubweg
f Vorschub je Umdrehung
n Drehzahl
vc Schnittgeschwindigkeit
i Anzahl der Schnitte
σ Spitzenwinkel
π Pi (=3,1416)
σ
σ
(Abb. 12.1)
(Abb. 12.2)

12.3 Begriffe, Maße, Winkel
Winkel an der Schneide
(Abb. 12.6)
Kurzzeichen, Maßbuchstaben
α : Freiwinkel
α1 : Freiwinkel, gemessen an Schneidecke
α2 : wirksamer Freiwinkel
β : Keilwinkel
γ : Spiralwinkel
γ1 : Spanwinkel an den Schneidecken
γ2 : Spiralwinkel an den Schneidecken
δ : Vorschubsteigungswinkel
ØD1: Schneidendurchmesser
ØD2: Schaftdurchmesser
f : Fasenbreite
K : Kern-Ø
L1 : Gesamtlänge
L2 : Nutenlänge
σ : Spitzenwinkel
ψ : Querschneidenwinkel
12.4 Anschliffarten und Schleiffehler
Der Anschliff des Bohrers entscheidet über den Standweg und die Maßhaltigkeit einer Bohrung.
Anschliffform Ausführung Vorteil
Form A – ausgespitzte Querschneide / kleine runde Kegelmantelanschliff, Geringer Bohrdruck
Ausspitzung Vierflächenanschliff,
Kern ausgespitzt
Gutes Eigenzentrierverhalten
(Abb. 12.7) Abb. 12.8)
Form B – ausgespitzte Querschneide mit korrigierter Kegelmantelanschliff, Widerstandsfähige, stabile
Hauptschneide Vierflächenanschliff, Hauptschneiden
Spanwinkel korrigiert
(Abb. 12.9) (Abb. 12.10)
Form D – Anschliff für Grauguss Kegelmantelanschliff, Geschützte, widerstands-
Vierflächenanschliff, fähige, stabile Schneidecken
Kern ausgespitzt,
Schneidecken unter 90º
facettiert
(Abb. 12.11) (Abb. 12.12)
Form E – Zentrumspitze Spitzenwinkel 180º mit Sehr gutes
Zentrumspitze 90º, Kern Eigenzentrierverhalten
Beim Durchbohren dünner
Bleche nur sehr geringe
Gratbildung
(Abb. 12.13) (Abb. 12.14)
(Abb. 12.3)
(Abb. 12.4) (Abb. 12.5)
57

(Abb. 12.15) (Abb. 12.16)
(Abb. 12.17) (Abb. 12.18)
(Abb. 12.19) (Abb. 12.20)
WSD-Anschliff
58
(Abb. 12.21) (Abb. 12.22)
(Abb. 12.23) (Abb. 12.24)
(Abb. 12.25) (Abb. 12.26)
(Abb. 12.27) (Abb. 12.28)
(Abb. 12.29) (Abb. 12.30)
(Abb. 12.31) (Abb. 12.32)
Ausführung Vorteil
Konvexe Hauptschneide, Für tiefe Bohrungen, kurze
4 Führungsfasen, verstärkter Späne durch Spezialanschliff,
Kern, aktive Querschneide stabile Schneidecken durch
Hauptschneidenform, gute
Spanabfuhr aufgrund breiter
Spankammern
Konvexe Hauptschneide, Kurze Späne durch
verstärkter Kern, aktive Spezialanschliff, stabile
Querschneide Schneidecken durch
Hauptschneidenform, gute
Spanabfuhr aufgrund breiter
Spankammern
Kegelmantelanschliff, gerade Optimale Spanform durch
Hauptschneide, aktive gerade Hauptschneide,
Querschneide gutes Eigenzentrierverhalten,
wenig Schnittdruck
Konkave Hauptschneide, Bohren ins Volle, positions-
WSD-Anschliff, große und formgenaue Bohrungen,
Spankammern kurze Späne durch WSD-
Anschliff
Vierflächenanschliff, Fluchtungsgenau, extrem
Spanwinkel korrigiert, gutes Eigenzentrierverhalten,
4 Führungsfasen sehr gute Oberflächengüte,
enge Durchmessertoleranzen,
hohe Schnittgeschwindigkeit
und Vorschub
Kegelmantelanschliff, aktive Fluchtungsgenau, extrem
Querschneide, gutes Eigenzentrierverhalten,
4 Führungsfasen sehr gute Oberflächengüte,
enge Durchmessertoleranzen,
hohe Schnittgeschwindigkeit
und Vorschub
Vierflächenanschliff, Weichschneidende Anschliffgerade
Hauptschneide, geometrie, optimale Spanform
aktive Querschneide auch bei schwerzerspanbaren
rost- und säurebeständigen
Stählen
Vierflächenanschliff, Widerstandsfähige, stabile
gerade Hauptschneide, Hauptschneide mit gutem
Spanwinkel korrigiert Eigenzentrierverhalten,
speziell für hochwarmfeste
Legierungen
Kegelmantelanschliff, Geringe Axialkraft und
gerade Hauptschneide, Drehmoment,
4 Führungsfasen zum Bohren mit erhöhter
Schnittgeschwindigkeit

Beim Anschliff des Bohrers können Schleiffehler gemacht werden, die zu verschiedenen Fehlerbildern in der Bohrung
führen. Die Folge bei allen Schleiffehlern ist ein vorzeitiger Verschleiß, der bis zum Werkzeugbruch führen kann.
(Abb. 12.33)
χ r1
12.5 Kühlmitteldruck und -volumen
Symmetriefehler Folgen
h1 ≠ h2 Spitze außer Mitte Bohrung wird zu groß,
l1 = l2 Spitzenwinkel ungleich da nur eine Hauptschneide
e ≠ 0
χr1 = χr2 arbeitet.
h 1 ≠ h 2 Spitze außer Mitte Bohrung wird zu groß,
l 1 ≠ l 2 Spitzenwinkel gleich da nur eine Hauptschneide
e ≠ 0 arbeitet.
χ r1 = χ r2
h 1 ≠ h 2 Spitze in Mitte Beim Anbohren Gefahr des
l 1 ≠ l 2 Spitzenwinkel ungleich Verlaufens, Bohrung wird
e = 0 dann zu groß. Eine Haupt-
χ r1 ≠ χ r2
schneide schneidet vor, die
andere nach.
Die angegebenen Kühlmittelvolumina sind für unsere Werkzeuge mit IK angegeben, welche maschinenunabhängig sind.
Kühlmitteldrücke sind grundsätzlich maschinenabhängig, da jede Maschine ein anderes Kühlsystem und somit auch andere
Leckverhältnisse aufweist. Die empfohlenen Werte sind speziell auf unsere Werkzeuge und deren Einsatzgebiet angepasst.
So wurde z.B. für unseren GW 103 das erforderliche Kühlmittelvolumen für Stahl ermittelt, da dieses Werkzeug
speziell für diesen Werkstoff konzipiert wurde. Sollten andere Materialien gebohrt werden, so ist das angegebene IK-
Volumen immer noch mehr als ausreichend, da für Stahl das größte Volumen benötigt wird.
Volumen [l/min]
Druck [bar]
100
10
1
65
55
45
35
25
15
5
χ r2
Kühlvolumenempfehlung
5xØ 8xØ
12xØ >12xØ
1 5 10 15 20
Werkzeug-Ø [mm]
Kühldruckempfehlung
5xØ 8xØ
12xØ >12xØ
1 5 10 15 20
Werkzeug-Ø [mm]
(Abb. 12.34)
(Abb. 12.35)
59

12.6 Erreichbare Bohrtiefen
Für die Auswahl eines bestimmten Bohrwerkzeuges ist oftmals auch die Bohrtiefe das ausschlaggebende Argument. Um
die Entscheidung etwas zu erleichtern, haben wir die zu erreichenden Bohrtiefen grafisch dargestellt.
60
Bohrtiefe / Ø
(Abb. 12.36)
Bohrtiefe / Ø
(Abb. 12.37)
35
30
25
20
15
10
5
0
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
1
3
4
3
Erreichbare Bohrtiefen - Spiralgenutete Bohrer
4
6
7
9
10
12
Durchmesser d [mm]
3-4xØ 4-6xØ 5-8xØ
12-15xØ 20xØ 30xØ
Erreichbare Bohrtiefen - Geradegenutete Bohrer
5
6
7
8
9
10
11
12
Durchmesser d [mm]
13
13
14
15
15
16
16
17
18
2-5xØ 7-9xØ 10-15xØ
18
19
19
20

12.7 Einflüsse auf das Bohrergebnis
Die gefertigte Bohrung wird von vielen Faktoren beeinflusst. Hier haben die Stabilität der Maschine, deren Antriebsleistung,
das Kühlmedium sowie die Schnittgeschwindigkeit einen mittleren, die Vorschubgeschwindigkeit und der Werkstoff
nur einen untergeordneten Einfluss auf die tatsächlich erreichte Qualität der Bohrung. Einen ganz entscheidenden
Einfluss auf die Bohrungsqualität aber hat der Rundlauf des Werkzeuges in der Spindel. Hier zeichnet sich ab, dass das
Schrumpfspannfutter eindeutig die beste Alternative des Werkzeug-Maschine-Adapters darstellt. Das Hydrodehnspannfutter
kann durchaus noch als sehr gute Wahlmöglichkeit bezeichnet werden. Flächenspannfutter bzw. Spannzangen
stellen eine schlechte Wahl dar und sollten daher nur im äußersten Notfall eingesetzt werden.
(Abb. 12.38)
12.8 Leitfaden zur Störbehebung
Störungsursache
Α Querschneidenverschleiß
Β Hauptschneidenverschleiß
Χ Spanfasenverschleiß
Δ Führungsfasenverschleiß
Ε Schneidenausbruch
Φ Spitzenausbruch
Γ Spänestau am Bohrerrücken
Η Werkzeugbruch
Ι Rattern oder ähnliche Geräusche
ϑ Spänestau
Κ Werkstückverhärtung
Schrumpf-Futter
Λ Schwankende Genauigkeit
Μ Gratbildung am Bohrungsausgang
Abhilfe
Hydrodehn-Futter
Flächenspannfutter
Α Β Χ Δ Ε Φ Γ Η Ι ϑ Κ Λ Μ Abhilfe
● Freiwinkel am Bohrerzentrum sollte größer sein als der Hinterschliff
● ● ● ● ● ● Auskraglänge so kurz wie möglich
● Vergrößerung des Freiwinkels an den äußeren Schneidkanten
● ● ● ● Verkürzung der Zeitabstände zwischen den Nachschliffen
● ● Spitzenwinkel vergrößern
● ● ● ● ● Schneidkantenunterschied sollte max. 0,02 mm betragen
● Kantenverrundung sollte größer sein
● Freiwinkel sollte kleiner sein
● ● ● Erweiterung der Nutenbreite
● Kleinerer Rückendurchmesser
● Kleinerer Spiralwinkel
● ● ● ● ● ● Größere Verjüngung und kleinere Führungsfasenbreite
● Kleinere Kantenverrundung
● ● ● ● ● ● ● ● ● ● Geringerer Vorschub
● ● ● ● ● ● Geringere Schnittgeschwindigkeit
● Größerer Vorschub
Spannzange
61

12.9 Einsatzkriterien Stahlbohrer
Wichtige Kriterien zum Einsatz unserer Stahlbohrer
1. Wahl der geeigneten Spannmittel
1. Bei optimaler Spannung der Werkzeuge sind hohe Fluchtungsgenauigkeiten, Passungsgenauigkeiten (IT 7-8) und
Oberflächengüten erzielbar. In vielen Fällen kann deshalb auf Reiboperationen verzichtet werden.
2. Aufgrund der hohen Einsatzdaten der Bohrer ist darauf zu achten, dass die Maschinen nicht unterdimensioniert sind.
3. Werden Bohrer mit kleinerem Durchmesser als Folgewerkzeug in die gleiche Bohrung eingesetzt, so sollte dessen
Spitzenwinkel kleiner sein, um die Eigenzentrierung zu gewährleisten.
4. Der Achsversatz zwischen rotierendem Werkstück und stehendem Werkzeug sollte 0,03 mm nicht überschreiten.
Größerer Achsversatz geht zu Lasten des Standweges und der Bohrungsqualität.
5. Die in der Schnittwerttabelle angegebenen unteren Grenzwerte der Vorschubreihen sollten nicht unterschritten werden,
um einen kontrollierten Spanbruch (Kommaspan) zu erhalten.
6. Auf einen Entspanungsvorgang sollte verzichtet werden, da beim erneuten Anfahren mit den hohen Vorschubgeschwindigkeiten
die Bruchgefahr durch verbleibende bzw. in die Bohrung gespülte Späne sehr groß ist.
7. Bei unterbrochenem Schnitt, z.B. Eintritt- und Austrittschrägen oder Querbohrungen, sollte in diesem Bereich mit
reduzierten Vorschubwerten gefahren werden.
8. Die Bohrer sind mit ausreichender Kühlschmierung einzusetzen (bei innengekühlten Werkzeugen mindestens 20 bar
Druck, vgl. hierzu Abb. 12.35). Zur Erzielung guter Bearbeitungsergebnisse sollten hochwertige halbsynthetische
oder Emulsions-Kühlschmierstoffe (mindestens 10% Öl) und EP-Zusätze verwendet werden. Dadurch lassen sich
längere Standzeiten sowie höhere Toleranzgenauigkeiten und Oberflächengüten erzielen.
9. Die Werkzeuge sind aufgrund ihrer geometrischen Auslegung und Eigensteifigkeit zum Bohren ins Volle geeignet.
Arbeitsgänge wie Anzentrieren, Vorbohren und Aufbohren sollten entfallen, um schon beim Ansetzen der Werkzeuge
kontrollierte Späne zu erzeugen sowie eine Verlagerung der Rotationsachse zur Vorbohroperation auszuschließen.
Ferner wird ein ungünstiger Eingriff der Bohrerspitze bei abweichendem Spitzenwinkel zum Vorbohrwerkzeug vermieden.
Ist eine Anfasung erforderlich, sollte die Fasoperation nach der Bohroperation erfolgen.
10. Zur Vermeidung starker Gratbildung an der Austrittseite der Bohrungen sind die Schnittgeschwindigkeiten und Vorschübe
beim Austritt zu reduzieren.
11. Der Rundlauffehler beim rotierenden Werkzeug sollte 0,015 mm nicht überschreiten.
12. Bei instabilen bzw. dünnwandigen Werkstücken muss eine optimale Stützspannung vorgenommen werden, da es
sonst bei Werkstückdurchbiegung bzw. Schwingungen am Werkstück zum Bruch des Bohrers kommt. Beim Nachschliff
der Bohrer ist ein Nachbeschichten zu empfehlen, um unter gleichen Einsatzbedingungen wieder die gewünschten
Standwerte zu erzielen.
Kühlmittelzufuhr:
schlecht
Kühlmittel
zu kurz
(Abb. 12.39) (Abb. 12.40) (Abb. 12.41) (Abb. 12.42) (Abb. 12.43)
62
schlecht besser gut sehr gut
Kühlmittel
zu weit
Kühlmittel
ab Bohrloch
Kühlmittel mit
hohem Druck
mehrfache
Kühlmittelzufuhr

Anwendungsempfehlung Tieflochspiralbohrer
1. Pilotbohrung setzen
(Abb. 12.44)
A. Für die Pilotbohrung empfehlen wir den Einsatz unseres GW 108. Der Pilotbohrer sollte
mindestens dem Durchmesser des Tieflochbohrers entsprechen. Besser wäre, wenn
der Pilotbohrer bis 0,03 mm größer als der Tieflochbohrer wäre.
B. Mindesttiefe der Pilotbohrung 3xD. Bitte stellen Sie eine präzise Pilotbohrung sicher.
2. Eintritt in die Pilotbohrung mit Tieflochbohrer
(Abb. 12.45)
A. Verwenden Sie eine niedrigere Drehzahl (n=300 U/min) und einen langsamen Eilvorschub
(Vf=1000 mm/min) beim Eintritt in die Pilotbohrung.
B. 1-2 mm vor erreichen des Bohrungsgrundes der Pilotbohrung stoppen Sie den Vorschub
und erhöhen die Drehzahl stufenlos bis zum erreichen der Zyklusdrehzahl.
3. Tieflochbohren
(Abb. 12.46)
A. Erhöhen Sie den Vorschub auf die Zyklusgeschwindigkeit und bohren ohne entspänen
bis zur gewünschten Bohrtiefe.
4. Herausfahren des Bohrers
(Abb. 12.47)
A. Fahren Sie den Bohrer bis etwa zur Tiefe der Pilotbohrung heraus.
B. Verringern Sie die Drehzahl stufenlos bis zum erreichen einer niedrigeren Drehzahl
(n=300 U/min). Verwenden Sie einen
normalen Eilvorschub (Vf=3000 mm/min) beim Herausfahren aus der Bohrung. Bei
Durchgangsbohrungen sollten wegen der Ausbruchgefahr der Schneidkanten beim
Austritt der Vorschub um 50 % reduziert werden.
63

Inhalt Seite
13. Fräsen 66
13.1 Zerspanungs-, Schnittkräfte 66
13.2 Hauptzeit-, Einsatzwerteberechnung 66
13.2.1 Allgemein 67
13.2.2 Vorschubweg L Umfang-Planfräsen 67
13.2.3 Vorschubweg L Stirn-Planfräsen (mittig) 67
13.2.4 Vorschubweg L Stirn-Umfangs-Planfräsen 67
13.2.5 Vorschubweg L Nutenfräsen 67
13.3 Berechnungen Kopierfräsen 68
13.3.1 Wirkdurchmesser Anstellwinkel = 0° 68
13.3.2 Wirkdurchmesser Anstellwinkel ≠ 0° 68
13.3.3 Zeilenabstand und theoretische Rautiefe 68
13.4 Begriffe, Maße, Winkel 69
13.5 Auszug Standardgeometrien 69
13.6 Anwendungsgruppen Fräsen 72
13.6.1 Schruppfräsen (Spanteilerformen) 72
13.7 Einflüsse auf das Fräsergebnis 72
13.7.1 Werkzeugfutter 72
13.7.2 Rundlauf/Planlauf 72
13.7.3 Nutenlänge 72
13.7.4 Spänestau 72
13.7.5 Thermisch beeinflusste Werkstoffe 73
13.7.6 Werkstückaufspannung 73
13.7.7 Optimaler Fräserdurchmesser 73
13.7.8 Optimale Fräserposition 73
13.7.9 Eintauchen (Bohren) 73
13.8 Leitfaden zur Störbehebung 73
13.9 Korrekturfaktoren 74
13.9.1 Längenkorrektur 74
13.9.2 Schnittgeschwindigkeit und Vorschub/Zahn 74
13.9.3 Einsatzbreite a e und Einsatztiefe a p (Nur für Radiuskopierfräser) 74
65
Fräsen

13. Fräsen
13.1 Zerspanungs-, Schnittkräfte
66
Spanungsquerschnitt:
Schnittkraft:
Zeitspanvolumen:
Schnittleistung:
Spanungsdicke:
Spezifische Schnittkraft:
Vorschub:
Vorschub pro Zahn:
Vorschubgeschwindigkeit:
Eingriffswinkel:
Schneiden im Eingriff:
(Abb. 13.1) (Abb. 13.2)
A=a p ·h·z e
F c =A·k c
Q=a p ·a e ·v f
P c =F c ·v c =Q·k c
h ≈ 0,9 · f z
k c =k·C 1 ·C 2
f=f z ·z
fz = vf z·n
v f =f z ·z·n=f·n
sin ϕs ae =
ze = ϕs
2 D
·z
360º
13.2 Hauptzeit-, Einsatzwertberechnung
13.2.1 Allgemein
Hauptnutzungszeit:
Drehzahl:
Schnittgeschwindigkeit:
th = L·i = L·i
n·f
v f
n= vc · 1000
d·π
n·π ·d
vc =
1000
Gl 13.12
Gl 13.13
Gl 13.1
Gl 13.2
Gl 13.3
Gl 13.4
Gl 13.5
Gl 13.6
Gl 13.7
Gl 13.8
Gl 13.9
Gl 13.10
Gl 13.11
Gl 13.14
Formelzeichen:
Fc Schnittkraft
A Spanungsquerschnitt
C1 Korrekturfaktur vc – Seite 94
C2 Korrekturfaktor Fertigungsverfahren – Seite 94
D Fräserdurchmesser
ap Schnitttiefe
ae Arbeitseingriff (Fräsbreite)
v f
Vorschubgeschwindigkeit
n Drehzahl
h Spanungsdicke
z Anzahl der Zähne
f Vorschub je Fräserumdrehung
fz Vorschub je Zahn
ze Zahl der Schneiden im Eingriff
ϕs Winkel zw. Fräserein- und -austritt
v c
Schnittgeschwindigkeit
k c spezifische Schnittkraft
k Tabellenwert spez. Schnittkraft – Seite 94
Q Zeitspanvolumen
P c Schnittleistung
Formelzeichen:
th Hauptnutzungszeit
d Fräserdurchmesser
l Werkstücklänge
la Anlauf
lu Überlauf
ls Anschnitt
L Vorschubweg
f Vorschub je Umdrehung
n Drehzahl
v c
Schnittgeschwindigkeit
i Anzahl der Schnitte
σ Spitzenwinkel
π Pi (=3,1416)
b Werkstückbreite
a Spanungstiefe
t Nuttiefe

13.2.2 Vorschubweg L Umfangs-Planfräsen
(Abb. 13.3)
13.2.3 Vorschubweg L Stirn-Planfräsen (mittig)
(Abb. 13.4)
13.2.4 Vorschubweg L Stirn-Umfangs-Planfräsen
(Abb. 13.5)
13.2.5 Vorschubweg L Nutenfräsen
(s. Abb. 13.6)
Schruppen Schlichten
L=l+l s +l a +l u
ls = �������� d · a–a ; la =lu 2
Schruppen Schlichten
L=l+ d –ls +la +lu 2
ls = 1 · ������� d –
2 –b2 2
Schruppen Schlichten
L=l+l s +l a +l u
L=l+d+l a +l u
L=l+2·l s +l a +l u
ls = �������� d · a–a ; la =lu 2
Einseitig offene Nut Geschlossene Nut
L=l– d +lu 2
Gl 13.17
Gl 13.19
i= t+la a
L=l–d
Gl 13.15
Gl 13.16
Gl 13.18
Gl 13.20 Gl 13.21
Gl 13.22
Gl 13.23 Gl 13.24
Gl 13.25
67

13.3 Berechnungen Kopierfräsen
13.3.1 Winkeldurchmesser Anstellwinkel = 0º
Vollradiusfräser Torusfräser
68
ap = Axiale Zustellung
D1 = Schneidendurchmesser
d = Wirkdurchmesser
R = Stirneckenradius
13.3.2 Winkeldurchmesser Anstellwinkel ≠ 0º
(Abb. 13.9)
13.3.3 Zeilenabstand und theoretische Rautiefe
(Abb. 13.10)
Winkeldurchmesser:
d=D 1 · sin[β±arccos( D 1 –2a p)]
v c effektiv:
D 1
vceff = π ·n·d · sin[β±arccos( D1 –2ap)] 1000
Zeilenabstand:
ae =2 ·�����������
Rth ·(d–Rth )
Theor. Rautiefe:
Rth = d – ������� d
2
2 2 –ae 4
D 1
(Abb. 13.6)
(Abb. 13.7) (Abb. 13.8)
Gl 13.26 Gl 13.27
Gl 13.31
Gl 13.30
Gl 13.28
Gl 13.29
Formelzeichen:
d Schneidendurchmesser
R th Theoret. Rautiefe
a e Zeilenabstand

13.4 Begriffe, Maße, Winkel
ØD1 ØD2
(Abb. 13.11)
L2
L3
L1
Kurzzeichen, Maßbuchstaben
α H : Rückenfreiwinkel der Hauptschneide
α N : 1. Orthogonalwinkel der Nebenschneide
β N : 2. Orthogonalwinkel der Nebenschneide
b 1 : Breite Rückenfreiwinkel der Hauptschneide
b 2 : Breite Orthogonalfreifläche der Nebenschneide
b 3 : Über Mitte schneidend
γ H : Rückenspanwinkel der Hauptschneide
γ 0 : Orthogonal-Spanwinkel der Nebenschneide
13.5 Auszug aus unseren Standardgeometrien
(Abb. 13.16) (Abb. 13.17)
(Abb. 13.18) (Abb. 13.19)
(Abb. 13.20) (Abb. 13.21)
(Abb. 13.22)
(Abb. 13.14)
(Abb. 13.12)
ØD1 : Schneidendurchmesser
ØD2 : Schaftdurchmesser
Et : Einstechtiefe
λ : Spiralwinkel
L1 : Gesamtlänge
L2 : Schneidenlänge
L3 : Nutenlänge
Nt : Nutentiefe
(Abb. 13.13)
(Abb. 13.15)
Beschreibung
2 Schneiden, 1 Zahn über Mitte schneidend, ideal zum
Eintauchen und Nutenfräsen.
2 Schneiden, mit Spitzenwinkel 90º oder 120º, zum Fasen,
Senken, Bohren oder V-Nut-Fräsen bestens geeignet.
2 Schneiden, Vollradius, ein Zahn über Mitte schneidend,
Überall dort, wo Übergänge mit definierten Radien geschaffen
werden müssen.
2 Schneiden, Microfräser, überall dort einzusetzen, wo
kleinste Ausfräsungen gebraucht werden.
69

70
(Abb. 13.23) (Abb. 13.24)
(Abb. 13.25) (Abb. 13.26)
(Abb. 13.27) (Abb. 13.28)
(Abb. 13.29) (Abb. 13.30)
(Abb. 13.31) (Abb. 13.32)
(Abb. 13.33) (Abb. 13.34)
(Abb. 13.35) (Abb. 13.36)
(Abb. 13.37) (Abb. 13.38)
Beschreibung
3 Schneiden, 1 Zahn über Mitte schneidend, ideal zum
Eintauchen und Nutenfräsen.
3 Schneiden, 3 Schneiden zur Mitte schneidend, speziell als
Minifräser gestaltet zur besseren Steifigkeit des Werkzeugs,
dadurch extrem hohe Schneidleistung möglich.
4 Schneiden, 2 Schneiden zur Mitte schneidend, zum
Eintauchen wie unter 13.7.9 beschrieben und Umfangsfräsen
bestens geeignet.
3–4 Schneiden, erweiterter Spanraum, bei unseren TAIFUNund
TSUNAMI-Fräsern. Zum einen zur Trockenbearbeitung
von gehärtetem Stahl, zum anderen für hochfeste Werkstoffe
zum Schrupp- und Schlichtfräsen bestens geeignet.
Mehrschneider, 2 Schneiden zur Mitte schneidend, ideal zum
Schlichten um beste Oberflächengüten zu erreichen. Die Stirn
ist geeignet zum Eintauchen mit minimaler Zustellung.
4 Schneiden PKD, spiral genutet, überall dort, wo extrem
abrasive Werkstoffe mit bester Oberflächengüte bearbeitet
werden sollen.
Schruppfräser Anwendungsgruppe WF, zur Schrupp-
Schlichtbearbeitung von langspanenden NE-Metallen und Alu.
Schruppfräser Anwendungsgruppe NR, im Volksmund Kordelverzahnung
genannter Spanteiler, der optimale Spanformen
erzeugt und somit eine optimale Abtragsleistung garantiert.

(Abb. 13.39) (Abb. 13.40)
(Abb. 13.41) (Abb. 13.42)
(Abb. 13.43) (Abb. 13.44)
(Abb. 13.45) (Abb. 13.46)
(Abb. 13.47) (Abb. 13.48)
(Abb. 13.49) (Abb. 13.50)
(Abb. 13.51) (Abb. 13.52)
Beschreibung
HPC-Geometrie für hohe Vorschübe und
große Spanabnahme.
3-Schneiden, 1 Zahn über Mitte schneidend,
ideal zum Eintauchen und Nutenfräsen
HPC-Geometrie mit großen Spanräumen.
Ruhiger und vibrationsarmer Lauf beim Taschen- und Vollnutfräsen
von NE-Metallen.
3-Schneiden, 1 Zahn über Mitte schneidend
HPC-Geometrie zum Hochgenauigkeitsfräsen,
6 Schneiden, 3-Schneiden zur Mitte schneidend.
Stabile Schneidengeometrie und hohe Laufruhe auch bei
großer Auskraglänge.
HPC-Schruppfräsergeometrie zum Taschen – und Vollnutfräsen
an tiefergelegenen Stellen.
4 Schneiden, 2 Schneiden zur Mitte schneidend.
Geringe Zerspankräfte durch spezielles Kordelprofil.
HPC-Geometrie mit hoher Zerspanungsleistung bei bester
Werkzeugstabilität.
4 Schneiden, 2 Schneiden zur Mitte schneidend.
Zum Schruppen und Schlichten mit hoher Laufruhe bei
großer Vorschubsgeschwindigkeit.
Vollradiusgeometrie mit 4 Schneiden zur Mitte schneidend.
Hochgenaue Radiuskontur mit rotationssymetrischer
Schneidengeometie.
Zum Kopierfräsen von Werkzeugstahl bis HRc 68 in Trockbearbeitung.
HPC-Stirntorusgeometrie mit stabiler Schneidkante für sehr
hohe Zahnvorschübe.
Durch die spezielle Schneidengeometrie, wird die Wärmeabfuhr
über den Span begünstigen.
71

13.6 Anwendungsgruppen Fräsen
13.7 Einflüsse auf das Fräsergebnis
13.7.1 Werkzeugfutter
Als Konnektion zwischen Werkzeug und Maschine ist darauf zu achten, dass möglichst SK40 bzw. SK50 oder besser
HSK-Aufnahmen benutzt werden. Eine möglichst starre Verbindung ist hier anzustreben, d.h. dass auch hier das
Schrumpfen die beste Alternative darstellt.
13.7.2 Rundlauf/Planlauf
Standzeitvorteile sind bei Rundlauf unter 0,02 mm, im Planlauf unter 0,01 mm im eingespannten Zustand gegeben.
13.7.3 Nutenlänge
Bei langen und überlangen Nuten ergeben sich Standzeitverluste durch erhöhte Prozesstemperaturen. Durch die Verringerung
der Schnittparameter ist auch eine Verringerung der Prozesstemperatur und somit eine Standzeitverlängerung
möglich.
13.7.4 Spänestau
Durch eine effiziente Späneabfuhr wie gezielten Kühlmittelstrahl oder bei Trockenbearbeitung durch gezielten Pressluftstrahl
lässt sich die Standzeit wesentlich verbessern. Ein Spänestau an der Schneide bewirkt einen signifikanten Standzeitabfall.
72
Typ Abbildung Anwendungsgebiet Materialabnahme Oberfläche
N
NF
NR
W
WF
WR
H
HF
HR
Sehr breites Werkstoffspektrum
(Stähle, Guss, Bunt- und Leichtmetalle
Zur Zerspanung von weichen, zähen
und/oder langspanenden Werkstoffen
(Aluminium, Kupferlegierungen,
Kunststoffen)
Zur Zerspanung von harten und/oder kurzspanenden
Werkstoffen
(Stahl – auch gehärtet, Guss)
13.6.1 Schruppfräsen (Spanteilerformen)
Anwendungsgruppe
NF
HF
WF
NR
HR
Form des Spanteilers
Spanteiler mit flachem Profil
Spanteiler mit rundem Profil
(Abb. 13.53)
(Abb. 13.54)
geringe bis mittlere
geringe bis große
mittlere bis große
geringe bis mittlere
geringe bis große
mittlere bis große
geringe bis mittlere
geringe bis große
mittlere bis große
Sehr gut
Zumeist ausreichend
Zusätzliches Schlichten notwendig
Sehr gut
Zumeist ausreichend
Zusätzliches Schlichten notwendig
Sehr gut
Zumeist ausreichend
Zusätzliches Schlichen notwendig

13.7.5 Thermisch beeinflusste Werkstoffe
Geschweißte oder durch Schneidbrennen bearbeitete Werkstoffe weisen an den Nahtstellen ein geändertes Gefüge auf.
Es ist daher erforderlich, an diesen Nahtstellen die Schnittwerte zu reduzieren.
13.7.6 Werkstückaufspannung
Eine labile Werkstückaufspannung führt zu Standzeitverlust oder sogar bis zum Werkzeugbruch. Durch die Verringerung
der Schnittwerte ist eine Verbesserung zu erreichen. Das stabilere Gestalten der Werkstückaufspannung stellt sich aber
als die beste Alternative heraus.
13.7.7 Optimaler Fräserdurchmesser
Der Werkzeugdurchmesser ist abhängig von der Werstückbreite b bzw. der Eingriffsbreite a e des Werkstücks (vgl. Abb.
13.1) Um das günstigste Eingriffsverhältnis zu erreichen, werden die Durchmesser wie folgt gewählt:
Für kurzspanende Werkstoffe: d = 1,4 · b
Für langspanende Werkstoffe: d = 1,6 · b
13.7.8 Optimale Fräserposition
Durch die Fräserposition relativ zum Werkstück wird der Ein- und Austritt der Werkzeugschneiden bestimmt. Wird diese
günstig gewählt, so wird die Belastung des Werkzeugs besser verteilt, was wiederum eine Standzeitverlängerung zur
Folge hat. Auch ob im Gleich- oder Gegenlauf gefräst wird hat hier entscheidenden Einfluss.
(Abb. 13.55)
Die Abb. 13.55 zeigt sowohl die optimale
Fräserposition als auch, dass möglichst im
Gleichlauf zu arbeiten ist.
13.7.9 Eintauchen (Bohren)
Es wird empfohlen, diagonal (in Form einer Rampe) oder spiralförmig in das Material einzutauchen. Das direkte „Bohren“
wird generell nicht empfohlen, da hier eine Schnittwertreduzierung bis zu 80 % erforderlich ist.
13.8 Leitfaden zur Störbehebung
Störungsursache Abhilfe
Α Schlechte Oberflächengüte
Β Oberflächenrauhigkeit
Χ Oberflächenwelligkeit
Δ Oberflächenrechteckigkeit
Ε Rattern oder ähnliche Geräusche
Φ Spänestau
Γ Übermäßiger Freiflächenverschleiß
Η Schneidkantenausbrüche
Ι Werkzeugbruch
Α Β Χ Δ Ε Φ Γ Η Ι Abhilfe
● ● ● ● Material mit höherem E-Modul verwenden
● ● ● ● Spiralwinkel vergrößern
● ● ● ● Zähnezahl erhöhen
● Zähnezahl verringern
● Verschleißfesteres VHM verwenden
● ● ● ● ● ● ● Vorschub verringern
● Vorschub erhöhen
● ● ● ● ● Schnittgeschwindigkeit erhöhen
(Aufbauschneidenverhinderung)
● ● Schnittgeschwindigkeit verringern
● ● Gleichlauffräsen
● ● Kühlmittel „fetter“ o. Schneidöl verwenden
● ● Werkstückspannung prüfen
● Werkzeugspannung prüfen
● ● ● Auskraglänge verkürzen
● ● ● ● ● ● Schnitttiefe verringern
● ● Spindelspiel prüfen
● Schnittweg verkürzen
73

13.9 Korrekturfaktoren
13.9.1 Längenkorrektur:
Auskraglänge 1,5 x d 4 x d 8 x d 12 x d >12 x d
Faktor für vc und fz 1,2 1,0 0,8 0,7 0,5
13.9.2 Schnittgeschwindigkeit und Vorschub/Zahn
Fräser für universelle Bearbeitung, Alu und Kunststoffe
Faktor für fz Schruppfräser
1,5 1,2 1,0
Faktor für fz – – 1,2 1,0
13.9.3 Einsatzbreite a e und Einsatztiefe a p (Nur für Radiuskopierfräser)
Der Wert, hinterlegt bei den Schnittwerttabellen, für die Einsatzbreite bzw. Einsatztiefe muss mit den folgenden Faktoren
korrigiert werden:
Auskraglänge 1,5 x d 4 x d 8 x d 12 x d >12 x d
Faktor für ae und ap 1,2 1,0 0,8 0,7 0,5
74
(Abb. 13.56) (Abb. 13.57) (Abb. 13.58)

Inhalt Seite
14. Gewindeherstellung 76
14.1 Gewindebezeichnungen 76
14.1.1 Standardgewinde 76
14.1.2 Spezialgewinde 76
14.2 Gewindearten 79
14.3 Kernlochtabellen 80
14.4 Bearbeitungsfolge
14.4.1 Gewindefräsen 82
14.4.2 Bohrgewindefräsen 82
14.5 Berechnungen 83
75
Gewinde

14. Gewindeherstellung
Um ein Gewinde herzustellen sind verschiedene Verfahren möglich. Ein Innengewinde herzustellen ist möglich durch
Gewindebohren, Gewindeformen, Gewindefräsen und Gewindedrehen. Ein Außengewinde kann durch die Verfahren
Gewindeformen, Gewindefräsen, Gewindedrehen und Gewindeschneiden hergestellt werden.
14.1 Gewindebezeichnungen
14.1.1 Standardgewinde
Kurz- Land Flankenzeichen
winkel Deutsch Englisch
ISO GB 60° Internationale Vereinigung der Standardisierungsgremien International Organization for Standardization
BA 47° British Association
Standard Gewinde British Standard Association
BSF 55° British Standard Feingewinde British Standard Fine
BSP 55° Zylindrisches British
Standard Gasgewinde British Strandard Pipe
BSPT 55° Kegeliges British
Standard Gasgewinde British Standard Pipe Taper
BSW 55° British Standard British Standard
Whitworth Grobgewinde Whitworth Coarse
NC USA 60° National Grobgewinde National Coarse
NF 60° National Feingewinde National Fine
NPS 60° Zylindrisches Standard National Standard
Gasgewinde für Innengewinde Straight Pipe
NPSF 60° Zylindrisches Standard Gasgewinde National Standard Internal
für Innengewinde, trocken dichtend Straight Pipe Dryseal
NPSM 60° Zylindrisches Standardgewinde für Außengewinde National Standard Straight
Pipe for free fitting mechanical
NPT 60° Kegeliges Gasrohrgewinde 1:16 National Taper Pipe 1:16
NPTF 60° Kegeliges Gasrohrgewinde National Taper Pipe
trocken dichtend 1:16 Dryseal 1:16
UN 60° Unifiziertes 8-, 12- Unified National 8-,
und 16-Gang-Feingewinde 12- and 16 pitch series
UNC 60° Unifiziertes Grobgewinde Unified National Coarse
UNEF 60° Unifiziertes Extra Unified National
Feingewinde Extra Fine
UNF 60° Unfiziertes Feingewinde Unified National Fine
UNS 60° Spezialgewinde der Special Threads of
National-Form American National Form
14.1.2 Spezialgewinde
Kurz- Land Flankenzeichen
winkel Beschreibung
C Mount 60° Gewinde für Filmkameras (16 mm), ANSI/SMPTE 76-1985.
D Mount 60° Gewinde für Filmkameras (8 mm), ANSI/SMPTE 76-1985.
HK 80° HK-Piston-Gewinde, Spezialgewinde
LN Luft- und Raumfahrt-Gewinde, LN 9163, DIN EN2158
V 60° ISO-Reifenventilgewinde, ISO 4570..3
GA AUS 55° Australisches Rohrgewinde, AS 1722
RC 55° Australisches kegeliges Rohr-Innengewinde, AS 1722, Kegel 1:16
BeH BG 60° Bulgarisches Reifenventilgewinde BPS 6378-67
NHS CH 50°
60° Schweizerisches Uhrengewinde, ASA
PE 55° Schweizerisches Whitworth-Gewinde, SNV 24460
SA 60° Schweizer SA-Gewinde, SNV 24462
Thury 47°/30’ Schweizer Uhrengewinde (ähnlich dem britischen BA-Gewinde)
Vz CZ 60° Tschechisches Reifenventilgewinde, CSN 014084
Festsitz D 60° Festsitzgewinde mit Übergangstoleranzfeld DIN 13 Teil 51
Gf Gefrierrohrgewinde im Bergbau, für Gefrierrohre und Laugefallrohre im Gefrierschachtbau DIN 4930-2
Gg Gestängerohrgewinde, kegelig, für Tiefbohrtechnik im Brunnen- und Bergbau, DIN 4941 Kegel 1:16, DIN 20314
Kegel 1:4
GL Rundgewinde für Glasbehältnisse, DIN 168
Glasg Glasgewinde für Schutzgläser und Kappen, DIN 40450
GS Sägengewinde für Kunststoff- und Glasbehältnisse, DIN 55525
76

Kurz- Land Flankenzeichen
winkel Beschreibung
HA, HB D Gewinde für Knochenschrauben und -mutterm für chirurgische Implantate, DIN 58810
HNA 55° Feingewinde, DIN 80101
HNA 55° Feingewinde, DIN 80101
KS 40°/10’ Sägengewinde für Kunststoffbehältnisse, DIN 6063-1
KT 20° Trapezgewinde für Kunststoffbehältnisse, DIN 6063-2
Lh 53°8’ Löwenherzgewinde (VDI-Gewinde)
MFS Regel- und Feingewinde für Festsitz in Aluminium-Gusslegierungen DIN 8141 (Juli 1993)
Ng, NN Nähmaschinengewinde Ng, DIN 5309
Ven DDR 60° Altes DDR-Ventilgewinde, TGL 39158
RdG DK 30° Dänisches Rundgewinde, PS 199
ART F 45°/3’ Französisches, asymmetrisches Trapezgewinde (Artillerie-Form), NF E 03-611
CM 80° Französisches Stahlpanzerrohrgewinde, NF C 63-021
Gaz 55° Französisches Rohrgewinde, zylindrisch, NFE 03-005 (Gaz ist weitgehend identisch mit Rohrgewinde
G DIN ISO 228)
SI 60° Système International, Französisches metrisches Gewinde
Sim Modifiziertes französisches SI-Gewinde für die Flugzeug-Industrie, NF L 05.200
TE 80° Tubes électriques, Französisches Rohrgewinde, NFC 68-311
BS Con GB 60° Britisches Standard-Conduit-Gewinde, BS 949
BS SP 60° British Standard for Spark Plugs, Britisches Zündkerzengewinde, metrische ISO-Gewindeform, BS 45-1972
BSF trunc 55° Whitworth-Feingewinde mit verkürzten Flanken, BS 84-1956
BSMO 55° Britisches Mikroskop-Objektiv-Gewinde, BS 3569
Buttress Britisches Sägengewinde, BS 1657:1950
CEI 60° Britisches Fahrradgewinde (Identisch mit BSC)
W-10Gg Whitworth-Feingewinde für den Lokomotivbau
W-20TPI Schaftfräser-Anzugsgewinde, BS 122
WHIT 55° Britisches Whitworth-Standard-Spezialgewinde, mit speziellen Steigungen, BS 84
WHIT.S Whitworth Selected Thread Series, Britisches Whitworth-Gewinde, Auswahlreihe. BS 84, AS B47
Gk I 55° Italienisches kegeliges Rohrgewinde, Kegel 1:16, UNI 6124.74
SgF 30°/3’ Italienisches Metrisches Sägen-Feingewinde, UNIM 128
T 30° Italienisches Rundgewinde, UNAV 8023
SQ IN Square Thread, indisches Flachgewinde, IS:4694
BC JP/KR 60° Japanisches und koreanisches Gewinde für Fahrräder, JIS B 0225, KS B 0226
SM 60° Japanisches und Koreanisches Gewinde für Nähmaschinen, JIS B 0226, KS B 0225
PF KR 55° Koreanisches, zylindrisches Rohrgewinde, KS B 0221
PT 55° Koreanisches, kegeliges Rohrgewinde, KS B 0222, Kegel 1:16
FR N 55° Norwegisches Whitworth-Gewinde, NS 74
GM NL 55° Niederländisches Gewinde für Gaszähler, NEN 2373
Mk 60° Niederländisches Metrisches, kegeliges Außengewinde, Kegel 1:16, NEN 1988
Mp 60° Niederländisches Metrisches, kegeliges Innengewinde, Kegel 1:16, NEN 1988
SWG 60° Niederländisches Fahrradgewinde, NEN 5516
ob RO 55° Rumänisches Mikroskop-Objektivgewinde, STAS 6852-81
CN S 60° Schwedisches Fahrradgewinde, SMS 365
Pr 80° Schwedisches Stahlpanzerrohrgewinde, SEN 241017
Yv TR 30° Türkisches Rundgewinde, TS 61/37
60° STUB- USA
ACME 60° Amerikanisches ACME-Gewinde, abgeflacht, mit verkürzter Gewindetiefe, ANSI B1.9-1973
ACME 29° Amerikanisches Trapezgewinde ANSI B 1.5-1977; ACME-C, centralizing, selbstzentrierend. ACME-G,
general purpose, für allgemeine Zwecke
AERO 60° Aero-Thread for aircraft construction, patented form with spring-shaped inserts, Amerikanisches, patentiertes
Luftfahrtgewinde für Gewindeeinsätze
AMO 55° Amerikanisches Mikroskop-Objektiv-Gewinde, ANSI B 1.11-1978
ANPT 60° Aeronautical National Taper Pipe Threads, Amerikanisches kegeliges Rohrgewinde, Kegel 1:16, für Armee-,
Flotten- und Flugwesen, MIL-P-7105
API Amerikanisches Petroleum-Institutsgewinde, zylindrisches und kegeliges Gewinde für die Erdölindustie
(meist mit Zusatzbuchstaben wie TBG, CSG, LP. REG ROTARY usw.), API Std 5 B-1979
ASME 60° American Society of Mechanical Engineers (Weiterentwicklung des Sellers-Gewinde, 1918 zurückgezogen)
ASN Symmetrisches Trapezgewinde für Luft- und Raumfahrttechnik, ASN 204.04
Br 60° Briggs-Gewinde, kegeliges Rohrgewinde, Kegel 1:16, STAS 6422
BUTT 7°/45’ American National Standard Buttress Inch Screw Thread, Amerikanisches Sägengewinde, ANSI B1.9-1973
FPT Female Pipe Thread, Amerikanisches kegeliges Rohr-Innengewinde, Kegel 1:16
F-PTF 60° Dryseal Fine Taper Pipe Thread, Amerikanisches, trocken dichtendes, kegeliges Rohrgewinde mit Feinsteigung,
ANSI B1.20.3-1976 (R 1982)
NC USA 60° veraltet für UNC-Gewinde ANSI B1.1
NC 5
B1.12-1972
60° Interference-fit Thread, Amerikanisches, zylindrisches Gewinde für Übermaßpassungen (Festsitzgewinde), ANSI
77

Kurz- Land Flankenzeichen
winkel Beschreibung
NEF USA 60° veraltet für UNEF-Gewinde ANSI B1.1
NF 60° veraltet für UNF-Gewinde ANSI B1.1
NGO 60° National Gas Outlet Threads, Amerikanisches, zylindrisches, Gas-Ausgangsgewinde, ANSI B 57.1
NGS 60° National Gas Straight Threads, Amerikanisches, zylindrisches, National-Gas-Rohrgewinde, ANSI CGA V-1
NGT
CGA V-1
60° National Gas Taper Threads, Amerikanisches, kegeliges, Gas-Rohrgewinde, Kegel 1:16, ANSI B 57.1-1977, ANSI
NH 60° National Hose Coupling Screw Threads, Amerikanisches, zylindrisches Gewinde für Schlauchkupplungen (Brandschutz,
Feuerwehr), ANSI B 1.20.7, NFPA 1974
NHR 60° National Standard Hose Coupling Threads for garden hose applications, Amerikanisches, zylindrisches Rohrgewinde
für Gartenschlauchkupplungen, ANSI B 2.4
NPTR American Standard Taper Pipe Threads for Railing Joints, Amerikanisches, kegeliges Standard-Rohrgewinde für
Geländerfittings, ANSI/ASME B 1.20.1-1983
NS veraltet für UNS
PTF-SAE- 60° Dryseal SAE Short Taper Pipe Threads, Amerikanisches, trocken dichtendes, kegeliges, kurzes SAE-Rohrgewinde,
Short ANSI Short B 1.20.3-1976, (R 1982), Kegel 1:16
PTF-SPL- Dryseal Special Extra Short Taper Pipe Threads, Amerikanisches, trocken dichtendes, kegeliges, extra kurzes
Extra-Shor Spezial-Rohrgewinde, ANSI B 1.20.3-1976, Kegel 1:16
PTF-SPL- Dryseal Special Short Taper Pipe Threads, Amerikanisches, trocken dichtendes, kegeliges, kurzes Spezial-Rohrge-
Short 60° winde, ANSI B 1.20.3 (R 1982), Kegel 1:16, nach schwedischer Norm SMS 1704, 1708
SAE 60° Society of Automotive Engineers, Amerikanisches Fahrzeuggewinde
SAE-SP 60° Standard Threads for Spark Plugs, Amerikanisches Zündkerzengewinde, entspricht dem Metrischen ISO-Gewinde
SGT
STUB-
60° Special Gas Taper Threads, Amerikanisches, kegeliges Spezial-Gas-Rohrgewinde, ANSI CGA V-1, Kegel 1:8
ACME 29° Amerikanisches Trapezgewinde, abgeflacht, mit verkürzter Gewindetiefe, ANSI B 1.8-1977
UNM 60° Unified National Miniature Screw Threads, Amerikanisches Einheits-Miniatur-Schraubengewinde, ASA B 1.10-1958
UNR 60° Amerikanisches, zylindrisches Einheitsgewinde mit konstanter Steigung, ANSI B 1.1-1982
UNRC Amerikanisches Einheits-Regelgewinde, ANSI B 1.1-1982
UNREF Amerikanisches Einheits-Extra-Feingewinde, ANSI B 1.1-1982
UNRF Amerikanisches Einheits-Feingewinde, ANSI B 1.1-1982
UNRS Amerikanisches Einheitsgewinde mit speziellen Durchmesser- und Steigungskombinationen und einheitlichen
Toleranzfestlegungen, ANSI B 1.1-1982
URS Trapezgewinde für Gewindepassung mit Flankenspiel
USST US-Standard American National Form, Amerikanisches Einheitsgewinde
UST Unified Screw Threads, amerikanisch-britisch-kanadisches Einheitsgewinde von 1948 (veraltet)
78

14.2 Gewindearten
Es gibt eine große Anzahl an Gewindearten, die sich anhand ihres Zwecks in einigen Merkmalen unterscheiden. Diese
Merkmale sind Profil, Gangzahl, Steigung, Maß, Auslauf und Konizität. Exemplarisch sei eine Auswahl nach DIN 202
gezeigt.
Benennung Profil DIN-Bezeichnung Anwendung
Metrisches ISO-Gewinde M
M10
M10x1
MF
Regelgewinde, Feingewinde
MF 12x1,25
Zylindrisches Rohrgewinde G
G1
Außengewinde für Rohre,
1 (Abb. 14.1)
/4
(Abb. 14.2)
Rp
Rp 1/8
Kegeliges Rohrgewinde R Außengewinde für
R3/4 Gewinderohre
(Abb. 14.3)
Metrisches ISO- Tr allgemein
Trapezgewinde Tr 40x7
(Abb. 14.4)
Metrisches Sägengewinde S
S 48x8
(Abb. 14.5)
Zylindrisches Rundgewinde Rd
Rd 40x1/6
(Abb. 14.6)
79

14.3 Kernlochtabellen
80
MF
Metrisches ISO Feingewinde
Kurzzeichen Vorbohr-Ø Muttergewinde Kern-Ø
(mm) (mm)
min max
MF 6 x 0,50 5,5 5,459 5,599
MF 7 x 0,50 6,5 6,459 6,599
MF 7 x 0,75 6,2 6,188 6,378
MF 8 x 0,50 7,5 7,459 7,599
MF 8 x 0,75 7,2 7,188 7,378
MF 8 x 1,00 7,0 6,917 7,153
MF 9 x 0,50 8,5 8,459 8,599
MF 9 x 0,75 8,2 8,188 8,378
MF 9 x 1,00 8,0 7,917 8,153
MF 10 x 0,50 9,5 9,459 9,599
MF 10 x 0,75 9,2 9,188 9,378
MF 10 x 1,00 9,0 8,917 9,153
MF 10 x 1,25 8,8 8,647 8,912
MF 10 x 1,50 8,5 8,376 8,676
MF 11 x 1,00 10,0 9,917 10,153
MF 12 x 0,50 11,5 11,459 11,599
MF 12 x 0,75 11,2 11,188 11,378
MF 12 x 1,00 11,0 10,917 11,153
MF 12 x 1,25 10,8 10,647 10,912
MF 12 x 1,50 10,5 10,376 10,676
MF 13 x 1,00 12,0 11,917 12,153
MF 14 x 0,75 13,2 13,188 13,378
MF 14 x 1,00 13,0 12,917 13,153
MF 14 x 1,25 12,8 12,647 12,912
MF 14 x 1,50 12,5 12,376 12,676
MF 15 x 1,00 14,0 13,917 14,153
MF 15 x 1,50 13,5 13,376 13,676
MF 16 x 0,75 15,2 15,188 15,378
MF 16 x 1,00 15,0 14,917 15,153
MF 16 x 1,25 14,8 14,647 14,912
MF 16 x 1,50 14,5 14,376 14,676
MF 17 x 1,00 16,0 15,917 16,153
MF 18 x 1,00 17,0 16,917 17,153
MF 18 x 1,50 16,5 16,376 16,676
MF 18 x 2,00 16,0 15,835 16,210
MF 20 x 1,00 19,0 18,917 19,153
MF 20 x 1,50 18,5 18,376 18,676
EG UNF
Unified Fine Gewinde für Gewindeeinsätze aus Draht
Kurzzeichen Vorbohr-Ø
(mm) (mm)
EG 1 / 4-28 6,6
EG 5 / 16-24 8,2
EG 3 / 8-24 9,8
EG 7 / 16-20 11,5
EG 1 / 2-20 13,1
UNC
Unified Coarse Gewinde
Kurzzeichen Vorbohr-Ø Muttergewinde Kern-Ø
(mm) (mm)
min max
2B/3B 2B 3B
1 /4 -20 5,1 4,976 5,268 5,250
5 /16 -18 6,6 6,411 6,734 6,680
3 /8 -16 8,0 7,805 8,164 8,082
7 /16 -14 9,4 9,149 9,550 9,441
1 /2 -13 10,8 10,584 11,013 10,881
9 /16 -12 12,2 11,996 12,456 12,301
5 /8 -11 13,5 13,376 13,868 13,693
3 /4 -10 16,5 16,299 16,833 16,624
7 /8 -9 19,5 19,169 19,748 19,520
1-8 22,25 21,963 22,598 22,344
M
Metrisches ISO Regelgewinde
Kurzzeichen Vorbohr-Ø Muttergewinde Kern-Ø
(mm) (mm)
min max
M 3 2,5 2,459 2,599
M 3,5 2,9 2,850 3,010
M 4 3,3 3,242 3,422
M 4,5 3,7 3,688 3,878
M 5 4,2 4,134 4,334
M 6 5,0 4,917 5,153
M 7 6,0 5,917 6,153
M 8 6,8 6,647 6,912
M 9 7,8 7,647 7,912
M 10 8,5 8,376 8,676
M 11 9,5 9,376 9,676
M 12 10,2 10,106 10,441
M 14 12,0 11,835 12,210
M 16 14,0 13,835 14,210
M 18 15,5 15,294 15,744
M 20 17,5 17,294 17,744
M 22 19,5 19,294 19,744
M 24 21,0 29,752 21,252
M 27 24,0 23,752 24,252
EG UNC
Unified Coarse Gewinde für Gewindeeinsätze aus
Draht
Kurzzeichen Vorbohr-Ø
(mm) (mm)
EG 1 / 4-20 6,7
EG 5 / 16-18 8,4
EG 3 / 8-16 10,0
EG 7 / 16-14 11,7
EG 1 / 2-13 13,3

G = PF
Rohrgewinde DIN ISO 228-1
Kurzzeichen Vorbohr-Ø Muttergewinde Kern-Ø
(mm) (mm)
min max
G 1 / 8-28 G
8,80 8,566 8,848
1 / 4-19 G
11,80 11,445 11,890
3 / 8-19 G
15,25 14,950 15,395
1 / 2-14 G
19,00 18,631 19,172
5 / 8-14 G
21,00 20,587 21,128
3 / 4-14 G
24,50 24,117 24,658
7 / 8-14 G 1-11
G 1
28,25
30,75
27,877
30,291
28,418
30,931
1 / 8-11 G 1
35,50 34,939 35,579
1 / 4-11 G 1
39,50 38,952 39,592
3 / 8-11 G 1
41,90 41,366 42,006
1 / 2-11 G 1
45,25 44,845 45,485
3 / 4-11 G 2-11
G 2
51,00
57,00
50,788
56,656
51,428
57,296
1 / 4-11 G 2
63,10 62,752 63,392
1 / 2-11 G 3-11
72,60
85,50
72,226
84,926
72,866
85,566
UNEF
Unified Extra Fine Gewinde
UNF
Uified Fine Gewinde
Kurzzeichen Vorbohr-Ø Muttergewinde Kern-Ø
(mm) (mm)
min max
10-32
1 /4-28 5 /16-24 3 /8-24 7 /16-20 1 /2-20 9 /16-18 5 /8-18 3 /4-16 7 /8-14 4,1
5,5
6,9
8,5
9,9
11,5
12,9
14,5
17,5
20,4
3,962
5,367
6,792
8,379
9,738
11,326
12,761
14,348
17,330
20,262
4,166
5,580
7,038
8,626
10,030
11,618
13,084
14,671
17,689
20,663
4,168
5,563
6,995
8,565
9,947
11,524
12,969
14,554
17,546
20,493
EG M
Metrisches ISO Regelgewinde für Gewindeeinsätze
aus Draht
Kurzzeichen Vorbohr-Ø
(mm) (mm)
EG M 3 3,2
EG M 4 4,2
EG M 5 5,2
EG M 6 6,3
EG M 8 8,4
EG M 10 10,5
EG M 12 12,5
EG M 14 14,5
EG M 16 16,5
EG M 18 18,75
EG M 20 20,75
EG M 22 22,75
EG M 24 24,75
EG MF
Metrisches ISO Feingewinde für Gewindeeinsätze
aus Draht
Kurzzeichen Vorbohr-Ø
(mm) (mm)
EG M 8 x 1,0 8,30
Kurzzeichen Vorbohr-Ø
EG M 10 x 1,0 10,25
(mm)
1 /4-32 5 /16-32 3 /8-32 7 /16-28 1 /2-28 9 /16-24 5 /8-24 11 /16-24 3 /4-20 7 /8-20 1-20
(mm)
5,55
7,15
8,70
10,20
11,80
13,20
14,80
16,40
17,80
20,95
24,20
EG M 10 x 1,25 10,40
EG M 12 x 1,25 12,25
EG M 12 x 1,5 12,50
EG M 14 x 1,5 14,5
EG M 16 x 1,5 16,50
EG M 18 x 1,5 18,50
EG M 18 x 2,0 19,50
EG M 20 x 1,5 20,50
Rp = PS
Whiteworth Rohrgewinde ISO 7/1 und DIN 2999
Kurzzeichen Vorbohr-Ø Muttergewinde Kern-Ø
(mm) (mm)
min max
Rp 1 / 8
Rp
8,60 8,637
1 / 4
Rp
11,50 11,549
3 / 8
Rp
15,00 15,054
1 / 2
Rp
18,50 18,773
3 / 4
Rp 1
Rp 1
24,00
30,25
24,259
30,471
1 / 4
Rp 1
39,00 39,132
1 / 2
Rp 2
Rp 2
44,85
56,50
45,025
56,836
1 / 2
Rp 3
72,25
85,00
72,443
85,143
81

14.4 Bearbeitungsfolge
14.4.1 Gewindefräsen
� � � � �
�
82
2a 2b
14.4.2 Bohrgewindefräsen
1. Positionierung Achsgenau zum Bohrloch
2a. Anbringen der Senkung (nur axiales Verfahren)
2b. Axialer Rückhub auf Gewindetiefe
3. Axiale Zustellung auf Gewindetiefe
4. Radiale Zustellung auf Gewinde-Nenn-Ø
5. Fräsen des Gewindes (360º)
6. Ausfahrschleife
7. Rückzug aus Bohrloch – Gewinde ist fertig
� � � � � �
3a 3b
1. Positionierung
2. Bohren
3a. Senken
3b. Axialer Rückhub auf Gewindetiefe
4. Radiale Zustrellung auf Gewinde-Nenn-Ø
5. Fräsen des Gewindes (360°)
6. Ausfahrschleife
7. Rückzug aus Bohrloch – Gewinde ist fertig

14.5 Berechnungen
Im Allgemeinen gelten die Formeln der konventionellen Fräsbearbeitung.
Da auf den meisten CNC-Maschinen die Vorschubsgeschwindigkeit auf den Werkzeugmittelpunkt gerichtet ist, muss bei
der Kreisbewegung darauf geachtet werden, dass die richtige Vorschubsgeschwindigkeit an der Werkzeugschneidkante
gewählt wird. Beim linearen Vorschub bleibt die Vorschubsgeschwindigkeit im Werkzeugmittelpunkt und an der Schneidkante
identisch. Wenn das Schneidwerkzeug eine Kreisbewegung ausführt, bewegt sich die Schneidkante schneller um
das Kreiszentrum, als der Werkzeugmittelpunkt. Mit Hilfe der nachfolgenden Formeln lassen sich die richtigen Parameter
errechnen, um dies in der CNC-Programmierung berücksichtigen zu können.
Hauptnutzungszeit:
Drehzahl:
Schnittgeschwindigkeit:
Vorschubsgeschwindigkeit
Schneidecke
Vorschubsgeschwindigkeit
Werkzeugmittelpunkt
Innengewinde
Vorschubsgeschwindigkeit
Werkzeugmittelpunkt
Außengewinde
th =
L·i
=
L·i
νf n·f
n =
νc =
νc ·1000
d·π
n·π·d
1000
νfS = fz·z·n
ν fM = νfS·(d i – d)
d i
ν fM = νfS·(d a – d)
d a
Gl 14.1
Gl 14.2
Gl 14.3
Gl 14.4
Gl 14.5
Gl 14.6
Formelzeichen:
th Hauptnutzungszeit
d Fräserdurchmesser
L Vorschubweg
f Vorschub je Umdrehung
n Drehzahl
vc Schnittgeschwindigkeit
π Pi (=3,1416)
vfS Vorschubsgeschwindigkeit an der Schneidkante
vfM Vorschubsgeschwindigkeit im Werkzeugmittelpunkt
di Innengewindedurchmesser
da Außengewindedurchmesser
fz Vorschub je Zahn
z Anzahl der Zähne
83

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Inhalt Seite
15. Reiben 86
15.1 Spanungsgrößen 86
15.2 Zerspanungs- und Schnittkräfte 86
15.3 Hauptzeit-, Einsatzwerteberechnung 86
15.4 Begriffe, Maße, Winkel 87
15.5 Reibahlenformen 87
15.6 Reibahlenanschnitte 88
15.7 Reibzugabe 89
15.8 Erreichbare Oberflächengüten 89
15.9 Herstellungstoleranzen 89
15.10 Hartreiben 90
15.11 Leitfaden zur Störbehebung 90
85
Reiben

15. Reiben
Durch das Reiben wird eine Verbesserung der Oberflächengüte, sowie der Maßhaltigkeit erreicht. Die Rundheit der Bohrung
kann ebenfalls verbessert werden. Typisch für Reibahlen ist, dass sie ohne Anbohrhilfe anschneiden und sich auch
selbst in der Bohrung führen. Die Vergrößerung des Durchmessers ist dabei gering.
15.1 Spanungsgrößen
86
Da beim Reiben eine Mindestspanungsdicke h min zu beachten ist, sollte
der Vorbearbeitungs-ø nicht zu groß gewählt werden. Wird h min nicht
erreicht, so wird das Material nicht aus der Bohrung geschnitten, sondern
lediglich verformt. Durch diese plastische und elastische Verformung
erhöht sich die Bearbeitungstemperatur an der Reibahlenhauptschneide,
was wiederum den Verschleiß erhöht. Eine annehmbare Oberflächengüte
ist dann kaum zu erreichen, das Reibergebnis daher eher als
unzureichend zu bezeichnen. Die Abb. 15.1 zeigt die Spanungsdicke h in
Anhängigkeit des Einstellwinkels χ r (hier als Bsp. mit 15º bzw. 45º).
15.2 Zerspanungs-, Schnittkräfte
Da beim Reiben nur eine sehr geringe Abtragsleistung gegeben ist, lassen sich die Kräfte für den eigentlichen Zerspanungsvorgang
nur sehr schwer berechnen. Die Reibkräfte, die auf die Rundschlifffasen wirken, sind oftmals sehr viel
größer als die eigentlichen Zerspanungskräfte selbst. Ein genaues Erfassen der Schnittkräfte ist daher nur experimentell
möglich. Hier ist das Drehmoment zu ermitteln, aus dem dann die Schnittleistung analog dem Bohren errechnet werden
kann.
15.3 Hauptzeit-, Einsatzwertberechnung
Da für das Reiben die gleichen Zusammenhänge wie für das Bohren herrschen, kann auch die Hauptzeit entsprechend
dem Bohren berechnet werden.
Hauptnutzungszeit:
Vorschubweg:
Drehzahl:
Schnittgeschwindigkeit:
(Abb. 15.1)
th = L·i
L=l+ls +la +lu n= v n·f
c · 1000
d·π
n·π ·d
vc =
1000
Gl 15.1
Gl 15.2
Gl 15.3
Gl 15.4
Formelzeichen:
t h Hauptnutzungszeit
d Bohrerdurchmesser
l Bohrungstiefe
la Anlauf
lu Überlauf
ls Anschnitt
L Vorschubweg
f Vorschub je Umdrehung
n Drehzahl
vc Schnittgeschwindigkeit
i Anzahl der Schnitte
σ Spitzenwinkel
π Pi (=3,1416)
(Abb. 15.2)

15.4 Begriffe, Maße und Winkel
(Abb. 15.3)
Abkürzungen:
αo : Freiwinkel
α’p : Rückfreiwinkel der Nebenschneide
b’α : Fasenbreite der Nebenfreifläche
γo : Orthogonal-Spanwinkel
Gerade genutete Reibahlen werden bevorzugt für
Bohrungen ohne Unterbrechungen sowie Grundlochbohrungen
eingesetzt. Ein Reiben bis zum Bohrungsgrund
ist mit diesem Reibwerkzeug jederzeit
möglich.
γf : Seitenspanwinkel
γ’p : Rückspanwinkel der Nebenschneide
χr : Einstellwinkel
(Abb. 15.5) (Abb. 15.6)
(Abb. 15.4)
15.5 Reibahlenformen
Reibahlen bestehen in aller Regel aus Anschnitt, Führung, Hals und Schaft. Um gute Ergebnisse in Bezug auf Rattermarken
und Kreisformfehlern zu erzielen, werden entweder ungerade Zähnezahlen oder eine extrem ungleiche Teilung
gefertigt. Durchmesser, die kleiner als 2 mm sind, werden mit ungerader Zähnezahl (mit 3 Schneiden), größere Durchmesser
mit gerader Schneidenzahl, aber dann mit extrem ungleicher Teilung hergestellt. Die Schneiden der Reibahlen
werden in aller Regel gerade genutet. Aber auch spiralgenutete Reibahlen sind bei uns Standard und zwar linksspiral
genutet mit 7° Spiralwinkel. Schälreibahlen mit ca. 45º Spiralwinkel sind auf Sonderwunsch erhältlich. Wir unterscheiden
zwischen Maschinen- und Automaten- (NC-) Reibahlen. Die Automatenreibahlen sind wesentlich kürzer, haben also eine
wesentlich geringere Ausspannlänge und sind daher stabiler in der Einspannung. Um eine noch stabilere Werkzeug-
Maschine-Verbindung herstellen zu können, bieten wir auch Reibahlen mit Einheitsschaft an. Dies hat den Vorteil, dass
die Werkzeuge nicht mit Spannzangen oder Sonderfuttern gespannt werden, sondern wie beim Bohren in Hydrodehnoder
Schrumpffuttern Platz finden.
(Abb. 15.7)
Linksspiral genutete Reibahlen führen die Späne in Vorschubsrichtung
ab. Anwendung finden sie daher hauptsächlich bei
Durchgangsbohrungen. Aber auch bei Bohrungen mit unterbrochenem
Schnitt stellen sie die richtige Alternative dar.
Schälreibahlen haben einen wesentlich längeren Anschnitt als die zuvor
beschriebenen Reibahlen. Sie werden zum Reiben von Durchgangsbohrungen
verwendet. Durch die besondere Arbeitsweise des Schäldralls ist eine
größere Spanabnahme möglich und erforderlich. Der Schnittgeschwindigkeitsbereich
wird ähnlich wie beim Bohren gewählt.
87

15.6 Reibahlenanschnitte
Der Anschnitt der Reibahle ist der eigentliche Schneidenteil. Ihm kommt daher besondere Bedeutung zu, weil seine Ausführung
über den Reiberfolg entscheidet. In den meisten Fällen bleiben die Außenzentren an den Reibahlen erhalten, um
einen Nachschliff zu ermöglichen. Diese können die Form, wie in Abb. 15.8 oder in Abb. 15.9 gezeigt, aufweisen. Ein
Innenzentrum nach DIN 332 T1 ist auf Sonderwunsch selbstverständlich auch erhältlich.
(Abb. 15.8) (Abb. 15.9)
(Abb. 15.10) (Abb. 15.11)
(Abb. 15.12) (Abb. 15.13)
(Abb. 15.14) (Abb. 15.15)
(Abb. 15.16) (Abb. 15.17)
88
45º Anschnitt
Die gebräuchlichste Form des Anschnitts an
VHM-Reibahlen ist ein Anschnitt von 45º. Mit
diesem Anschnitt kann die Mehrzahl aller Reiboperationen
durchgeführt werden. Vor allem bei
Werkstoffen wie Stahl, Alulegierungen und zäher
Bronze findet dieser Anschnitt Anwendung.
Doppelter Anschnitt
Ein doppelter Anschnitt wird gewählt, um eine
Spanunterteilung zu erreichen. Dadurch wird
eine hohe Güte der Oberfläche sowie eine hervorragende
Genauigkeit der Bohrung erzielt.
30º Anschnitt
Für Werkstoffe wie GG und spröde Nichteisen-
Metalle ist ein Anschnitt von 30º zu empfehlen.
Stirnschnitt
VHM-Reibahlen mit Stirnschnitt werden vor
allem dort vorteilhaft eingesetzt, wo hohe Anforderungen
an die Fluchtungsgenauigkeit der
Bohrung gestellt werden und ein Führungsteil
vor den Schneiden nicht angebracht werden
kann. Auch für die Bearbeitung von Sacklöchern
ist dieser Anschnitt sehr gut geeignet.
Die Schneidecken am Stirnschnitt werden,
wenn es der Bohrungsausgang erlaubt, mit
einem kleinen Kantenbruch versehen, welcher
die Oberflächengüte wesentlich verbessert.
Schälanschnitt
VHM-Reibahlen mit Schälanschnitt werden
verwendet, wenn Anforderungen an höchste
Oberflächengüte gestellt werden.

15.7 Reibzugabe
Das Aufmaß, das beim Bohren eingehalten werden soll, unterscheidet
sich bei den Metallen kaum. Ob die Reibahle gerade
oder linksspiral genutet ist, ändert am Aufmaß ebenfalls nichts.
Nur die Schälreibahle benötigt eine wesentlich größere Reibzugabe,
da sie durch ihre spezielle Geometrie ein größeres Spanvolumen
benötigt. Wichtig ist bei beiden Reibahlenausführungen,
dass die Mindestspanungdicke nicht unterschritten wird
(vgl. Abb. 15.1 Spanungsgrößen). Bei Leicht- und NE-Metallen
sollte das Aufmaß ca. 0,1 mm über dem des Stahles liegen.
(Abb. 15.18)
15.8 Erreichbare Oberflächengüten
Die zu erreichenden Oberflächengüten beim Reiben haben ein sehr breites Spektrum. Hier sind alle Umgebungsfaktoren,
wie Einsatzbedingungen, Werkstoff, Schnittbedingungen, aber auch die Qualität der Vorbearbeitung mit einzubeziehen.
Da sich die Reibahle in der Bohrung selbst führt, ist die Richtung und Lage der Bohrung bereits in der Vorbearbeitung
qualitativ zu erstellen, da diese durch das Reiben nicht mehr verändert werden können. Die Qualität der Bohrung entscheidet
also über das Ergebnis des Reibens.
15.9 Herstellungstoleranzen
(Abb. 15.19)
Um die Reibahle wirtschaftlich am besten nutzen zu können, werden die Herstellungstoleranzen gegenüber der Bohrungstoleranz
eingeengt. Somit kann im Normalfall gewährleistet werden, dass die Bohrung innerhalb des zugehörigen
Toleranzfeldes gerieben werden kann. Bei ungünstigen Bedingungen können Sonderfälle auftreten, für die andere Herstellungstoleranzen
nötig werden.
(Abb. 15.20)
Beispiel:
+0,021
Bohrung Soll: ø20 H7 (20 +0 )
Herstellungstoleranz Reibahle:
50% von +0,021 ≈ 0,010
15% von +0,021 ≈ 0,0031
Herstelltoleranz demnach:
20
+0,017
+0,010
89

15.10 Hartreiben
In der Hartbearbeitung gehört das Fräsen und Bohren mittlerweile
zum Standard. In vielen Bereichen wurde das
Schleifen durch die geometrisch bestimmte Schneide verdrängt.
Nun ist es auch gelungen beim Reiben ein Vollhartmetallwerkzeug
zu konstruieren, das keine besonderen
Anforderungen an die Werkzeugmaschine stellt, dennoch
hervorragende Ergebnisse liefert. Aufwändige Verfahren wie
das Honen oder Innenrundschleifen können somit vermieden
werden, was zumeist einen wesentlichen Kostenfaktor
pro Bauteil bedeutet. Die Umstellung auf das Reiben ist
ohne hohe Anlaufinvestitionen realisierbar. Auf was aber ein
besonderes Augenmerk gelegt werden muss, ist die Vorbearbeitung.
Da beim Hartreiben doch sehr viel höhere Bearbeitungskräfte
auftreten, sollte der Vorbearbeitungs-ø nicht
mehr als 0,2 mm kleiner sein als der geriebene ø. Entgegen
der bisherigen Meinung, dass das Hartreiben nur im Nassschnitt
zu bewerkstelligen ist, haben wir eine neue Oberflächenschicht
entwickelt, die eindeutig das Blatt zugunsten
der Trockenbearbeitung wendet. Die Wärmeabfuhr sowie
die Maßhaltigkeit der Bohrung stellen keinerlei Probleme
dar. Was aber immer im Einzelfall zu prüfen ist, sind Schnittunterbrechungen
in der Bohrung. Oftmals ist dies ein Ausschlußkriterium,
was aber immer im Einzelfall geprüft werden
muss. Sind die Schnittunterbrechungen in ihrer Größe
eng begrenzt ist es sehr viel weniger problematisch, als
wenn es sich um räumlich große Unterbrechungen handelt.
Die Auswahl der richtigen Schnittparameter und sonstigen
Randbedingungen sind ebenfalls ein wichtiger Grundstein
zum Gelingen des Projekts Hartreiben. Wenn aber die einzelnen
Faktoren aufeinander abgestimmt werden, so stellt
das Hartreiben ein leistungsfähiges Fertigungsverfahren dar.
Die Abbildungen sollen eine Hilfe zur Auswahl des richtigen
Reibahlen-ø sein.
15.11 Leitfaden zur Störbehebung
Störungsursache Abhilfe
90
Α Zu große Bohrung
Β Zu kleine Bohrung
Χ Konische Bohrung
Δ Unrunde Bohrung
Ε Reibahle klemmt
Φ Reibahle bricht aus
Γ Schlechte Oberflächengüte
Bohrungs-ø
Bohrungs-ø
Bohrungs-ø
8,020
8,015
8,010
8,005
8,000
7,995
7,990
7,985
7,980
8,020
8,015
8,010
8,005
8,000
7,995
7,990
7,985
7,980
8,020
8,015
8,010
8,005
8,000
7,995
7,990
7,985
7,980
GW603 ø8,00 H7 Hartreiben in 1.2379 (62HRC)
Anzahl geriebener Bohrungen
GW603 ø8,01 H7 Hartreiben in 1.2379 (62HRC)
Α Β Χ Δ Ε Φ Γ Abhilfe
● ● ● Rundlauffehler Reibahle
● ● ● Rundlauffehler Aufnahme
● ● ● Rundlauffehler Spindel
● ● Schnittgeschwindigkeit zu hoch
● Schnittgeschwindigkeit erhöhen
● Vorschub zu hoch
● ● Vorschub erhöhen
● ● Kühlmittel „fetter“ oder Schneidöl verwenden
● Kühlmittel zu „fett“
● ● ● Werkzeugmaße prüfen
● ● ● ● Fehlerhafter Anschnitt
● ● ● Rundschlifffase zu breit
● ● Reibahle stumpf
● Duktiler Werkstoff
● ● ● ● Zu geringes Bearbeitungsaufmaß
● ● Vorbohrung und Reibachse fluchten nicht
● ● Pendelhalter verwenden
● ● Werkstoff neigt zum Klemmen ⇒
Schälreibahle verwenden
● ● Beschichten
Nassschnitt Trockenschnitt
1
5
9
13
17
21
25
29
33
37
41
45
49
53
57
61
65
69
73
77
81
1
85
5
89
9
93
13
97
17
101
21
105
25
109
29
33
37
41
45
49
53
57
61
65
69
73
77
81
85
89
93
97
101
105
109
Anzahl geriebener Bohrungen
GW603 ø8,02 H7 Hartreiben in 1.2379 (62HRC)
Trockenschnitt Nassschnitt
1
4
7
10
13
16
19
22
25
28
31
34
37
40
43
46
49
52
55
58
61
64
67
70
73
76
79
82
85
88
91
94
97
100
103
106
109
112
Anzahl geriebener Bohrungen
(Abb. 15.21)
(Abb. 15.22)
Trockenschnitt Nassschnitt
(Abb. 15.23)

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16. Sonstiges 94
16.1 Spezifische Schnittkraft 94
16.2 ISO-Passungen 95
16.2.1 Begriffe 95
16.2.2 Lage der Toleranzfelder zur Nulllinie 95
16.2.3 Passungstabellen (Bohrungen, Wellen) 96
16.3 Umrechnungstabelle Zoll in Millimeter 101
16.4 Umrechnungstabelle Millimeter in Zoll 101
16.5 Vergleich Vickers-Brinell-Rockwell 102
16.6 Schaft DIN 6535 103
16.6.1 DIN 6535 Form HA 103
16.6.2 DIN 6535 Form HB 103
16.6.3 DIN 6535 Form HE 103
16.7 Sonstige Formeln 104
16.7.1 Winkelfunktionen 104
16.7.2 Steigungen in % 104
16.7.3 Steigungen in mm 104
16.7.4 Geometrische Formeln 105
16.8 Schmelz- und Siedetemperaturen 106
16.9 Entzündungstemperaturen 106
16.10 Physikalische und technische Einheiten 107
Zerspanungsprotokoll 108
93
Sonstiges

16. Sonstiges
16.1 Spezifische Schnittkraft
94
Richtwerte für die spezifische Schnittkraft
kc1.1 spezifische Schnittkraft k in N/mm2 Werkstoff
N/mm2 mc 0,08 0,1
für die Spanungsdicke h in mm
0,16 0,2 0,31 0,5 0,8 1,0 1,6
E 295 1500 0,3 3200 2995 2600 2430 2130 1845 1605 1500 1305
C 35, C45 1450 0,27 2870 2700 2380 2240 1990 1750 1540 1450 1275
C 60 1690 0,22 2945 2805 2530 2410 2185 1970 1775 1690 1525
9S20 1390 0,18 2190 2105 1935 1855 1715 1575 1445 1390 1275
9SMn28 1310 0,18 2065 1985 1820 1750 1615 1485 1365 1310 1205
35S20 1420 0,17 2180 2100 1940 1865 1735 1600 1475 1420 1310
16MnCr5 1400 0,30 2985 2795 2425 2270 1990 1725 1495 1400 1215
18CrNi8 1450 0,27 2870 2700 2380 2240 1990 1750 1540 1450 1275
20MnCr5 1465 0,26 2825 2665 2360 2225 1985 1755 1555 1465 1295
34CrMo4 1550 0,28 3145 2955 2590 2430 2150 1880 1650 1550 1360
37MnSi5 1580 0,25 2970 2810 2500 2365 2115 1880 1670 1580 1405
40Mn4 1600 0,26 3085 2910 2575 2430 2170 1915 1695 1600 1415
42CrMo4 1565 0,26 3020 2850 2520 2380 2120 1875 1660 1565 1385
50CrV4 1585 0,27 3135 2950 2600 2450 2175 1910 1685 1585 1395
X210Cr12 1720 0,26 3315 3130 2770 2615 2330 2060 1825 1720 1520
EN-GJL-200 825 0,33 1900 1765 1510 1405 1215 1035 890 825 705
EN-GJL-300 900 0,42 2600 2365 1945 1740 1470 1205 990 900 740
CuZn37 1180 0,15 1725 1665 1555 1500 1405 1310 1220 1180 1100
CuZn36Pb1,5 835 0,15 1220 1180 1100 1065 995 925 865 835 780
CuZn40Pb2 500 0,32 1120 1045 900 835 725 625 535 500 430
Korrekturfaktoren
Schnittgeschwindigkeit
vc in m/min
C1 10… 30 1,3
31… 80 1,1
81… 400 1,0
> 400 0,9
Fertigungsverfahren C2
Fräsen 0,8
Bohren 1,2

16.2 ISO-Passungen
16.2.1 Begriffe
Höchstmaß
Mindestmaß
oberes
Grenzabmaß
unteres
Grenzabmaß
Toleranz
Bohrung
Nennmaß
Toleranzfeld
Nulllinie
Toleranzfeld
16.2.2 Lage der Toleranzfelder zur Nulllinie
Die Lage der Toleranzfelder wird in Abb. 16.2 am Bsp. Ø3 Toleranzgrad 9 gezeigt.
Abmaße [µm]
Welle
oberes
Grenzabmaß
Mindestmaß
Höchstmaß
unteres
Grenzabmaß
(Abb. 16.1)
(Abb. 16.2)
95

16.2.3 Passungstabellen (Bohrung, Welle)
Bohrung
über bis 9 10 11 12 13 8 9 10 11 12 13 8 9 10 11 12 13 6 7 8 9 10
1 3
+295
+270
+310
+270
+330
+270
+370
+270
+410
+270
+154
+140
+165
+140
+180
+140
+200
+140
+240
+140
+280
+140
+74
+60
+85
+60
+100
+60
+120
+60
+160
+60
+200
+60
+40
+34
+44
+34
+48
+34
+59
+34
+74
+34
3 6
+300
+270
+318
+270
+345
+270
+390
+270
+450
+270
+158
+140
+170
+140
+188
+140
+215
+140
+260
+140
+320
+140
+88
+70
+100
+70
+118
+70
+145
+70
+190
+70
+250
+70
+54
+46
+58
+46
+64
+46
+76
+46
+94
+46
6 10
+316
+280
+338
+280
+370
+280
+430
+280
+500
+280
+172
+150
+186
+150
+208
+150
+240
+150
+300
+150
+370
+150
+102
+80
+116
+80
+138
+80
+170
+80
+230
+80
+300
+80
+65
+56
+71
+56
+78
+56
+92
+56
+114
+56
10 18
+333
+290
+360
+290
+400
+290
+470
+290
+560
+290
+177
+150
+193
+150
+220
+150
+260
+150
+330
+150
+420
+150
+122
+95
+138
+95
+165
+95
+205
+95
+275
+95
+365
+95
18 30
+352
+300
+384
+300
+430
+300
+510
+300
+630
+300
+193
+160
+212
+160
+244
+160
+290
+160
+370
+160
+490
+160
+143
+110
+162
+110
+194
+110
+240
+110
+320
+110
+440
+110
30 40
+372
+310
+410
+310
+470
+310
+560
+310
+700
+310
+209
+170
+232
+170
+270
+170
+330
+170
+420
+170
+560
+170
+159
+120
+182
+120
+220
+120
+280
+120
+370
+120
+510
+120
über bis 6 7 8 9 10 11 12 13 5 6 7 8 9 10 3 4 5 6 7 8 9 10
1 3
+26
+20
+30
+20
+34
+20
+45
+20
+60
+20
+80
+20
+120
+20
+160
+20
+18
+14
+20
+14
+24
+14
+28
+14
+39
+14
+54
+14
+12
+10
+13
+10
+14
+10
+16
+10
+20
+10
+24
+10
+35
+10
+50
+10
3 6
+38
+30
+42
+30
+48
+30
+60
+30
+78
+30
+105
+30
+150
+30
+210
+30
+25
+20
+28
+20
+32
+20
+38
+20
+50
+20
+68
+20
+16,5
+14
+18
+14
+19
+14
+22
+14
+26
+14
+32
+14
+44
+14
+62
+14
6 10
+49
+40
+55
+40
+62
+40
+76
+40
+98
+40
+130
+40
+190
+40
+260
+40
+31
+25
+34
+25
+40
+25
+47
+25
+61
+25
+83
+25
+20,5
+18
+22
+18
+24
+18
+27
+18
+33
+18
+40
+18
+54
+18
+76
+18
10 18
+61
+50
+68
+50
+77
+50
+93
+50
+120
+50
+160
+50
+230
+50
+320
+50
+40
+32
+43
+32
+50
+32
+59
+32
+75
+32
+102
+32
18 30
+78
+65
+86
+65
+98
+65
+117
+65
+149
+65
+195
+65
+275
+65
+395
+65
+49
+40
+53
+40
+61
+40
+73
+40
+92
+40
+124
+40
30 50
+96
+80
+105
+80
+119
+80
+142
+80
+180
+80
+240
+80
+330
+80
+470
+80
+61
+50
+66
+50
+75
+50
+89
+50
+112
+50
+150
+50
über bis 3 4 5 6 7 8 9 10 3 4 5 6 7 8 9 10 3 4 5 6 7 8 9 10
1 3
+8
+6
+9
+6
+10
+6
+12
+6
+16
+6
+20
+6
+31
+6
+46
+6
+6
+4
+7
+4
+8
+4
+10
+4
+14
+4
+18
+4
+29
+4
+44
+4
+4
+2
+5
+2
+6
+2
+8
+2
+12
+2
+16
+2
+27
+2
+42
+2
3 6
+12,5
+10
+14
+10
+15
+10
+18
+10
+22
+10
+28
+10
+40
+10
+58
+10
+8,5
+6
+10
+6
+11
+6
+14
+6
+18
+6
+24
+6
+36
+6
+54
+6
+6,5
+4
+8
+4
+9
+4
+12
+4
+16
+4
+22
+4
+34
+4
+52
+4
6 10
+15,5
+13
+17
+13
+19
+13
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+13
+28
+13
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+13
+49
+13
+71
+13
+10,5
+8
+12
+8
+14
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+17
+8
+23
+8
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+8
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+8
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+8
+7,5
+5
+9
+5
+11
+5
+14
+5
+20
+5
+27
+5
+41
+5
+63
+5
10 18
+19
+16
+21
+16
+24
+16
+27
+16
+34
+16
+43
+16
+59
+16
+86
+16
+9
+6
+11
+6
+14
+6
+17
+6
+24
+6
+33
+6
+49
+6
+76
+6
18 30
+24
+20
+26
+20
+29
+20
+33
+20
+41
+20
+53
+20
+72
+20
+104
+20
+11
+7
+13
+7
+16
+7
+20
+7
+28
+7
+40
+7
+59
+7
+91
+7
30 50
+29
+25
+32
+25
+36
+25
+41
+25
+50
+25
+64
+25
+87
+25
+125
+25
+13
+9
+16
+9
+20
+9
+25
+9
+34
+9
+48
+9
+71
+9
+109
+9
über bis 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
1 3
+0,8
0
+1,2
0
+2
0
+3
0
+4
0
+6
0
+10
0
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0
+25
0
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0
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0
+100
0
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0
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0
+400
0
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0
3 6
+1
0
+1,5
0
+2,5
0
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0
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0
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0
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0
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0
+30
0
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0
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0
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0
+300
0
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0
+750
0
+1200
0
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0
6 10
+1
0
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0
+2,5
0
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0
+6
0
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0
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0
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0
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0
+58
0
+90
0
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0
+220
0
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0
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0
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0
10 18
+1,2
0
+2
0
+3
0
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0
+8
0
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0
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0
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0
+43
0
+70
0
+110
0
+180
0
+270
0
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0
+700
0
+1100
0
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0
+2700
0
18 30
+1,5
0
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0
+4
0
+6
0
+9
0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
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0
über bis 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
1 3
+0,4
-0,4
+0,6
-0,6
+1
-1
+1,5
-1,5
+2
-2
+3
-3
+5
-5
+7
-7
+12,5
-12,5
+20
-20
+30
-30
+50
-50
+70
-70
+125
-125
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-200
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-300
3 6
+0,5
-0,5
+0,75
-0,75
+1,25
-1,25
+2
-2
+2,5
-2,5
+4
-4
+6
-6
+9
-9
+15
-15
+24
-24
+37,5
-37,5
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-60
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-90
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-150
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-240
+375
-375
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-600
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6 10
+0,5
-0,5
+0,75
-0,75
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-1,25
+2
-2
+3
-3
+4,5
-4,5
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-11
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-18
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-29
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-45
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-75
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-110
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-180
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-290
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-450
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-750
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-1100
10 18
+0,6
-0,6
+1
-1
+1,5
-1,5
+2,5
-2,5
+4
-4
+5,5
-5,5
+9
-9
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-13,5
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-21,5
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-35
+55
-55
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-90
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-135
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-215
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-350
+550
-550
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-900
+1350
-1350
18 30
+0,75
-0,75
+1,25
-1,25
+2
-2
+3
-3
+4,5
-4,5
+6,5
-6,5
+10,5
-10,5
+16,5
-16,5
+26
-26
+42
-42
+65
-65
+105
-105
+165
-165
+260
-260
+420
-420
+650
-650
+1050
-1050
+1650
-1650
30 50
+0,75
-0,75
+1,25
-1,25
+2,5
-2,5
+3,5
-3,5
+5,5
-5,5
+8
-8
+12,5
-12,5
+19,5
-19,5
+31
-31
+50
-50
+80
-80
+125
-125
+195
-195
+310
-310
+500
-500
+800
-800
+1250
-1250
+1950
-1950
96
Nennmaß
in mm
A
B
Nennmaß
in mm D E EF
Nennmaß
in mm F FG
Nennmaß
in mm
Nennmaß
in mm
H
JS
C
CD
G

Nennmaß
in mm
J K
über bis 6 7 8 9 3 4 5 6 7 8 9 10 3 4 5 6 7 8 9 10
1 3
+2
-4
+4
-6
+6
-8
0
-2
0
-3
0
-4
0
-6
0
-10
0
-14
0
-25
0
-40
-2
-4
-2
-5
-2
-6
-2
-8
-2
-12
-2
-16
-2
-27
-2
-42
3 6
+5
-3
+6
-6
+10
-8
0
-2,5
+0,5
-3,5
0
-5
+2
-6
+3
-9
+5
-13
-3
-5,5
-2,5
-6,5
-3
-8
-1
-9
0
-12
+2
-16
-4
-34
-4
-52
6 10
+5
-4
+8
-7
+12
-10
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N
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P
M
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100
Nennmaß
in mm
Nennmaß
in mm
t
Nennmaß
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u
Nennmaß
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zb
y
zc

16.3 Umrechnungstabelle Zoll in Millimeter
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5
/32 0,15625 3,9688 29,3688 54,7688 80,1688 105,5688 130,9688
11
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13
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29
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/32 0,46875 11,9062 37,3062 62,7062 88,1062 113,5062 138,9062
31
/64 0,484375 12,3031 37,7031 63,1031 88,5031 113,9031 139,3031
16.4 Umrechnungstabelle Millimeter in Zoll
Dezimal-Teilung; Umrechnungswert: 1 Zoll = 25,4 mm
Zollbrüche Ganze Zoll
0 1 2 3 4 5
Millimeter
1 /2 0,5 12,7000 38,1000 63,5000 88,9000 114,3000 139,7000
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Millimeter in Zoll
mm 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9
0 0 0.03937“ 0.07874“ 0.11811“ 0.15748“ 0.19685“ 0.23622“ 0.27559“ 0.31496“ 0.35433“
10 0.39370“ 0.43307“ 0.47244“ 0.51181“ 0.55118“ 0.59055“ 0.62992“ 0.66929“ 0.70866“ 0.74809“
20 0.78740“ 0.82677“ 0.86614“ 0.90551“ 0.94488“ 0.98425“ 1.02362“ 1.06299“ 1.10236“ 1.14173“
30 1.18110“ 1.22047“ 1.25984“ 1.29921“ 1.33858“ 1.37795“ 1.41732“ 1.45669“ 1.49606“ 1.53543“
40 1.57480“ 1.61417“ 1.65354“ 1.69291“ 1.73228“ 1.77165“ 1.81102“ 1.85039“ 1.88976“ 1.92913“
50 1.96851“ 2.00787“ 2.04724“ 2.08661“ 2.12598“ 2.16535“ 2.20472“ 2.24409“ 2.28346“ 2.32283“
60 2.36221“ 2.40157“ 2.44095“ 2.48031“ 2.51968“ 2.55905“ 2.59842“ 2.63779“ 2.67716“ 2.71653“
70 2.75591“ 2.79527“ 2.83465“ 2.87401“ 2.91338“ 2.95275“ 2.99212“ 3.03149“ 3.07086“ 3.11024“
80 3.14961“ 3.18897“ 3.22835“ 3.26772“ 3.30709“ 3.34646“ 3.38583“ 3.42520“ 3.46457“ 3.50394“
90 3.54331“ 3.58268“ 3.62205“ 3.66142“ 3.70079“ 3.74016“ 3.77953“ 3.81890“ 3.85827“ 3.89764“
Beispiel: 64,362 mm= 64 mm + 0,36 mm + 0,002 mm
= 2.51968 + 0.01417 + 0.00008 = 2.53393“
101

16.5 Vergleichstabelle der Vickers-Brinell-Rockwell-Härte und Zugfestigkeit
Vickershärte Brinellhärte Rockwellhärte Zugfestigkeit
HV 30 HB 30 HRB HRC σ
N/mm 2
102
80 80 36,4 – 270
85 85 42,4 – 290
90 90 47,4 – 310
95 95 52,0 – 320
100 100 56,4 – 340
105 105 60,0 – 360
110 110 63,4 – 380
115 115 66,4 – 390
120 120 69,4 – 410
125 125 72,0 – 420
130 130 74,4 – 440
135 135 76,4 – 460
140 140 78,4 – 470
145 145 80,4 – 490
150 150 82,2 – 500
155 155 83,8 – 520
160 160 85,4 – 540
165 165 86,8 – 550
170 170 88,2 – 570
175 175 89,6 – 590
180 180 90,8 – 600
185 185 91,8 – 620
190 190 93,0 – 640
195 195 94,0 – 660
200 200 95,0 – 670
205 205 95,8 – 680
210 210 96,6 – 710
215 215 97,6 – 720
220 220 98,2 – 730
225 225 99,0 – 750
230 230 – 19,2 760
235 235 – 20,2 780
240 240 – 21,2 800
245 245 – 22,1 820
250 250 – 23,0 830
255 255 – 23,8 850
260 260 – 24,6 870
265 265 – 25,4 880
270 270 – 26,2 900
275 275 – 26,9 920
280 280 – 27,6 940
285 285 – 28,3 950
290 290 – 29,0 970
295 295 – 29,6 990
300 300 – 30,3 1010
310 310 – 31,5 1040
320 320 – 32,7 1080
330 330 – 33,8 1110
340 340 – 34,9 1140
Vickershärte Brinellhärte Rockwellhärte Zugfestigkeit
HV 30 HB 30 HRB HRC σ
N/mm 2
350 350 – 36,0 1170
360 359 – 37,0 1200
370 368 – 38,0 1230
380 376 – 38,9 1260
390 385 – 39,8 1290
400 392 – 40,7 1320
410 400 – 41,5 1350
420 408 – 42,4 1380
430 415 – 43,2 1410
440 423 – 44,0 1430
450 430 – 44,8 1460
460 – – 45,6 –
470 – – 46,3 –
480 – – 47,0 –
490 – – 47,7 –
500 – – 48,3 –
510 – – 49,1 –
520 – – 49,7 –
530 – – 50,4 –
540 – – 51,0 –
550 – – 51,6 –
560 – – 52,2 –
570 – – 52,8 –
580 – – 53,3 –
590 – – 53,9 –
600 – – 54,4 –
610 – – 55,0 –
620 – – 55,5 –
630 – – 56,0 –
640 – – 56,5 –
650 – – 57,0 –
660 – – 57,5 –
670 – – 58,0 –
680 – – 58,5 –
690 – – 59,0 –
700 – – 59,5 –
720 – – 60,4 –
740 – – 61,2 –
760 – – 62,0 –
780 – – 62,8 –
800 – – 63,6 –
820 – – 64,3 –
840 – – 65,0 –
860 – – 65,7 –
880 – – 66,3 –
900 – – 66,9 –
920 – – 67,5 –
940 – – 68,0 –
– –
Alle mittels verschiedener Härteprüfverfahren an verschiedenen Werkstoffen ermittelten Härtewerte sind nur annähernd vergleichbar.
Die auf eine Dezimale angegebenen Rockwellwerte dienen nur der Interpolation und sind im Endergebnis auf ganze Zahlen zu runden.

16.6 Schaft DIN 6535
16.6.1 DIN 6535 Form HA
(Abb. 16.3)
16.6.2 DIN 6535 Form HB
(Abb. 16.4) (Abb. 16.5)
(Abb. 16.6)
Zwei Mitnahmeflächen für ø 25 und ø 32
16.6.3 DIN 6535 Form HE
(Abb. 16.7) (Abb. 16.8)
Für ø 25 und ø 32
(Abb. 16.9) (Abb. 16.10)
d1h6
2
3
4
5
6
8
10
12
14
16
18
20
25
32
d1h6
6
8
10
12
14
16
18
20
25
32
d1h6
6
8
10
12
14
16
18
20
25
32
l1 +2
36
40
45
48
50
56
60
l1 +2
28
36
40
45
48
50
56
60
l1 +2
36
40
45
48
50
56
60
b2
4,3
5,5
7,1
8,2
8,1
10,1
10,8
11,4
13,6
15,5
b1 +0,05
4,2
5,5
7
8
10
11
12
14
(b3)
–
9,3
9,9
e1-1
18
20
22,5
24
25
32
36
h2 h11
5,1
6,9
8,5
10,4
12,7
14,2
16,2
18,2
23
30
(h3)
–
24,1
31,2
h1 h11
5,1
6,9
8,5
10,4
12,7
14,2
16,2
18,2
23
30
l4-1
25
28
33
36
38
44
48
l5
l2 +1
–
17
19
18
20
22,5
24
25
32
35
r2 min
1,2
1,6
103

16.7 Sonstige Formeln
16.7.1 Winkelfunktionen
(Abb. 16.11)
16.7.2 Steigung geneigter Strecken
(Abb. 16.12)
16.7.3 Berechnung der Steigung
Stg = d·π
tanα
104
Gl 15.5
Formelzeichen:
Stg Steigung in mm
d Werkzeugdurchmesser
α Spiralwinkel in Grad
Sinusα = Gegenkathete
Hypothenuse
Cosinusα = Ankathete
Hypothenuse
Tangensα = Gegenkathete
Ankathete
x=
h·100 %
b
Gl 15.4
Gl 15.1
Gl 15.2
Gl 15.3
Formelzeichen:
h Höhenunterschied
b Basis
x Steigung in %

16.7.4 Geometrische Formeln
105

16.8 Schmelz- und Siedetemperaturen
16.9 Entzündungstemperaturen
106

16.10 Pysikalische und technische Einheiten
107

108
ZERSPANUNGSPROTOKOLL

Skizze:
109

Skizze:
110

Skizze:
111

112
✍