Merkblatt 137

Zerspanen von Stahl

Stahl-Informations-Zentrum

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Stahl-Informations-Zentrum

Das Stahl-Informations-Zentrumist eine GemeinschaftsorganisationStahl erzeugender und verarbei-tender Unternehmen. Markt- undanwendungsorientiert werden fir-menneutrale Informationen überVerarbeitung und Einsatz desWerkstoffs Stahl bereitgestellt.

Verschiedene Schriftenrei-hen bieten ein breites Spektrumpraxisnaher Hinweise für Kon-strukteure, Entwickler, Planerund Verarbeiter von Stahl. Sie fin-den auch Anwendung in Ausbil-dung und Lehre.

Vortragsveranstaltungenschaffen ein Forum für Erfahrungs-berichte aus der Praxis.

Messebeteiligungen undAusstellungen dienen der Präsen-tation neuer Werkstoffentwicklun-gen sowie innovativer, zukunfts-weisender Stahlanwendungen.

Als individueller Servicewerden auch Kontakte zu Institu-ten, Fachverbänden und Spezialis-ten aus Forschung und Industrievermittelt.

Die Pressearbeit richtet sichan Fach-, Tages- und Wirtschafts-medien und informiert kontinuier-lich über neue Werkstoffentwick-lungen und -anwendungen.

Das Stahl-Informations-Zentrumzeichnet besonders innovativeAnwendungen mit dem Stahl-Innovationspreis aus. Er isteiner der bedeutendsten Wett-bewerbe seiner Art und wird alledrei Jahre ausgelobt (www.stahlinnovationspreis.de).

Die Internet-Präsentation(www.stahl-info.de) informiertu. a. über aktuelle Themen undVeranstaltungen und bietet einenÜberblick über die Veröffentli-chungen des Stahl-Informations-Zentrums. Schriftenbestellungensowie Kontaktaufnahme sind on-line möglich.

Impressum

Merkblatt 137„Zerspanen von Stahl“Ausgabe 2008ISSN 0175-2006

Herausgeber:Stahl-Informations-ZentrumPostfach 10 48 4240039 Düsseldorf

Autoren:Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E. h. Fritz Klocke,Dr.-Ing. Klaus Gerschwiler Lehrstuhl für Technologie der Fertigungsverfahren, Werkzeugmaschinenlabor (WZL) der RWTH Aachen52074 Aachen

Redaktion:Stahl-Informations-Zentrum

Die dieser Veröffentlichung zu-grunde liegenden Informationenwurden mit größter Sorgfalt re-cherchiert und redaktionell be-arbeitet. Eine Haftung ist jedochausgeschlossen.

Ein Nachdruck – auch auszugs-weise – ist nur mit schriftlicherGenehmigung des Herausgebersund bei deutlicher Quellenangabegestattet.

Titelbild:PlandrehenFoto: Seco Tools GmbH

Merkblatt 137

Mitglieder des Stahl-Informations-Zentrums: • AG der Dillinger Hüttenwerke• ArcelorMittal Bremen GmbH• ArcelorMittal Commercial RPS S.à.r.l.• ArcelorMittal Duisburg GmbH• ArcelorMittal Eisenhüttenstadt GmbH• Benteler Stahl/Rohr GmbH• Gebr. Meiser GmbH• Georgsmarienhütte GmbH• Rasselstein GmbH• Remscheider Walz- und Hammerwerke Böllinghaus GmbH & Co. KG• Saarstahl AG• Salzgitter AG Stahl und Technologie• ThyssenKrupp Electrical Steel GmbH• ThyssenKrupp GfT Bautechnik GmbH• ThyssenKrupp Steel AG• ThyssenKrupp VDM GmbH• Wickeder Westfalenstahl GmbH

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InhaltSeite

1 Allgemeine Grundlagen ................. 4

1.1 Spanbildungs-vorgang ....................... 4

1.2 Schneidteilgeometrie und ihr Einfluss auf den Zerspanvorgang .. 4

1.3 Verschleiß am Schneidteil .................. 6

2 Schneidstoffe zur Stahlzerspanung .......... 8

2.1 Schnellarbeitsstahl ...... 82.2 Klassifizierung der

harten Schneidstoffe ... 92.3 Hartmetalle ................. 112.3.1 WC-Co-Hartmetalle ..... 112.3.2 WC-(Ti,Ta,Nb)C-Co-

Hartmetalle ................. 122.3.3 TiC/TiN-Co,Ni-

Hartmetalle (Cermets) . 122.3.4 Beschichtete

Hartmetalle .................. 122.4 Schneidkeramik .......... 132.5 Polykristallines

kubisches Bornitrid .... 13

3 Zerspanbarkeit der Stahlwerkstoffe ........... 14

3.1 Bewertungsgrößen der Zerspanbarkeit ...... 14

3.1.1 Standzeit ..................... 143.1.2 Zerspankraft ............... 143.1.3 Oberflächengüte ......... 153.1.4 Spanbildung ................ 163.2 Beeinflussung der

Zerspanbarkeit ............ 173.2.1 Kohlenstoff ................. 173.2.2 Legierungselemente

und ihr Einfluss auf die Zerspanbarkeit ...... 18

3.2.3 Wärmebehandlung ...... 19

5 Hochleistungs-Zerspanprozesse ......... 32

5.1 Trockenbearbeitung ... 325.2 Hochleistungs-/

Hochgeschwindig-keitsbearbeitung ......... 34

5.3 Hartdrehen ................. 37

6 Anhang: Verfahrensabhängige Richtwerte .................. 40

6.1 Drehen ........................ 406.2 Fräsen ......................... 416.2.1 Messerkopfstirnfräsen . 416.2.2 Schaftfräsen ................ 416.3 Bohren ........................ 446.3.1 Bohren mit

Spiralbohrern .............. 446.3.2 Bohren mit

HM-Wendeschneid-plattenbohrern ............ 48

7 Literatur ...................... 48

Zerspanen von Stahl

3.3 Zerspanbarkeit unterschiedlicher Stahlwerkstoffe ........... 20

3.3.1 Automatenstähle ......... 213.3.2 Einsatzstähle ............... 213.3.3 Vergütungsstähle ........ 213.3.4 Nitrierstähle ................ 213.3.5 Werkzeugstähle .......... 223.3.6 Nichtrostende Stähle .. 223.3.7 Gehärtete Stähle ......... 23

4 Zerspanverfahren ....... 244.1 Drehen ........................ 244.1.1 Allgemeines ................ 244.1.2 Verfahrensvarianten ... 244.1.2.1 Runddrehen ................ 244.1.2.2 Plandrehen ................. 244.2 Fräsen ......................... 244.2.1 Allgemeines ................ 244.2.2 Verfahrensvarianten .... 264.2.2.1 Stirnfräsen .................. 264.2.2.2 Umfangsfräsen ............ 264.2.2.3 Schaftfräsen ................ 274.2.2.4 Profilfräsen ................. 274.3 Bohren ........................ 274.3.1 Allgemeines ................ 274.3.2 Verfahrensvarianten ... 274.3.2.1 Bohren mit

Spiralbohrern .............. 274.3.2.2 Bohren mit

Wendeschneid-plattenbohrern ............ 28

4.3.2.3 Tiefbohren .................. 294.4 Hobeln, Stoßen ........... 304.5 Feinbearbeitung .......... 304.5.1 Reiben ......................... 304.5.2 Feinbohren ................. 314.6 Gewindeherstellung ... 314.6.1 Gewindedrehen .......... 314.6.2 Gewindebohren .......... 314.6.3 Gewindefräsen ............ 314.6.4 Gewindeformen .......... 31

Seite Seite

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Die Werkstofftrennung gehtnach entsprechender Verformungin der Scherzone vor sich. Je nachVerformungsfähigkeit des Werk-stoffs erfolgt sie bereits nach ge-ringer Verformung in der Scher-ebene (spröde Werkstoffe) odererst nach starker Verformung vorder Schneidkante im Bereich 3(duktile Werkstoffe). Das führt zurBildung verschiedener Spanarten(Abb. 2).

Der Fließspan (1) entsteht beider Zerspanung eines duktilenWerkstoffs, der nach kontinuier-licher Scherverformung als gleich-förmiger Span über die Spanflächedes Werkzeugs abläuft.

Der Lamellenspan (2) entstehtbei ungleichmäßigem Gefüge oderSchwankungen der Spanungsdicke(Schwingungserscheinungen imProzess).

Scherspäne (3) bestehen ausSpanteilen, die in der Scherebenegetrennt werden und wieder zu-sammenschweißen. Sie entstehenbei der Bearbeitung von Werkstof-

1 Allgemeine Grundlagen

Zum besseren Verständnis dertechnologischen Zusammenhängewerden zunächst am Beispiel desDrehverfahrens die Grundbegriffeder Zerspanung hinsichtlich Span-bildung, Schneidteilgeometrie undWerkzeugverschleiß erläutert. Sielassen sich jedoch auf andere Zer-spanverfahren mit geometrischbestimmter Schneide übertragen.

1.1 Spanbildungsvorgang

Während des Spanbildungs-vorgangs dringt die Werkzeug-schneide in den Werkstoff ein, derdadurch elastisch und plastischverformt wird. Die Spanbildungerfolgt nach Überschreiten einermaximalen, werkstoffabhängigenSchubspannung in der Scherebene.

Dieser Vorgang ist in Abb. 1schematisch (links) und anhandeiner Spanwurzelaufnahme (rechts)dargestellt.

fen mit geringer Verformungsfähig-keit. Eine weitere Ursache könnenauch Versprödungen sein, die z.B.durch Verformung im Werkstoff-gefüge hervorgerufen werden.

1.2 Schneidteilgeometrie und ihr Einfluss auf den Zerspanvorgang

Bei allen spanabhebendenFertigungsverfahren werden dieProzesskenngrößen wie Spanbil-dung und Spanablauf, Zerspan-kraft, Werkzeugverschleiß sowiedie Oberflächengüte wesentlichdurch die Schneidteilgeometriebeeinflusst. Die im Folgenden dar-gestellten Begriffe und Bezeich-nungen zur Beschreibung derSchneidteilgeometrie sind an dieNorm DIN 6581 und DIN 6582angelehnt.

Die Definitionen werden amBeispiel des Drehmeißels erläutert,lassen sich aber auf alle Verfahrenmit definierter Schneide übertra-

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vc

1 primäre Scherzone2 sekundäre Scherzone an der Spanfläche3 sekundäre Scherzone an der Stau- und Trennzone4 sekundäre Scherzone an der Freifläche5 Verformungsvorlaufzone

Scherzone

0,1 mm

Werkstoff: C53ESchneidstoff: HW-P30Schnittgeschwindigkeit: vc = 100 m/minSpanungsquerschnitt: ap · f = 2 · 0,315 mm2

vch

Freifläche Spanfläche

DrehmeißelDrehmeißel

Schnittfläche

Schnittfläche

Struktur im Werkstück

Scherebene

Strukturim Span

1

2

3

4

5

Abb. 1: Wirkzonen bei der Spanentstehung (nach [65])

5

gen. Komplexere Werkzeuge wieBohrer und Fräser benötigen wei-tere Größen, die in den Kapitelnüber die jeweiligen Verfahren be-schrieben werden.

Abb. 3 erläutert die an einemDrehmeißel definierten Flächen,Schneiden, Fasen und die Schnei-denecke. Hinsichtlich der Werk-zeugschneiden unterscheidet mandie in Vorschubrichtung weisen-de Hauptschneide und die Neben-schneide. Die Übergangsstellezwischen den beiden Schneidenwird als Schneidenecke definiert,die im Allgemeinen einen Radiusaufweist.

Die Schneidteilgeometrie wirddurch die Winkel der Flächen zu-einander und zur Schnittflächeam Werkstück festgelegt. Je nachZerspanungsaufgabe wählt manzur Erzielung optimaler Arbeits-ergebnisse sehr unterschiedlicheSchneidteilgeometrien. Diese hän-gen in erster Linie ab von Werk-stoff, Schneidstoff, Schnittbedin-gungen und Werkstückgeometrie.Im Folgenden wird der Einfluss dereinzelnen Winkel auf den Zerspan-vorgang erläutert.

Frei-, Keil- und Spanwinkel ergänzen sich zu 90° (Abb. 4): α0 + β0 + γ0 = 90°

Wird der Freiwinkel α0 klei-ner, so nimmt der Freiflächen-verschleiß (siehe Kapitel 1.3) zu,weil infolge der zunehmendenReibung zwischen Freifläche undWerkstück verstärkt Pressschwei-ßungen auftreten. Mit zunehmen-dem Spanwinkel bzw. Freiwinkelwird der Keilwinkel kleiner undsomit erhöht sich die Gefahr, dassdie Schneidkante ausbricht.

Der Keilwinkel β0 ist der Win-kel zwischen der Hauptfreiflächeund der Spanfläche.

Ein positiver Spanwinkel γ0

begünstigt den Spanablauf, führtjedoch häufig zu ungenügenderSpanbrechung (Fließspan). Vor-teile sind die geringeren Zerspan-kräfte sowie in den meisten Fälleneine Verbesserung der Werkstück-oberfläche. Stark positive Span-winkel können jedoch durch eineSchwächung des Schneidteils zu

frühzeitigem Werkzeugbruch füh-ren. Negative Spanwinkel erhöhendie Schneidenstabilität, rufen je-doch durch die starke Verformungdes ablaufenden Spans und diehohen Schnittkräfte eine starkeTemperaturbelastung des Schneid-teils hervor. Dadurch entstehterhöhter Kolkverschleiß, der zuniedrigeren Werkzeugstandzeitenführen kann.

Der Eckenwinkel εr (Abb. 4)ist der Winkel zwischen Haupt-und Nebenschneide. Ein mög-lichst großer Eckenwinkel trägtzur hohen Werkzeugstabilität bei.Da die Lage der Hauptschneidevorgegeben ist und der Winkelzwischen Nebenschneide und Vor-schubrichtung zur Vermeidungeines Nachschabens der Neben-schneide mindestens 2° betragensoll, ist der maximale Eckenwinkelbegrenzt.

Zerspanen von Stahl

Vorschub-richtung

Spanfläche A γ

Nebenschneide S‘

Nebenfreifläche A‘α Schneidenecke

Hauptfreifläche A α

Hauptschneide S

Werkzeugschaft

Schnittrichtung

Abb. 2: Spanarten bei der Stahlzerspanung [64]

Abb. 3: Flächen, Schneiden und Schneiden-ecke am Drehmeißel (nach DIN 6581 undDIN 6582)

2 Lamellenspan1 Fließspan 3 Scherspan

6

Durch einen negativen Nei-gungswinkel λs (Abb. 4) kann dieSchneide stabilisiert werden, sodass die Gefahr des Schneiden-bruchs infolge örtlicher Über-lastung vermindert wird. Dies istbesonders im unterbrochenenSchnitt wichtig. Negative Nei-gungswinkel rufen jedoch hohePassivkräfte (Kapitel 3.1.2) her-vor, die eine hohe Steifigkeit derWerkzeugmaschine erfordern. Einweiterer Nachteil kann in einer Ab-lenkung des Spans auf die Werk-stückoberfläche liegen, was zumVerkratzen der Oberflächen führt.

Der Einstellwinkel κr (Abb. 4)ist der Winkel zwischen Haupt-schneide und unbearbeiteter Werk-stückoberfläche. Mit kleiner wer-dendem Einstellwinkel wächst dieEingriffslänge der Hauptschneideund die spezifische Schneidenbe-lastung sinkt. Der Nachteil kleinerEinstellwinkel sind hohe Passiv-kräfte, die zu Ratterschwingungenführen können.

Der Eckenradius rε ist derRadius der Schneidenecke zwi-schen Haupt- und Nebenschneide.Er beeinflusst zusammen mit demgewählten Vorschub f wesentlichdie erreichbare Oberflächengüte.

Diese ist umso höher, je größer derEckenradius ist; zusätzlich wird dieSchneidenstabilität erhöht. Nach-teilig sind jedoch auch hier diehohen Passivkräfte.

1.3 Verschleiß am Schneidteil

Je nach Art und Dauer derBelastung des Schneidteils tretenwährend der Zerspanung verschie-dene, unterschiedlich stark ausge-prägte Verschleißerscheinungenam Schneidteil auf (Abb. 5). Inder Praxis werden in erster Liniedie Verschleißausbildung an derFreifläche, bezeichnet als Ver-schleißmarkenbreite VB, und aufder Spanfläche der sogenannteKolkverschleiß als Verschleiß-kriterien herangezogen. Dem Oxi-dationsverschleiß auf der Neben-freifläche kommt nur eine unter-geordnete Bedeutung zu. Die inder Zerspanungslehre üblichenVerschleißformen und Verschleiß-messgrößen sind in der ISO 3685festgehalten.

Die den verschiedenen Ver-schleißformen zugeordneten Mess-größen sind in Abb. 5 dargestellt.

Die Verschleißmarkenbreite wirdvon der ursprünglichen Schneid-kante aus gemessen. Da die Ver-schleißzone an der Freifläche oftunregelmäßig ausgebildet ist, wirdsie in mehrere Bereiche (A, B, Cund N) aufgeteilt, in denen dannjeweils die mittlere Breite ausge-messen wird. Zur Kennzeichnungdes jeweiligen Bereichs wird daszugehörige Kurzzeichen als Indexfestgehalten, z.B. VBB. Auf derSpanfläche unterscheidet man dieKolktiefe KT (größte Tiefe desKolkes) und den Kolkmittenab-stand KM (Abstand der Kolk-tiefe KT von der ursprünglichenSchneidkante), aus denen das Kolk-verhältnis K = KT/KM gebildetwird. Der Abstand zwischen derverschlissenen Schneidkante unddem Kolkbeginn wird, parallel zurWerkzeug-Spanfläche gemessen,als Kolklippenbreite KF bezeich-net. Der Versatz der verschlisse-nen gegenüber der ursprünglichenSchneidkante wird als Schneidkan-tenversatz SVα und SVγ in Rich-tung der Frei- bzw. Spanfläche ge-kennzeichnet.

Ursachen für den Verschleißsind vornehmlich die mechani-schen und thermischen Beanspru-

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αo = Orthogonalfreiwinkelγo = Orthogonalspanwinkelβo = Orthogonalkeilwinkelκr = Einstellwinkelεr = Eckenwinkelλs = Neigungswinkel

γo

βoαo

λs

κr

εr

Schnitt A-B

Haupt-freifläche

Ansicht Z

Spanfläche

Nebenschneide

Haupt-schneide

Z

A

B

Abb. 4: Wichtigste Winkel am Schneidteil (nach DIN 6581)

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chungen durch die Verformungs-und Reibungsvorgänge in denKontaktzonen zwischen Werk-zeug und Werkstück.

Für den Sammelbegriff „Ver-schleiß“ werden heute folgendeEinzelursachen angegeben ([31],[42], [58], ISO 3685): • Beschädigung der Schneidkante

infolge mechanischer und ther-mischer Überbeanspruchung,

• mechanischer Abrieb, • Adhäsion (Abscheren von

Pressschweißstellen), • Diffusion, • Verzunderung.

Die Vorgänge überlagern sichin weiten Bereichen und sind so-wohl in ihrer Ursache als auchin ihrer Auswirkung auf den Ver-schleiß nur zum Teil voneinanderzu trennen.

Thermische und mechanischeÜberbeanspruchungen könnenan der Schneidkante Ausbrüche,Quer- und Kammrisse sowie plas-tische Verformungen verursa-chen. Ausbrüche treten bei hohenSchnittkräften und zu kleinemKeil- oder Eckenwinkel sowie beispröden Schneidstoffen auf. Siesind vor allem im unterbrochenen

Schnitt und als kleinere Ausbröcke-lungen bei der Zerspanung vonWerkstoffen mit harten, nicht-metallischen Einschlüssen sowiebei Fertigungsverfahren mit klei-nen Spanungsquerschnitten zu be-obachten. Unterliegt die Schneidestarken mechanischen Wechsel-beanspruchungen (z.B. beim Frä-sen), können Querrisse entstehen,die auf der Freifläche parallel zurHauptschneide verlaufen. Kamm-risse, die senkrecht zur Haupt-schneide verlaufen, treten beiZerspanoperationen mit unterbro-chenem Schnitt infolge der ther-mischen Wechselbelastung beischneller Aufheizung im Schnittund anschließendem Abkühlendurch Kühlschmierstoff oder anLuft auf.

Als mechanischer Abrieb wer-den Schneidstoffteilchen bezeich-net, die sich unter dem Einflussäußerer Kräfte lösen. Der Abriebwird hauptsächlich durch harteTeile im Werkstück wie Carbideund Oxide verursacht. Eine plasti-sche Verformung der Schneidkan-te tritt auf, wenn der Schneidstoffeinen zu geringen Verformungs-widerstand, aber eine ausreichendeZähigkeit besitzt oder die Tempe-

ratur der Schneide so hoch wird,dass der Schneidstoff erweicht.

Unter Adhäsionsverschleißversteht man das Abscheren vonPressschweißungen zwischenWerkstoff und Schneidstoff, wobeidie Scherstelle auch im Schneid-stoff liegen kann. Die Pressschwei-ßungen entstehen direkt nach derTrennung des Werkstoffs, wennder Span mit oxidfreier Oberflächeunter hohem Druck, hoher Tem-peratur und starker plastischer Ver-formung über die Spanfläche reibt.

Erhöhter Verschleiß durchPressschweißungen ergibt sich beirauer Werkzeugoberfläche sowiebei unterbrochenem Kontakt zwi-schen Werkstoff und Werkzeug.Dies gilt insbesondere bei nie-drigen Schnittgeschwindigkeiten.Hier bilden sich sogenannte Auf-bauschneiden. Das sind hochver-festigte Schichten des zerspantenWerkstoffs, die als Verklebungenam Schneidteil die Funktion derWerkzeugschneide übernehmen.Dies ist möglich bei Werkstoffen,die sich infolge plastischer Ver-formungen verfestigen. Je nachSchnittbedingungen gleiten Auf-bauschneidenteile periodisch zwi-schen Freifläche und Schnittfläche

Zerspanen von Stahl

KB: KolkbreiteKM: KolkmittenabstandKT: KolktiefeSVα: Schneidenversatz in

Richtung FreiflächeSVγ: Schneidenversatz in

Richtung SpanflächeVB

c

SVα

b/4

VBB,

max

.

C B A

rε

b

N

VBN

VBB

SVαSVγ

KT

KMKB

Schnitt A-A

Verschleißmarkenbreite VB

A

Verschleißkerbean derHauptschneide

A

Kolk

Verschleiß-kerben an derNebenschneide

Ebene Ps

Abb. 5: Verschleißformen und Verschleißmessgrößen am Schneidteil (nach ISO 3685)

8

ab. Sie führen zu einem erhöhtenFreiflächenverschleiß und ver-schlechtern erheblich die Oberflä-chengüte des Werkstücks. Außer-dem bewirkt die Aufbauschneideeinen Schneidkantenversatz unddamit Form- und Maßungenauig-keiten des gefertigten Werkstücks.Die Aufbauschneidenbildung ist,sofern die Warmhärte des Schneid-stoffs es zulässt, durch eine Erhö-hung der Schnittgeschwindigkeitund die dadurch bedingte Tempe-raturerhöhung vermeidbar.

Diffusionsverschleiß tritt beihohen Temperaturen und gegen-seitiger Löslichkeit der PartnerWerkstoff und Schneidstoff auf.Bei Schneidstoffen mit relativ nied-riger Warmhärte (Werkzeugstahl,Schnellarbeitsstahl) ist dieser Effektnicht zu beobachten, da vorhereine Erweichung des Schneid-stoffs eintritt.

Die Verzunderung des Werk-zeugs (Oxidationsverschleiß) istje nach Schneidstofflegierungund Schneidentemperatur unter-schiedlich stark. Hartmetall be-ginnt bereits bei 700 bis 800 °Czu oxidieren. Die Verzunderungentsteht aufgrund der hohenSchnitttemperaturen in der Näheder Schneidkanten, wo der Luft-sauerstoff freien Zutritt hat.

2 Schneidstoffe zur Stahlzerspanung

2.1 Schnellarbeitsstahl

Schnellarbeitsstähle (HSS) sindhochlegierte Stähle, die als Haupt-legierungselemente Wolfram,Molybdän, Vanadium, Cobalt undChrom enthalten. Sie verfügenüber eine verhältnismäßig hoheBiegebruchfestigkeit und damitüber günstige Zähigkeitseigen-schaften. Ihre Härte von etwa 60bis 67 HRC behalten sie bis zuTemperaturen von 600 °C bei.Hieraus sowie aufgrund ihrer gutenBearbeitbarkeit ergibt sich einbreites Einsatzgebiet für Schnell-arbeitsstähle im Bereich der spa-nenden Formgebung. Vor allemdie Verwendung für Werkzeugemit scharfen Schneidkanten undkleinen Keilwinkeln, wie z.B.Räumwerkzeuge, Spiralbohrer,Gewindeschneidwerkzeuge, Reib-ahlen, Fräser und Drehwerkzeugefür Ein- und Abstechoperationen,sowie für die Feinbearbeitung isthier zu nennen ([8], [18], [19],[29], [40], [50], [63]).

Die Bezeichnung der Schnell-arbeitsstähle, z.B. HS10-4-3-10, dienach DIN EN 10027-1 bzw. nachDIN EN ISO 4957 erfolgt, gibt dieprozentualen Massenanteile anWolfram, Molybdän, Vanadiumund Cobalt an. Nach DIN ISO11054 werden die Schnellarbeits-stähle in Abhängigkeit vom Her-

stellverfahren und vom Massen-anteil an Cobalt und Vanadiumin zwei Gruppen unterteilt(Tabelle 1). Demnach wird einkonventionell hergestellter Schnell-arbeitsstahl mit der BezeichnungHS6-5-2-5 nach DIN EN ISO 4957,der 5 % Cobalt und 1,8 % Vana-dium enthält, als HSS-E bezeichnet.In Tabelle 2 sind die Hauptan-wendungsgebiete einiger Schnell-arbeitsstähle aufgelistet.

Schnellarbeitsstähle könnenauf schmelzmetallurgischem oderauf pulvermetallurgischem Weghergestellt werden. Für die pul-vermetallurgisch hergestelltenSchnellarbeitsstähle existierenbislang keine eigenen Werkstoff-nummern. Ihre Bezeichnung er-folgt meist firmenspezifisch. ZurUnterscheidung von den schmelz-metallurgisch erzeugten Schnell-arbeitsstählen erhalten die pulver-metallurgisch hergestellten gemäßDIN ISO 11054 zusätzlich dieKennbuchstaben PM (Tabelle 1).Zur leichteren Einordnung wirdhäufig auch die amerikanischeNomenklatur verwendet.

Pulvermetallurgisch erzeugteSchnellarbeitsstähle haben in denletzten Jahren zunehmend an Be-deutung gewonnen. Gegenüberden schmelzmetallurgisch herge-stellten Schnellarbeitsstählen wei-sen sie in der Regel einen etwashöheren Legierungsgehalt auf. PM-Stähle zeichnen sich durch einhomogenes Gefüge (keine Carbid-

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Herstellungsverfahren Bezeichnungscode Chemische ZusammensetzungKlasse

HSSSchnellarbeitsstähle mit weniger als 4,5% Cobalt

Konventionelle und weniger als 2,6% Vanadium

SchnellarbeitsstähleHSS-E

Schnellarbeitsstähle mit mindestens 4,5% Cobalt

oder mindestens 2,6% Vanadium

HSS-PMSchnellarbeitsstähle mit weniger als 4,5% Cobalt

Pulvermetallurgische und weniger als 2,6% Vanadium

SchnellarbeitsstähleHSS-E-PM

Schnellarbeitsstähle mit mindestens 4,5% Cobalt

oder mindestens 2,6% Vanadium

Tabelle 1: Schnellarbeitsstahlgruppen gemäß DIN ISO 11054:2006-09

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seigerungen) mit gleichmäßigerVerteilung feiner Carbide aus. Auf-grund ihres Gefügeaufbaus weisendie PM-Stähle eine bessere Schleif-barkeit und höhere Zähigkeit auf.Hinsichtlich ihrer Leistungsfähig-keit als Zerspanwerkzeuge werdendie pulvermetallurgisch hergestell-ten Schnellarbeitsstähle zum Teilunterschiedlich bewertet. Zahl-reiche Zerspanversuche habengezeigt, dass sie konventionellenSchnellarbeitsstählen mit gleichernomineller Zusammensetzung min-destens gleichwertig sind. Vorteilefür PM-Stähle ergeben sich beihohen mechanischen Belastun-gen infolge großer Vorschübe,insbesondere bei der Bearbeitungschwer zerspanbarer Werkstoffewie Nickelbasis- und Titanlegie-rungen.

Im PVD-Verfahren (PhysicalVapour Deposition) beschichteteHSS-Werkzeuge vereinigen diehohe Zähigkeit des HSS-Grund-körpers mit den günstigen Ver-schleißeigenschaften der aufge-brachten Hartstoffschicht aus z.B.TiN, TiAlN oder TiB2. Die zumTeil deutlichen Leistungssteige-rungen sind abhängig vom zu be-arbeitenden Werkstoff.

2.2 Klassifizierung der harten Schneidstoffe

Nach DIN ISO 513 werdenBezeichnung und Anwendungder harten Schneidstoffe aus Hart-metall, Schneidkeramik, Diamantund Bornitrid mit Kennbuchsta-ben gemäß Tabelle 3 klassifiziert.Unbeschichtete Hartmetalle aufder Basis von Wolframcarbid er-halten bei einer Wolframcarbid(WC)-Korngröße von ≥ 1 µm dasKürzel HW und bei Korngrößen< 1 µm die Kennzeichnung HF.Cermets – Hartmetalle auf der Basisvon Titancarbonitrid – werdenmit dem Kürzel HT, beschichteteHartmetalle und beschichteteCermets mit HC gekennzeichnet.Für die übrigen harten Schneid-stoffe auf der Basis von Keramik,Diamant oder Bornitrid gelten dieentsprechenden Kurzzeichen ausTabelle 3.

Ziel der DIN ISO 513 ist nebender Bezeichnung der Schneidstoffevor allem deren Zuordnung zuWerkstoffen, für deren Zerspanungsich die verschiedenen Schneid-stoffe besonders eignen. In Erwei-terung früherer Normen sieht dieDIN ISO 513 sechs Hauptanwen-dungsgruppen und damit sechs

Klassen von Werkstück-Werkstof-fen vor, die mit den Kennbuchsta-ben P, M, K, N, S und H bezeich-net und farblich gekennzeichnetwerden (Tabelle 4). Die DIN ISO513 behält damit die für unbe-schichtete Hartmetalle seit Jahrenin der Praxis etablierten Kenn-buchstaben P, M und K bei, wen-det sie jedoch nun auf alle hartenSchneidstoffe an. Ferner begrenztsie die Werkstoffpalette der Haupt-anwendungsgruppe K auf Guss-eisen und teilt die restlichender der ehemaligen Zerspanungs-Hauptgruppe K zugeordnetenWerkstoffe auf die drei neuenHauptanwendungsgruppen N, Sund H auf.

Jede Hauptanwendungsgruppeist ferner in Anwendungsgruppenunterteilt (Tabelle 4). Diese wer-den mit dem Kennbuchstaben derHauptanwendungsgruppe, zu dersie gehören, und mit einer Kenn-zahl bezeichnet. Die Kennzahlweist auf die Zähigkeit und dieVerschleißfestigkeit des Schneid-stoffes hin. Je höher die Kennzahlinnerhalb jeder Hauptanwendungs-gruppe ist, desto niedriger ist dieVerschleißfestigkeit und desto grö-ßer ist die Zähigkeit des Schneid-stoffes. Die Kennzahlen sind hier-

Zerspanen von Stahl

Stahlsorte Werkstoff- Hauptsächlicher VerwendungszweckKurzname nach nummerDIN EN ISO 4957:2001

Standard-Schnellarbeitsstahl für alle Zerspanungswerkzeuge zum Schruppen

HS6-5-2 1.3339 oder Schlichten, Gewinde- und Spiralbohrer, Fräser aller Art, Räumnadeln, Reibahlen,

Schneideisen, Senker, Hobelwerkzeuge, Kreissägen, Umformwerkzeuge

HS6-5-3 1.3344Hochbeanspruchte Gewindebohrer und Reibahlen, Hochleistungsfräser,

Räumwerkzeuge, Spiralbohrer, Schneid- und Schabräder

Hochleistungsfräser, Dreh- und Hobelwerkzeuge aller Art, hochbeanspruchte

HS6-5-2-5 1.3243 Spiral- und Gewindebohrer, Räumnadeln, Holzbearbeitungs- und Kaltarbeitswerkzeuge,

Schruppwerkzeuge mit hoher Zähigkeit

HS10-4-3-10 1.3207Universell einsetzbar für Schrupp- und Schlichtarbeiten, Dreh- und

hochbeanspruchte Fräswerkzeuge, Automatenarbeiten, Holzbearbeitungswerkzeuge

HS2-9-2 1.3348 Spiral- und Gewindebohrer, Fräser, Reibahlen, Räumwerkzeuge

HS2-9-1-8 1.3247 Schaftfräser, Drehwerkzeuge für Automatenarbeiten, Spiralbohrer, Gewindebohrer

Tabelle 2: Hauptanwendungsgebiete der wichtigsten Schnellarbeitsstähle (nach [42], [8], [63])

10

Merkblatt 137

Tabelle 3: Bezeichnung der harten Schneidstoffe (nach DIN ISO 513)

Tabelle 4: Anwendung und Klassifikation der harten Schneidstoffe (nach DIN ISO 513)

Zunehmende Schnittgeschwindigkeit, Zunehmender Vorschub,

zunehmende Verschleißfestigkeit des Schneidstoffes zunehmende Zähigkeit des Schneidstoffes

Kennbuchstabe Werkstoffgruppe

HW Unbeschichtetes Hartmetall, Hauptbestandteil Wolframcarbid (WC) mit Korngröße ≥ 1 µm

HF Unbeschichtetes Hartmetall, Hauptbestandteil Wolframcarbid (WC) mit Korngröße < 1 µm

HartmetalleHT1) Unbeschichtetes Hartmetall, Hauptbestandteil Titancarbid (TiC)

oder Titannitrid (TiN) oder beides

HC Hartmetalle wie oben, jedoch beschichtet

CA Schneidkeramik, Hauptbestandteil Aluminiumoxid (Al2O3)

CMMischkeramik, Hauptbestandteil Aluminiumoxid (Al2O3), zusammen mit anderen Bestandteilen als Oxiden

SchneidkeramikCN Siliciumnitridkeramik, Hauptbestandteil Siliciumnitrid (Si3N4)

CR Schneidkeramik, Hauptbestandteil Aluminiumoxid (Al2O3), verstärkt

CC Schneidkeramik wie oben, jedoch beschichtet

DP Polykristalliner DiamantDiamant

DM Monokristalliner Diamant

BL Kubisch-kristallines Bornitrid mit niedrigem Bornitridgehalt

Bornitrid BH Kubisch-kristallines Bornitrid mit hohem Bornitridgehalt

BC Kubisch-kristallines Bornitrid wie oben, jedoch beschichtet

1) Diese Werkstoffsorten werden auch „Cermets“ genannt.

Hauptanwendungsgruppen Anwendungsgruppen

Kenn- Kenn- Werkstück- Hartebuch farbe Werkstoff Schneid-stabe stoffe

Stahl: Alle Arten von P01P05

Stahl und Stahlguss, P10P15

ausgenommen P20P25

P Blau nichtrostender Stahl P30P35

mit austenitischem P40P45

Gefüge P50

Nichtrostender Stahl:M01

Nichtrostender M10

M05austenitischer und

M20M15

M Gelbaustenitisch-ferriti-

M30M25

scher Stahl undM40

M35Stahlguss

Gusseisen: GusseisenK01

K05mit Lamellengraphit,

K10K15

K RotGusseisen mit Kugel-

K20K25

graphit, TempergussK30

K35K40

Hauptanwendungsgruppen Anwendungsgruppen

Kenn- Kenn- Werkstück- Hartebuch farbe Werkstoff Schneid-stabe stoffe

Nichteisenmetalle:N01

Aluminium undN10

N05N Grün andere Nichteisen-

N20N15

metalle,N30

N25Nichtmetallwerkstoffe

Speziallegierungenund Titan: Hochwarm-

S01feste Speziallegierun-

S10S05

S Braun gen auf der Basis vonS20

S15Eisen, Nickel und

S30S25

Cobalt, Titan undTitanlegierungen

Harte Werkstoffe: H01

Gehärteter Stahl, H10

H05H Grau gehärtete Gusseisen-

H20H15

werkstoffe, GusseisenH30

H25für Kokillenguss

11

bei lediglich Ordnungsnummern,die auf eine gewisse Reihenfolgehinweisen. Sie haben keinerlei Aus-sagekraft in Bezug auf die Größeder Verschleißfestigkeit oder dieZähigkeit eines Schneidstoffs. DieSchneidstoffhersteller sollen ihreSchneidstoffe in Abhängigkeit vonVerschleißfestigkeit und Zähig-keit der geeigneten Anwendungs-gruppe zuordnen. Beispiele: HW-P10, HC-K20, CA-K10. Eine An-wendungsgruppe umfasst somitvergleichbare Schneidstoffe ver-schiedener Hersteller, die sichallerdings in ihrem Verschleiß- undLeistungsverhalten unterscheidenkönnen. Es ist auch möglich, dassein Schneidstoff von einem Her-steller mehreren Anwendungs-gruppen zugeordnet wird, wenner sich hierfür eignet.

2.3 Hartmetalle

Hartmetalle sind Verbund-werkstoffe. Sie bestehen aus Car-biden oder Carbonitriden, die ineine weiche metallische Binde-phase aus Cobalt und/oder Nickeleingebettet sind. Die Hartstoffesind die Träger der Härte undVerschleißfestigkeit, Aufgabe derBindephase ist es, die spröden Car-bide und Nitride zu einem relativfesten Körper zu verbinden.

Die Vorteile der Hartmetallebestehen in der guten Gefüge-gleichmäßigkeit aufgrund der pul-vermetallurgischen Herstellung,der hohen Härte, Druckfestigkeitund Warmverschleißfestigkeit.Hartmetall besitzt bei 1.000 °C diegleiche Härte wie Schnellarbeits-stahl bei Raumtemperatur. Fernerbesteht die Möglichkeit, Hart-metallsorten mit unterschiedli-chen Eigenschaften durch gezielteÄnderung des Hartstoff- und Binde-mittelanteils herzustellen ([31],[43], [44], [58]).

Die Hartmetall-Schneidstoffekönnen in drei Gruppen unterteiltwerden, und zwar in Hartmetalleauf der Basis von– WC-Co,– WC-(Ti,Ta,Nb)C-Co

und– TiC/TiN-Co,Ni.

Für die Hartmetalle auf derBasis von TiC/TiN-Co,Ni hat sichdie Bezeichnung Cermets einge-bürgert.

2.3.1 WC-Co-Hartmetalle

Die Hartmetalle dieser Gruppebestehen fast ausschließlich ausdem hexagonalen Wolframmono-carbid und der Bindephase Cobalt.Sie können bis 0,8% MassenanteilVC und/oder Cr3C2 und/oder biszu 2% Massenanteil (Ta,Nb)C alsDotierungszusätze zur Steuerungder Gefügefeinheit und Gleich-mäßigkeit enthalten.

Die WC-Co-Hartmetalle zeich-nen sich durch eine hohe Abrieb-festigkeit aus. Aufgrund der star-ken Diffusionsneigung des Wolf-ramcarbids sind sie für die Bear-beitung weicher Stahlwerkstoffenicht geeignet. Sie finden vorallem bei kurzspanenden Werk-stoffen, Gusswerkstoffen, Nicht-eisen- und Nichtmetallen, hoch-warmfesten Werkstoffen sowiebei der Gestein- und Holzbearbei-tung Verwendung, Tabelle 4 (bis-her: Zerspanungshauptgruppe K,nach DIN ISO 513 Zuordnung zuden Hauptanwendungsgruppen K,N, S und/oder H).

Nach der bisherigen Termi-nologie werden die WC-Co-Hart-metalle in Abhängigkeit von derdurchschnittlichen WC-Korngrößeim gesinterten Gefüge in Fein-(0,8–1,3 µm), Feinst- (0,5–0,8 µm)und Ultrafeinkornhartmetalle (0,2–0,5 µm) unterteilt. Abweichendhiervon unterscheidet die DINISO 513 nur zwischen Hartmetal-len mit Korngrößen ≥ 1 µm (HW)und solchen mit WC-Korngrößen< 1 µm (HF).

Konventionelle Feinkornhartmetalle

Die konventionellen unbe-schichteten WC-Co-Feinkornhart-metalle (fine grain carbides) miteinem durchschnittlichen Korn-durchmesser von 0,8 bis 1,3 µm(nach DIN ISO 513 Korngröße≥ 1 µm) haben ihren festen Ein-satzbereich in der Zerspantechnikimmer noch dort, wo hohe Anfor-derungen an Schneidenschärfeund Zähigkeit gestellt werden,wie z.B. beim Fräsen von Stahl,bei der Feinbearbeitung, bei Ein-und Abstechoperationen oder beider Gewindeherstellung ([5], [16],[17], [57]).

Feinst- und Ultrafeinkornhartmetalle (HF)

Als Feinst- (submicron graincarbides) bzw. Ultrafeinkornhart-metalle (ultrafine grain carbides)werden bislang in Literatur undPraxis WC-Co-Hartmetalle mit ei-nem durchschnittlichen WC-Korn-durchmesser von 0,5 bis 0,8 µmbzw. 0,2 bis 0,5 µm im gesinter-ten Gefüge bezeichnet. Die kleineKorngröße verleiht diesen Hart-metallen eine besondere Eigen-schaftskombination. Die Verringe-rung der WC-Kristallitgröße unter1 µm führt bei gleichbleibendemBindergehalt sowohl zur Erhöhungder Härte als auch der Biegefestig-keit. Diese Eigenschaft eröffnetden Feinst- und Ultrafeinkornhart-metallen ein weites Anwendungs-feld ([15], [17], [27], [55]).

Hochwertige Feinst- und Ultra-feinkornhartmetalle sind den kon-ventionellen Feinkornhartmetal-len in Härte, Kantenfestigkeit undZähigkeit überlegen. Sie besitzenzudem nur eine geringe Neigungzum Kleben und zum Verschleißdurch Diffusion. Diese Eigenschaf-ten sind erforderlich, wenn dieAufgabe besteht, gehärtete Materi-alien mit kleinsten Aufmaßen inSchleifqualität fertig zu bearbeiten.

Das Anwendungsgebiet derfeinst- und ultrafeinkörnigen Hart-metalle liegt dort, wo eine hoheZähigkeit, hohe Verschleißfestig-

Zerspanen von Stahl

12

keit sowie höchste Kantenfestig-keit der Schneide gefordert wer-den, z.B. beim Räumen, Fräsenund Wälzstoßen vergüteter undgehärteter Stähle, bei der Gusszer-spanung sowie bei der Bearbei-tung von Faserverbundwerkstof-fen und Nichteisenmetallen ([15],[17], [27], [43], [55]).

2.3.2 WC-(Ti,Ta,Nb)C-Co-Hartmetalle

Die Hartmetalle dieser Gruppeenthalten neben Wolframcarbidnoch Mischcarbide (MC) aus Titan-,Tantal-, Niob- und/oder Zirkoncar-bid. Gegenüber den WC-Co-Hart-metallen zeichnen sie sich durchverbesserte Hochtemperatureigen-schaften aus. Dies gilt insbesonderefür die Warmhärte, bzw. Warm-festigkeit, die Oxidationsbestän-digkeit und Diffusionsbeständig-keit gegenüber Eisenwerkstoffen.Hauptanwendungsbereich ist dieBearbeitung langspanender Stahl-werkstoffe. Aufgrund des Gehaltesan Mischcarbiden können die Hart-metalle dieser Gruppe hinsicht-lich ihres Einsatzgebietes in zweiUntergruppen unterteilt werden.

Gruppe A: Mischcarbidmassen-anteil > 10 %. Die Hartmetalle die-ser Gruppe zeichnen sich auf-grund ihres Gehaltes an Mischcar-biden durch eine hohe Warmver-schleißfestigkeit und geringe Dif-fusionsneigung zu Eisenwerkstof-fen bei geringem Abrieb aus. Siefinden vor allem bei der Zerspa-nung von Stahl- und Stahlguss-werkstoffen, mit Ausnahme dernichtrostenden Stähle mit austeni-tischem Gefüge, Anwendung.

Gruppe B: Mischcarbidmassen-anteil < 10 %. Die dieser Gruppezugeordneten Hartmetalle habeneine relativ gute Warmverschleiß-festigkeit und Abriebfestigkeit. Siesind besonders geeignet für dieZerspanung von nichtrostendenund hitzebeständigen Stählen mitaustenitischem Gefüge sowie fürlegierte oder harte austenitische/ferritische Gusswerkstoffe.

2.3.3 TiC/TiN-Co,Ni-Hartmetalle(Cermets)

Cermets (gebildet aus ceramic+ metal) sind Hartmetalle auf derBasis von Titancarbonitrid in einerNickel-Cobalt-Bindephase (Kenn-zeichnung nach DIN ISO 513: HT).Die heutigen Cermets sind kom-plexe Vielstoffsysteme, die als Hart-stoffphase noch eine Reihe vonCarbonitriden weiterer Elemente,wie Wolfram, Tantal, Niob undMolybdän, oder Komplexcarbideenthalten können ([20], [24]).

Cermets eignen sich aufgrundihrer Eigenschaften besonderszum Schlichten von Stahlwerk-stoffen. Sie erlauben die Anwen-dung hoher Schnittgeschwindig-keiten bei kleinen Spanungsquer-schnitten. Die Entwicklung zähe-rer Cermet-Sorten führte zur Er-weiterung des Anwendungsberei-ches hin zu mittleren Schrupp-bedingungen. Haupteinsatzgebietesind heute sowohl das Drehen alsauch das Fräsen. Sie eignen sichebenfalls zum Einstechen, Gewin-dedrehen und als Reibwerkzeuge.Die große Verschleißfestigkeit derSchneiden führt bei der Schlicht-und Feinstbearbeitung zu langenStandzeiten und ausgezeichnetenOberflächenqualitäten. Zähere Cer-met-Sorten, die etwa dem BereichP15 bis P25 konventioneller Hart-metalle auf der Basis von WC-(Ti,Ta,Nb)C-Co entsprechen, werdenmit Erfolg bei mittleren Schrupp-drehoperationen und beim Fräseneingesetzt. Analog zu den konven-tionellen Hartmetallen kann auchbei Cermets durch eine Hartstoff-beschichtung das Verschleiß- undLeistungsverhalten weiter verbes-sert werden ([20], [24]).

2.3.4 Beschichtete Hartmetalle

Zu den Meilensteinen bei derWeiterentwicklung der Hart-metalle zählt deren Beschichtungmit dünnen, hochverschleißfestenHartstoffschichten. BeschichteteHartmetalle bestehen aus einem

relativ zähen Grundkörper, z.B.P20, K20, auf den eine 5 bis 20 µmdicke Hartstoffschicht aus Carbi-den (z.B. Titancarbid, TiC), Nitri-den (z.B. Titannitrid, TiN), Carbo-nitriden (Titancarbonitrid, Ti(C,N)und/oder Oxiden (z.B. Alumini-umoxid, Al2O3) aufgebracht wird.Nach DIN ISO 513 werden be-schichtete Hartmetalle mit HC(z.B. HC-K20) gekennzeichnet.

Die Beschichtung der Zerspan-werkzeuge erfolgt nach dem CVD-(Chemical Vapour Deposition =chemische Abscheidung aus derDampfphase) oder nach dem PVD-Verfahren (Physical Vapour Depo-sition = physikalische Abscheidungaus der Dampfphase), siehe VDI3824. Mit den zur Verfügung ste-henden CVD-Prozessen (Hochtem-peratur [HT]-, Mitteltemperatur[MT]- und plasmaunterstütztes PA-CVD-Verfahren) lassen sich Hart-stoffe wie TiC, TiCN, TiN, HfC,HfN, ZrC, ZrN, Al2O3 als Einzel-beschichtungen oder wie heute üblich in verschiedenen Kombi-nationen als Gradienten-, Compo-site- und Mehrlagenbeschichtun-gen abscheiden. Der PVD-Prozess,zunächst aufgrund der niedrigerenBeschichtungstemperaturen für dieBeschichtung von HSS-Werkzeugenerschlossen, wird heute auch fürdie Beschichtung von Hartmetallenund Cermets eingesetzt. Nach die-sem Verfahren werden Hartstoff-beschichtungen auf der Basis vonTiN, TiAlN, AlTiN, AlCrN, Al2O3

als Einzel-, Composite- oder Viel-lagenschichten, harte amorpheKohlenstoffschichten (DLC-Schich-ten) mit geringem Reibungskoeffi-zienten (VDI-Richtlinien VDI 3824Teil 1–4 und VDI 2840:2004) oderweiche Schutzschichten wie z.B.WC/C oder MoS2 hergestellt. So-wohl mit dem Plasma-CVD- alsauch mit dem PVD-Verfahrenkönnen sogenannte Nanolayer-Be-schichtungen oder Schichten mitSuperlattice-Strukturen abgeschie-den werden. Hierbei handelt essich um Schichtsysteme, die ausbis zu 2.000 Schichtlagen mit Ein-zelschichtdicken zwischen 10 und

Merkblatt 137

13

80 nm bestehen können. Einweiterer Ansatz, die Schichteigen-schaften zu verbessern, ist die Erzeugung sogenannter Nano-composites. Hierbei handelt essich um nanokristalline, isotropeMehrphasensysteme, bei denenzwei ineinander nicht löslichePhasen (z.B. Al, Ti, Si) währenddes Beschichtungsprozesses aufder Werkzeugoberfläche abge-schieden werden. Beispiele hier-für sind die Einbettung von nano-kristallinem kubischem TiN ineiner AlN-Matrix, von nanokristal-linem TiAlN bzw. von AlCrN ineiner amorphen Si3N4-Matrix odervon nanokristallinem (Ti,Al)N ineiner Matrix aus (Al,Ti)N ([3], [11],[13], [26], [42]).

Der Einsatz beschichteterHartmetalle ist heute Stand derTechnik. Die Hauptanwendungs-bereiche beschichteter Hartmetal-le liegen vor allem beim Drehen,Fräsen und Bohren von Stahl- undGusswerkstoffen. Beim Drehensind mittlerweile fast alle Wende-schneidplatten beschichtet. DieVerbesserung des Verschleiß- undLeistungsverhaltens beschichteterHartmetalle im Vergleich zu un-beschichteten Schneidstoffen istsignifikant. Die Beschichtung führtbei gleichen Schnittbedingungenzu einer Standzeiterhöhung bzw.ermöglicht bei gleicher Standzeitdie Anwendung wesentlich höhe-rer Schnittwerte ([3], [6], [7], [11],[13], [26], [42]).

2.4 Schneidkeramik

Die keramischen Schneid-stoffe können in oxidische undnichtoxidische Schneidkeramikeneingeteilt werden. Zu den oxidi-schen Schneidkeramiken zählenalle Schneidstoffe auf der Basisvon Aluminiumoxid (Al2O3). Manunterscheidet zwischen den Oxid-keramiken (Kennzeichnung nachDIN ISO 513: CA), die außer Al2O3

als weitere Komponenten nurOxide (z.B. ZrO2) enthalten, denMischkeramiken (CM), die neben

Al2O3 noch metallische Hartstoffe(TiC und TiN) aufweisen, sowieden whiskerverstärkten Keramiken(CR), bei denen in die Al2O3-MatrixSiC-Whisker eingelagert sind [42].

Keramische Schneidstoffe aufder Basis von Al2O3 zeichnen sichdurch eine hohe Warmhärte, gutechemische Beständigkeit und durchein hervorragendes Verschleiß-verhalten aus. Den ausgesprochengünstigen Verschleißeigenschaftender oxidkeramischen Schneid-stoffe steht jedoch ihre Empfind-lichkeit gegen Zug-, Biege-, Schlag-und thermische Schockbeanspru-chung gegenüber. Aufgrund dergeringen Zähigkeit ist die sorgfäl-tige Anpassung von Schnittbedin-gungen und SchneidteilgeometrieVoraussetzung für einen erfolg-reichen Einsatz der Schneidkera-miken. Keramische Schneidstoffekommen daher vorwiegend in derMassenfertigung zum Einsatz. Hierrechtfertigt die Reduzierung vonBearbeitungszeit den hohen Auf-wand bei der Auswahl und Anpas-sung der Schneidstoffe.

Hohe Schnittgeschwindigkei-ten und Zerspanleistungen beigutem Standvermögen kennzeich-nen die spanende Bearbeitungmit Schneidkeramikwerkzeugen.Hauptanwendungsbereich derOxidkeramiken ist das Schrupp-und Schlichtdrehen von Grauguss.Mischkeramiken werden aufgrundihrer hohen Kantenfestigkeit be-vorzugt beim Feindrehen vongehärteten Stahlwerkstoffen, zumHartdrehen von Walzen und zurFeinbearbeitung von Graugussdurch Drehen und Fräsen einge-setzt. Whiskerverstärkte Oxidkera-miken eignen sich vorwiegendfür das Drehen hochwarmfesterNickelbasislegierungen [42].

Von den nichtoxidischen Kera-miken haben in den letzten Jahrenvor allem Schneidstoffe auf derBasis von Siliciumnitrid (Si3N4)große Bedeutung erlangt. Klassi-sches Einsatzgebiet von Si3N4-Schneidstoffen (Kennzeichnungnach DIN ISO 513: CN) ist dieGraugussbearbeitung.

2.5 Polykristallines kubisches Bornitrid

Kubisch-kristallines Bornitrid(cBN) ist nach Diamant der zweit-härteste Schneidstoff. Es wirdsynthetisch aus Bor und Stick-stoff in einem Hochdruck-Hoch-temperaturprozess hergestellt. Ineinem Hochdruck-Hochtempera-turprozess werden die cBN-Kör-ner mit Hilfe einer Bindephase zueiner 0,5 mm dicken polykristalli-nen kubischen Bornitridschicht(PCBN) versintert und gleichzeitigauf einer Hartmetallunterlage auf-gebracht. Heute steht eine Vielzahlvon PCBN-Schneidstoffsorten zurVerfügung, die sich im cBN-Gehalt(niedrig- und hoch-cBN-haltige Sor-ten), in der cBN-Korngröße undin der chemischen Zusammenset-zung des Binders unterscheiden.Auch bei den PCBN-Schneidstof-fen wird versucht, durch eine Be-schichtung deren Verschleiß- undLeistungsverhalten noch weiterzu steigern ([4], [9], [45], [51]).

Schneidstoffe aus PCBN eignensich hervorragend für das Drehen,Bohren und Fräsen vergüteterund gehärteter Stahlwerkstoffemit einer Härte von 55 bis 68 HRCsowie für das Drehen hochwarm-fester Legierungen auf Nickel-und Cobaltbasis. Es sind sowohlSchrupp- als auch Schlichtopera-tionen möglich. Beim Fräsen be-schränkt sich der Einsatz vonPCBN noch vorwiegend auf dasMesserkopfstirnfräsen. Vor allembeim Drehen können dem Schlei-fen vergleichbare Oberflächen-qualitäten erzielt werden. Für dieBearbeitung von Stahlwerkstoffenmit Härten unter 55 HRC ist PCBNnicht zu empfehlen ([42], [45],[54]).

Zerspanen von Stahl

14

3 Zerspanbarkeit derStahlwerkstoffe

3.1 Bewertungsgrößen der Zerspanbarkeit

Zur Beschreibung und Prüfungder Zerspanbarkeit sind vier Be-wertungsgrößen zu beachten. Jenach Anwendungsfall können dieKriterien • Standzeit (bzw. Standweg, Stand-

menge, Bohrungszahl etc.), • Schnittkräfte, • Oberflächengüte und • Spanform einzeln oder in unterschiedlichenKombinationen charakteristischfür die Zerspanbarkeit sein.

Die Zerspanbarkeitskennwerteliefern die Basisdaten für eineSchnittwertermittlung. Um solcheDaten in der geforderten Qualitätzur Verfügung stellen zu können,sind die Versuchsbedingungen fürZerspanbarkeitsuntersuchungenpräzise festgelegt, z.B. in ISO3685:1993 Tool-life testing withsingle-point turning tools [42].

3.1.1 Standzeit

Die Standzeit Tc ist die Zeit,in der ein Werkzeug vom erstenAnschnitt bis zum Unbrauchbar-werden aufgrund eines vorgege-benen Standzeitkriteriums untergegebenen Zerspanungsbedingun-gen Zerspanarbeit leistet. Stand-zeitkriterien sind dabei hauptsäch-lich Verschleißkenngrößen wieFreiflächen- oder Kolkverschleiß.Die Standzeit eines Werkzeugesgilt als beendet, wenn der Frei-flächen- oder der Kolkverschleißeinen vorher als maximal zulässigdefinierten Wert erreicht.

Soll das Standzeitverhalteneiner Werkstoff-Schneidstoff-Paa-rung untersucht werden, so sindwährend des Verschleißstandzeit-Drehversuches mindestens dreieinzelne Standzeiten für unter-schiedliche Schnittgeschwindig-keiten zu ermitteln. Dies erfolgtbei gleichbleibendem Vorschub,

gleicher Schnitttiefe und konstan-ten Randbedingungen. Die ermit-telten Standzeiten Tc werden überden jeweiligen Schnittgeschwin-digkeiten in einem doppeltlo-garithmischen Koordinatennetzgleicher Teilung aufgetragen. Esergibt sich in der Regel eine leichtgekrümmte Kurve (Abb. 6).

Der Kurvenverlauf in derarti-gen Diagrammen lässt sich ineinem bestimmten Bereich durcheine Gerade annähern:

• logTc = k · logvc + logCv

Nach dem Entlogarithmierenergibt sich die bekannte Taylor-Gleichung:

• Tc = Cv · vck

Hierbei entspricht die Konstan-te Cv der Standzeit bei der Schnitt-geschwindigkeit vc = 1 m/min,während der Exponent k die Stei-gung der Geraden (k = tan α) an-gibt.

Die Steigung der Standzeit-kurve erlaubt Rückschlüsse aufdie überwiegende Ursache fürden Verschleiß des Werkzeuges.So lässt ein sehr steiler Verlauf derStandzeitgeraden auf dominieren-den Einfluss der Temperatur

schließen, während ein flachererVerlauf großen Einfluss von mecha-nischem Abrieb nahelegt.

Die ermittelten Konstantenund Exponenten sind Zerspanbar-keitskennwerte für jeweils eineWerkstoff-Schneidstoff-Kombina-tion. Sie sind ohne Einschränkungnur für die Zerspanbedingungengültig, für die sie bestimmt wer-den. Daher ist die Übertragbarkeitin die betriebliche Praxis nur dannzulässig, wenn sich die Bedingun-gen weitgehend gleichen.

3.1.2 Zerspankraft

Die Zerspankraft Fz wird beimDrehen in drei Komponenten ge-mäß den Bewegungsrichtungenvon Werkzeug und Werkstückaufgeteilt (Abb. 7), und zwar in• die Schnittkraft Fc, • die Vorschubkraft Ff und• die Passivkraft Fp.

Beim Fräsen erfolgt die Auf-teilung in Vorschubkraft (Ff), Vor-schubnormalkraft (Ffn) und Pas-sivkraft (Fp). Messgrößen beimBohren und Reiben sind die Vor-schubkraft und das Drehmoment,

Merkblatt 137

Abb. 6: Annäherung derStandzeitkurvedurch eine Stand-zeitgerade (nachISO 3685)

50

Schnittgeschwindigkeit vc [m/min]

Stan

dzei

t Tc

[min

]

1

2

100

100 500

4

6

810

20

40

60

80

200 300 400

StandzeitkurveTaylor-Gerade

Werkstoff: C53EVorschub: f = 0,8 mmSchnitttiefe:ap = 2,5 mmSchneidstoff: HW-P15Plattengeometrie:SNGN1204012Standzeitkriterium:VB = 0,5 mm

α

15

beim Gewindebohren und Ge-windefurchen die Axialkraft beimAnschneiden und das Drehmo-ment. Die Bezeichnung der Kräfteist in den Normen ISO 3002/4und DIN 6584 ausführlich darge-stellt.

Außer durch die Eigenschaftendes Werkstoffs selbst werden dieZerspankraftkomponenten nochdurch eine Anzahl weiterer Bear-beitungsparameter unterschiedlichstark beeinflusst. Abb. 8 zeigtdie tendenzmäßigen Einflüsse vonVorschub, Schnittgeschwindigkeit,Einstellwinkel und Schnitttiefe.Weiterhin wirken sich Art undGröße des Werkzeugverschleißesstark auf die Zerspankräfte undauf die Drehmomente aus.

Die Schnittkraft wird anhandder Kienzle-Gleichung

• Fc = kc1.1 · b · h1–mc

bestimmt. Der Spanungsquer-schnitt wird in dieser Gleichungdurch die Spanungsbreite b unddie Spanungsdicke h beschrieben.Die spezifische Schnittkraft kc1.1

ist im Wesentlichen vom Werk-stoff, von den Zerspanbedingun-gen, vom Werkzeug und vonverfahrensspezifischen Einflüssenabhängig. Der Anstiegswert 1-mc

kennzeichnet den Schnittkraftver-lauf für eine Werkstoff-Schneid-stoff-Kombination in Abhängigkeitvon der Spanungsdicke [42].

Für die Berechnung der Vor-schubkraft und der Passivkraft gel-ten analoge Gleichungen wie fürdie Berechnung der Schnittkraft.

3.1.3 Oberflächengüte

Die Qualität spanend herge-stellter Oberflächen wird durchdie kinematische Rauheit unddurch die Schnittflächenrauheitbestimmt.

Die kinematische Rauheit spa-nend erzeugter Oberflächen ergibtsich durch die Relativbewegungzwischen Werkzeug und Werk-stück und durch das Profil derSchneidkante. Das Schneidkanten-profil ändert sich durch den Ver-schleiß an den im Eingriff befind-lichen Schneiden.

Die Schnittflächenrauheit istder kinematischen Rauheit über-lagert. Sie wird im Wesent-lichen durch den Verformungs-und Trennmechanismus an derSchneidkante, aber auch durch dieverschleißbedingte Verschlechte-rung der Schnittfläche am Ecken-radius und an der Nebenfreiflächeerzeugt.

Weiterhin wird die Werkstück-oberfläche durch Schwingungendes Werkzeug-Werkstück-Maschi-ne-Systems beeinträchtigt.

Zur Bewertung der Ober-flächenrauheit werden in derPraxis meist die Kenngrößen • maximale Rautiefe Rmax, • Mittenrauwert Ra und• Rautiefe Rz herangezogen (Abb. 9).

Zerspanen von Stahl

Fz: Zerspankraft Fc: SchnittkraftFf: Vorschubkraft Fp: Passivkraft

Vorschubbewegung(Werkzeug)

Schnitt-bewegung

(Werkstück)

Ff

Fz

Fc

Fp

Ir

In

Rz1 Rz2 (Rmax)Rz3 Rz4

Rz5

lr: Einzelmessstreckeln: MessstreckeRzi: Rautiefe (arithmetischer Mittelwert der Einzel- rautiefen Rzi aufeinanderfolgender Einzelmessstrecken)Rmax: maximale Rautiefe (größte Einzelrautiefe innerhalb der Gesamtmessstrecke)

1 5

Rz(5) = – ∑ Rz i 5 i = 1

Abb. 7: Kräfte am Zerspanwerkzeug (nach DIN 6584 und ISO 3002/4)

Abb. 8: Qualitative Abhängigkeit der Zerspankraftkomponenten von Vorschub, Schnittgeschwindigkeit, Einstellwinkel und Schnitttiefe

Abb. 9: Oberflächenkenn-größen Rz und Rmax(nach Mahr und DINEN ISO 4287)

Einstellwinkel κr

Zers

pank

raft

-ko

mpo

nent

en

Schnittgeschwindigkeit vcVorschub f

Zers

pank

raft

-ko

mpo

nent

en

Schnitttiefe ap

Zers

pank

raft

-ko

mpo

nent

enZe

rspa

nkra

ft-

kom

pone

nten

Passivkraft Fp

Vorschubkraft Ff

Schnittkraft Fc

Fc

Fp

Ff

Fc

Fp

Ff

Fc

Fp

Ff

16

Die theoretische Rautiefe Rt

lässt sich beim Drehen aus dengeometrischen Eingriffsverhält-nissen ableiten und in Abhängig-keit vom Vorschub und vomEckenradius bestimmen (Abb.10). Durch eine Vergrößerung desEckenradius zur Nebenschneidehin (Wiper-Geometrie) lässt sichbei gegebenem Vorschub die Rau-heit verringern oder bei gegebenerRauheit der Vorschub und damitdie Produktivität erhöhen.

Die Schnittgeschwindigkeithat vor allem bei Stählen, die zurAufbauschneidenbildung neigen,großen Einfluss auf die Oberflä-chengüte der Werkstücke. Dieseist bei Anwendung niedriger

Schnittgeschwindigkeiten (Aufbau-schneidengebiet) schlecht undverbessert sich erst wieder ober-halb von Schnittgeschwindigkeitenvc = 60 bis 80 m/min.

Die Schnitttiefe besitzt keinenEinfluss auf die Oberflächenqua-lität, solange eine bestimmte Min-destschnitttiefe nicht unterschrit-ten wird. Diese hängt u.a. von derGröße der Schneidkantenverrun-dung ab.

Von Seiten der Schneidteil-geometrie wirkt sich neben demEinstellwinkel der Spanwinkel amstärksten auf die Oberflächenrau-heit aus. Mit wachsendem positi-vem Spanwinkel verringert sichdie Rautiefe.

3.1.4 Spanbildung

Der Beurteilung der Spanbil-dung (Abb. 11) kommt eine großeBedeutung zu, da bestimmte Span-formen Unfallgefahr und Störun-gen des Prozessablaufes hervor-rufen.

Als wichtigste Einflussgrößenin Bezug auf die Spanbildung sinddie Schnittbedingungen und dieSchneidteilgeometrie zu nennen.Grundsätzlich wird angestrebt,möglichst kurzbrüchige Späne zuerzielen. Dazu stehen zwei Wegeoffen:

Maßnahmen, die das Umform-vermögen des zu zerspanendenWerkstoffs erschöpfen, wie z.B.Wärmebehandlung auf gröberesKorn, Kühlung im Prozess.

Erhöhung des Umformgradesim Prozess, z.B. durch Steigerungdes Vorschubs, durch Verringe-rung des Spanwinkels oder An-bringung einer Spanleitstufe, wo-durch der ablaufende Span starkgekrümmt wird und beim Auftref-fen auf ein Hindernis bricht.

Um im Rahmen von Schnitt-wertvorgaben auch Aussagenüber die Spanformen machen zukönnen, werden diese üblicher-weise durch das Prüfverfahren„Spanbeurteilung“ bestimmt. Hier-bei wird der Spanungsquerschnitt

Merkblatt 137

Abb. 10: Geometrische Eingriffsverhältnisse beim Drehen

Abb. 11: Spanformen beim Drehen und ihre Beurteilung (nach [37])

Gültigkeitsbereich: f < 2 rε cos (kr + εr – 90) und κr + εr < 180º

rε

κr

z

x

rεf–2

Rt,theor

f

f2

Rt,theor = rε – √ rε2 –– 4oder

f2

Rt,theor = ––– 8rε

Band-span

ungünstig brauchbar gut brauchbar

Wirr-span

Flach-wendel-

span

Schräg-wendel-

span

lange zylindr.Wendel-späne

kurze zylindr.Wendel-späne

Spiral-wendel-späne

Spiral-späne

Span-locken

Bröckel-späne

17

(ap · f) bei sonst gleichbleibendenSchnittbedingungen variiert, umBereiche günstiger Spanformen füreine Werkstoff-Schneidstoff-Kom-bination festzulegen.

3.2 Beeinflussung der Zerspanbarkeit

Werkstoffseitig wird die Zer-spanbarkeit der Stähle durch dasGefüge bestimmt. Für die Ausbil-dung des Gefüges sind in ersterLinie • der Kohlenstoffmassenanteil, • die Legierungselemente und • die durchgeführte Wärme-

behandlung von Bedeutung.

3.2.1 Kohlenstoff

Die Zerspanbarkeit von Stäh-len wird in entscheidendem Maßedurch die Gefügeausbildung be-einflusst. Das Stahlgefüge setztsich hauptsächlich aus folgendenBestandteilen zusammen:• Ferrit,• Zementit,• Perlit,• Austenit,• Bainit und• Martensit.

Je nach Kohlenstoffmassen-anteil, Anteil an Legierungselemen-ten und durchgeführter Wärme-behandlung überwiegt einer odermehrere dieser Gefügebestand-teile, deren mechanische Eigen-schaften die Zerspanbarkeit einesvorliegenden Stahls prägen.

Der Ferrit (α-Eisen) zeichnetsich durch niedrige Festigkeit undHärte, jedoch durch hohe Verfor-mungsfähigkeit aus. Vor allem beiStählen mit einem C-Massenanteil< 0,25% werden die Zerspaneigen-schaften im Wesentlichen durchden Ferrit bestimmt. Bei der Zer-spanung bereitet der Ferrit Schwie-rigkeiten aufgrund seiner großenNeigung zum Verkleben und zurBildung von Aufbauschneiden. Umdie Aufbauschneidenbildung zuvermeiden, muss die Schnittge-

schwindigkeit auf Werte oberhalbvon vc = 100 m/min gesteigert wer-den. Die Werkzeuge sollten einenpositiven Spanwinkel (z.B. beimDrehen γ0 > 6°) aufweisen. Kön-nen diese Bedingungen, z.B. beiVerfahren wie Bohren, Reiben undGewindeschneiden, nicht reali-siert werden, ist mit schlechtenWerkstückoberflächen zu rechnen.Ferner tritt verstärkt Gratbildungauf. Aufgrund der hohen Verfor-mungsfähigkeit des Ferrits ent-stehen außerdem unerwünschteBand- und Wirrspäne; die Ver-schleißwirkung auf das Werkzeugjedoch ist gering. Eine Kaltverfor-mung (+CR) wirkt sich insbeson-dere bei Stählen mit niedrigemC-Massenanteil günstig auf dieSpanbildung aus.

Der Gefügebestandteil Zemen-tit (Eisencarbid, Fe3C) ist hartund spröde und lässt sich prak-tisch nicht zerspanen. In Abhän-gigkeit vom Kohlenstoffgehalt desStahls und von der Wärmebehand-lung kann der Zementit frei oderals Bestandteil des Perlits auftreten.

Perlit ist eine (eutektoide)Mischung aus Ferrit und Zementit.Überwiegend tritt lamellarer Ze-mentit im Perlit auf. Durch Weich-glühen kann jedoch auch globula-rer (kugeliger) Zementit entstehen.

Der Anteil des Perlits nimmtbei höheren Massenanteilen anKohlenstoff (0,25 % < C < 0,4 %) zu.

Dadurch gewinnen auch diebesonderen Zerspaneigenschaften

des Perlits stärkeren Einfluss aufdie Zerspanbarkeit des Werkstoffs.Die Verformungsfähigkeit nimmtab.

Daraus folgt: • Eine Verringerung der Klebnei-

gung und Verschiebung der ABS(Aufbauschneiden)-Bildung zuniedrigeren Schnittgeschwindig-keitsbereichen

• Infolge der größeren Belastungder Kontaktzone steigen dieSchneidentemperatur und derWerkzeugverschleiß

• Die Oberflächengüte, die Span-bildung und die Spanform wer-den besser

Eine weitere Steigerung desKohlenstoffgehaltes bewirkt einweiteres Abnehmen des Ferrit-anteiles zugunsten des Perlits, bisbei 0,8 % C ausschließlich Perlitvorliegt. Die Auswirkungen aufdie Zerspanbarkeit folgen den be-reits bei den Stählen mit geringenC-Massenanteilen erkennbarenTendenzen.

Bereits bei niedrigen Schnitt-geschwindigkeiten entstehen hoheSchneidentemperaturen. Gleich-zeitig bedingt der zunehmendeDruck auf die Kontaktzone er-höhten Verschleiß, insbesondereKolkverschleiß; die Spanbildungwird begünstigt. Abb. 12 zeigtschematisch den Zusammenhangzwischen der Zerspanbarkeit Zv+s

hinsichtlich Verschleiß sowie

Zerspanen von Stahl

Kohlenstoffmassenanteil [%]

Zers

panb

arke

it Z v

+s

0,25

Abb. 12: SchematischerZusammenhangzwischen Zerspan-barkeit ZV+S undMassenanteilKohlenstoff beiunlegiertem Stahl(nach Vieregge)

18

Spanbildung und dem Kohlenstoff-gehalt. Mit steigendem Kohlen-stoffgehalt wird die Spanbildungbesser, gleichzeitig nimmt der Ver-schleiß zu. Eine gute Zerspanbar-keit weisen Kohlenstoffstähle beietwa 0,25 % C auf.

Stähle mit C-Massenanteilenzwischen 0,4 und 0,8 % gelten imAllgemeinen nur hinsichtlich derSpanbildung und Oberflächen-güte als gut zerspanbar. Um demraschen Verschleißfortschritt auf-grund der höheren thermischenund mechanischen Schneiden-belastung zu begegnen, sollte manbeschichtete Werkzeuge einset-zen und die Schnittgeschwindig-keit so wählen, dass eine plasti-sche Verformung der Schneidenvermieden wird. Weiterhin soll-ten bei der spanenden Bearbei-tung Werkzeuge mit ausreichendstabilen Schneidteilen eingesetztwerden.

Liegt der C-Massenanteil deut-lich über 0,8 %, scheidet sich Ze-mentit schalenförmig an den Korn-grenzen aus. Derartige Stähle rufenbei Zerspanprozessen sehr starkenVerschleiß hervor. Neben derstark abrasiven Wirkung der har-ten und spröden Gefügebestand-teile führen die auftretendenhohen Drücke und Temperaturenzu einer zusätzlichen Belastung derSchneide. Bereits bei vergleichs-weise niedrigen Schnittgeschwin-digkeiten treten starker Kolk- undFreiflächenverschleiß auf.

Die Schneidteile zur Zerspa-nung derartiger Werkstoffe müssengenügend stabil ausgebildet sein(z.B. beim Drehen Spanwinkelγ0 = 6°, Neigungswinkel λs = –4°),zumal für die Bearbeitung niedrigeSchnittgeschwindigkeiten, abergroße Spanungsquerschnitte emp-fohlen werden.

Als Austenit werden die γ-Mischkristalle des Eisens bezeich-net. Austenit besitzt eine kubisch-flächenzentrierte Struktur. Diemaximale Löslichkeit für Kohlen-stoff beträgt 2,06 %. Das Gefügeweist eine nur geringe Härte auf,die Festigkeit kann jedoch durch

Kaltverformung gesteigert werden.Austenit ist der Hauptgefüge-bestandteil vieler nichtrostenderStähle und ist nicht ferromagne-tisch. In unlegierten und in nied-riglegierten Stählen wird unter-halb von etwa 723 °C Austenit zuPerlit und abhängig vom Kohlen-stoffanteil zu Ferrit oder Zementitumgewandelt. Austenit kommtdaher bei Raumtemperatur nur inLegierungen vor. Austenitbildnersind beispielsweise Nickel (Ni),Mangan (Mn) und Stickstoff.

Bainit bildet sich im Tempe-raturbereich zwischen der Perlit-und Martensitstufe: Die Eisendif-fusion ist nicht mehr möglich, dieKohlenstoffdiffusion schon erheb-lich erschwert. Man unterscheidetzwischen nadeligem Bainit (beikontinuierlicher Abkühlung undbei isothermer Umwandlung) so-wie körnigem Bainit (nur bei kon-tinuierlicher Abkühlung). Unab-hängig von der Form bestehtBainit aus an Kohlenstoff übersät-tigtem Ferrit, wobei der Kohlen-stoff zum Teil in Form von Carbi-den (z.B. Fe3C) ausgeschieden ist,deren Größe (von grob bis extremfein) durch die Umwandlungs-temperatur bestimmt wird. Beiden nadeligen Bainitformen unter-scheidet man je nach Umwand-lungstemperatur zwischen unte-rem Bainit (große Ähnlichkeitmit dem Martensit) und oberemBainit (große Ähnlichkeit mit demPerlit).

Martensit entsteht bei einerraschen Abkühlung eines Stahl-werkstoffes mit einem Kohlen-stoffmassenanteil von > 0,2 % ausdem Austenitgebiet auf eine Tem-peratur unterhalb der Martensit-starttemperatur. Aufgrund derschnellen Abkühlung bleibt derim Austenit gelöste Kohlenstoff imMischkristall zwangsgelöst. Durcheinen diffusionslosen Umklapp-vorgang entsteht aus dem kubisch-flächenzentrierten Gitter des Aus-tenits ein tetragonal verzerrtes,raumzentriertes Martensitgitter.Martensit ist ein feinnadeliges, sehrhartes und sprödes Gefüge, das

sich schlecht zerspanen lässt. Dieeingesetzten Zerspanwerkzeugeunterliegen einem erhöhten ab-rasiven Verschleißangriff sowieeiner hohen mechanischen undthermischen Belastung.

3.2.2 Legierungselemente und ihr Einfluss auf die Zerspanbarkeit

Legierungs- und Spurenele-mente können die Zerspanbarkeitder Stähle durch eine Verände-rung des Gefüges oder durch dieBildung von schmierenden sowievon abrasiven Einschlüssen beein-flussen. Im Folgenden wird derEinfluss einiger wichtiger Elementeauf die Zerspanbarkeit der Stahl-werkstoffe beschrieben.

Mangan verbessert die Härt-barkeit und steigert die Festigkeitder Stähle (ca. 100 MPa je 1 %Legierungselemente). Aufgrund derhohen Affinität zu Schwefel bildetMangan mit dem Schwefel Sulfide.Mangangehalte bis zu 1,5 % be-günstigen bei Stählen mit niedri-gen Kohlenstoffgehalten infolgeder guten Spanbildung die Zer-spanbarkeit. Bei Stählen mit höhe-ren Kohlenstoffgehalten wird dieZerspanbarkeit durch den höhe-ren Werkzeugverschleiß jedochnegativ beeinflusst.

Schwefel besitzt nur eine ge-ringe Löslichkeit im Eisen, bildetaber je nach den Legierungsbe-standteilen des Stahls verschiedenestabile Sulfide. Eisensulfide (FeS)sind unerwünscht, da sie einenniedrigen Schmelzpunkt aufwei-sen und sich vorwiegend an denKorngrenzen ablagern. Dies führtzur gefürchteten „Rotbrüchigkeit“des Stahls. Erwünscht sind dagegenMangansulfide (MnS), die einenwesentlich höheren Schmelzpunktals Eisensulfide haben. Die positiveWirkung von (MnS) auf die Zer-spanbarkeit liegt in der geringerenNeigung zur Aufbauschneiden-bildung, in besseren Werkstück-oberflächen und in kurzbrüchigenSpänen begründet. Höhere Anteile

Merkblatt 137

19

an MnS verschlechtern aber diemechanischen Eigenschaften derStähle, insbesondere in Querrich-tung.

Blei ist in der Matrix desEisens nicht löslich, es liegt inForm submikroskopischer Ein-schlüsse vor. Aufgrund des nied-rigen Schmelzpunktes bildet sichein schützender Bleifilm zwischenWerkzeug und Werkstoff und ver-ringert so den Werkzeugverschleiß.Die spezifischen Schnittkräftekönnen bis zu 50% sinken. DieSpäne werden kurzbrüchig. Auf-grund umweltrelevanter Aspektewird der Einsatz bleilegierter Stählejedoch zunehmend fragwürdiger.

Calcium kann zur Verbesse-rung der Zerspanbarkeit von Auto-maten-, Einsatz- und Vergütungs-stählen sowie von rostfreien Stäh-len verwendet werden. Mittelseiner Calciumnachbehandlungvon Al-desoxidierten Stählen las-sen sich die meist scharfkantigenAluminiumoxide in globulare, ver-gleichsweise niedrigschmelzendeCalciumaluminate umwandeln.Diese können mit einem Mantel

aus MnS bzw. aus (Mn,Ca)S umge-ben sein. Die Reduzierung der ab-rasiv wirkenden Aluminiumoxideund Silikate führt zusammen mitder Bildung verschleißhemmen-der Beläge in der Kontaktzone derWerkzeuge zu einer Verschleiß-minderung. Dieser Effekt ist aller-dings nur bei Schnittgeschwin-digkeiten oberhalb von etwa 150 m/min wirksam.

Mangan, Schwefel und Bleisind die „klassischen“ Legierungs-elemente von Automatenstählen.Ein leicht erhöhter Gehalt anSchwefel kann auch Einsatzstählen(z.B. 16MnCrS5, 20CrMoS2), Ver-gütungsstählen (z.B. 38MnSiVS5,54NiCrMoS6) und Stählen ande-rer Anwendungsgruppen zur Ver-besserung der Zerspanbarkeit zu-legiert sein.

3.2.3 Wärmebehandlung

Durch gezielt durchgeführteWärmebehandlungen kann dasGefüge hinsichtlich der Menge,Form und Anordnung seiner Be-

standteile beeinflusst und damitneben den mechanischen Eigen-schaften die Zerspanbarkeit denAnforderungen angepasst werden.Die verschiedenen Wärmebehand-lungsverfahren sind in DIN EN10052 definiert.

Im Wesentlichen können dreiGruppen der Wärmebehandlungunterscheiden werden [2]: • Einstellen eines gleichmäßigen

Gefüges im ganzen Querschnitt,das sich weitgehend im thermo-dynamischen Gleichgewicht(z.B. Weichglühgefüge) oder imthermodynamischen Ungleich-gewicht (z.B. Perlit, Bainit, Mar-tensit) befindet

• Einstellen eines auf kleinere Teiledes Querschnitts beschränktenHärtungsgefüges bei unverän-derter chemischer Zusammen-setzung (insbesondere Rand-schichthärtung)

• Einstellen von Gefügen, dieüber den Querschnitt, speziellim Randbereich, stark unter-schiedlich sind infolge einerÄnderung der chemischen Zu-sammensetzung (Aufkohlung,Einsatzhärtung)

Unterschiedliche Wärmebe-handlungsverfahren, mit denen,je nach chemischer Zusammen-setzung des Stahls, die Zerspanbar-keit etwa in Bezug auf die Span-form und den Werkzeugverschleißgezielt beeinflusst werden kann,finden breite praktische Anwen-dung. Die Temperaturbereiche dereinzelnen Wärmebehandlungs-arten können Abb. 13 entnommenwerden.

Zerspanen von Stahl

Abb. 13: Eisen-Kohlenstoff-Teildiagramm mit Angabe der Wärmebehandlungsbereiche für Stahl

0Massenanteil Kohlenstoff [%]

Tem

pera

tur

[ºC]

400

500

1.300

0,4 2,0

600

700

800

900

1.000

1.100

1.200

0,8 1,2 1,6

Rekristallisationsglühen

Spannungsarmglühen

Rekristallisationsglühen

(K)Ac1723 ºC

α-Mk

+ γ-Mk α-Mk

P

G

SO

GrobkornglühenHärten und Normalglühen

Acm

Auflösung des Carbidnetze

s

Austenit undSekundärzementit

Diffusionsglühen

(Q)

Austenit (γ-MK)

(E)

Weichglühen

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Beim Grobkornglühen einesferritisch-perlitischen Stahls wirddie Bildung eines grobkörnigenGefüges mit einem Ferritnetz, dasdie Perlitkörner umrandet, ange-strebt. Der Werkzeugverschleißbeim Zerspanen eines solchen Gefüges ist relativ gering, die Span-bildung in der Regel gut und eskönnen hohe Oberflächengütenerreicht werden.

Durch Normalglühen (+N)erreicht man ein annähernd gleich-mäßiges und feinkörniges Gefüge,dessen Zerspanbarkeit je nachKohlenstoffgehalt von dem über-wiegenden Gefügeanteil, entwedervom Ferrit (geringer Verschleiß,schlechte Spanbildung) oder vomPerlit (höherer Verschleiß, bessereSpanbildung), bestimmt wird [59].

Das Weichglühen (+A) wirddurchgeführt, wenn einem Gefügedie hohe Härte und die geringeVerformbarkeit zu nehmen sind.Die Zerspanbarkeit eines solchenGefüges wird hinsichtlich der Ver-schleißwirkung auf das Werkzeuggünstiger. Die Spanbildung ver-schlechtert sich in dem Maße, wieder Ferritanteil im Gefüge über-wiegt. Als eine weitere Art einersolchen Glühung kann man dasGlühen auf kugelige Carbide (+AC)bezeichnen.

Unter Rekristallisations-glühen versteht man das Glühennach einer Kaltumformung beieiner Temperatur unterhalb vonAc1, die bei Stahl üblicherweisezwischen 500 und 700 °C liegt,ohne eine α -γ-Umwandlung desKristallgitters zu verursachen. Istbei einer Kaltumformung dasMaterial an seiner Umformgrenzeangelangt, muss durch eine Re-kristallisation eine Kornneubil-dung vorgenommen werden. Beider Rekristallisationsglühung fin-det keine Neubildung der Gefüge-zusammensetzung statt, sondernes werden nur die Körner neugebildet.

Das Spannungsarmglühenwendet man vornehmlich beiWerkstücken an, die infolge un-gleichmäßiger Abkühlung nach

dem Gießen, Schweißen, Schmie-den oder anderer thermischer Ver-fahren oder aber nach starkermechanischer Bearbeitung durchFräsen, Drehen, Hobeln, Tiefzie-hen usw. hohe innere Spannun-gen aufweisen. Das Spannungs-armglühen dient dem Abbau die-ser Spannungen. Dadurch wirdverhindert, dass bei der Weiter-verarbeitung solcher Bauteile vor-handene innere Spannungen frei-gesetzt werden und zu geometri-schen Abweichungen aufgrundvon Verzug führen. Übliche Tem-peraturen für das Spannungsarm-glühen von Werkstücken ausStahl liegen bei 550–650 °C. EineGefügeumwandlung findet dabeinicht statt.

Einer sogenannten Wärme-behandlung auf Ferrit-Perlit-Gefüge (+FP) werden Einsatz-stähle unterzogen. In diesem Zu-stand kann ihnen eine ähnlich guteZerspanbarkeit wie niedriggekohl-ten Automatenstählen zugeschrie-ben werden, sowohl den niedri-gen Werkzeugverschleiß als auchdie gute Spanbildung betreffend.

Die Festigkeitswerte einesStahls können durch Härten (+Q)(Martensitgefüge) oder Vergüten(+QT) (im Allgemeinen angelas-sener Martensit) erhöht werden.Diese Gefüge lassen sich schlech-ter zerspanen, da sie eine höhereFestigkeit aufweisen. Die Spanbil-dung ist hierbei jedoch als gutzu bezeichnen. Die Schneidkeilemüssen möglichst stabil ausgebil-det sein.

Aus Gründen der Energieein-sparung werden heute gezielteWärmebehandlungen direkt ausder Schmiedewärme durchgeführt,z.B. das gesteuerte Abkühlen ausder Schmiedewärme (BY-Glühen)[21]. Zerspanbarkeitsuntersuchun-gen [69] haben ergeben, dass dieaus der Schmiedewärme gesteuertabgekühlten Vergütungsstähle(z.B. C45E+BY) einen geringerenWerkzeugverschleiß verursachenals die gleichen Werkstoffe im ver-güteten oder normalisierten Zu-stand. Unterschiede in Bezug auf

die Spanbildung konnten hierbeinicht festgestellt werden.

Trotz des Einflusses auf dieZerspanbarkeit wird sich dieWärmebehandlung von Stählenprimär an den geforderten Bau-teileigenschaften orientieren.

3.3 Zerspanbarkeit unter-schiedlicher Stahlwerkstoffe

Die Stahlwerkstoffe werdennach ihren Legierungselementen,ihren Gefügebestandteilen und ih-ren mechanischen Eigenschaftenin Gruppen eingeteilt. Eine solcheKlassifizierung der Stahlwerkstoffegibt Hilfestellung bei der Wahleines Werkstoffs mit den hinsicht-lich seiner späteren Funktion er-forderlichen Eigenschaften und beider Festlegung von Bearbeitungs-bedingungen.

Die Einteilung, abhängig vomLegierungsgehalt, führt zu denGruppen der • unlegierten Stähle, • niedriglegierten Stähle

(Legierungsgehalt < 5 %) • hochlegierten Stähle

(Legierungsgehalt > 5 %).

Bei den unlegierten Stählenist weiterhin zu unterscheidenzwischen solchen Stahlwerkstof-fen, die nicht für eine Wärmebe-handlung infrage kommen (allge-meine Baustähle), und solchen,die für eine Wärmebehandlung(Qualitäts- und Edelstähle) be-stimmt sind.

Neben der Einteilung der Stahl-werkstoffe nach ihren Legierungs-gehalten werden die Stähle praxis-gerecht nach Einsatzbereichen undVerwendung klassifiziert. Es wirdunterschieden in • Automatenstähle, • Einsatzstähle,• Vergütungsstähle,• Nitrierstähle, • Werkzeugstähle und• nichtrostende, hitzebeständige

und warmfeste Stähle.

Merkblatt 137

21

3.3.1 Automatenstähle

Die Automatenstähle (genormtin EN 10087) sind Werkstoffe, diesich aufgrund ihrer guten Zer-spanbarkeit besonders zur span-abhebenden Bearbeitung in Auto-maten eignen. Geringer Werkzeug-verschleiß, kurzbrechende Späneund hohe Oberflächengüten kenn-zeichnen die Zerspaneigenschaftender Automatenstähle. Diese Eigen-schaften werden durch Zulegierenvon Schwefel, Blei und Phosphor,zum Teil auch Selen, Wismut oderTellur, erreicht.

Gebräuchliche Automaten-stähle sind z.B. 11SMn30,11SMnPb30, 35S20, 46S20.

3.3.2 Einsatzstähle

Zu den Einsatzstählen (ge-normt in EN 10084) zählen un-legierte Baustähle, Qualitäts- undEdelstähle sowie legierte Edel-stähle. Allen gemeinsam ist derrelativ niedrige Massenanteil anKohlenstoff, der die Grenze von0,2 % nicht wesentlich über-schreitet.

Diese Werkstoffe werden fastausschließlich vor der Einsatzbe-handlung spanabhebend bearbei-tet. Die für den Gebrauch des Ein-satzstahls erwünschte Eigenschaftder relativ hohen Zähigkeit innahezu allen Festigkeitsbereichenist oft nachteilig für das Zerspan-verhalten. Es kommt zur Bildungvon Aufbauschneiden und zuschlechten Oberflächengüten, ins-besondere bei Verfahren mit nied-rigen Schnittgeschwindigkeiten,z.B. Gewindebohren, Bohren, Räu-men und Stoßen. Der Verschleiß-angriff auf die Werkzeuge ist da-gegen gering, da das Gefüge derEinsatzstähle vorwiegend Ferritund nur wenig Perlit enthält. ZurVerbesserung der Zerspanbarkeitwerden die Stähle je nach ihrenLegierungselementen auf ein be-stimmtes Ferrit-Perlit-Gefüge (+FP)oder auf bestimmte Festigkeit wärmebehandelt.

Nach der spanenden Bearbei-tung folgt der Einsatzhärtevorgang:Die Randzonen der Werkstückewerden auf 0,6 bis 0,9 % Kohlen-stoff aufgekohlt, die Härtewertesteigen bis auf 60 HRC. Vorwie-gend finden diese Werkstoffe beider Herstellung verschleiß- undwechselbeanspruchter Teile wieZahnräder, GetriebeweIlen, Ge-lenke, Buchsen usw. Verwendung.Infolge des durch die Einsatzhär-tung auftretenden Verzugs derBauteile muss in manchen Fällennoch eine spanende Nachbearbei-tung erfolgen.

Häufige Vertreter der Einsatz-stähle sind z.B. C15E, 16MnCr5,20MoCr4, 18CrNi8.

3.3.3 Vergütungsstähle

Die Vergütungsstähle (genormtin EN 10083) weisen Kohlenstoff-massenanteile zwischen 0,2 und0,6% auf und besitzen daher höhere Festigkeiten als die Ein-satzstähle. Die Hauptlegierungs-elemente sind Silicium, Mangan,Chrom, Molybdän, Nickel undVanadium.

Zur Verbesserung der Zerspan-barkeit vor dem Vergüten sollteauf niedrige Festigkeit und relativgeringe Zähigkeit wärmebehan-delt werden. Bei unlegierten Ver-gütungsstählen bis etwa 0,5 % Chaben sich gleichmäßig ausgebil-dete Perlit-Ferrit-Gefüge bewährt.Mit Zunahme des Perlitanteilsim Gefüge nimmt der Werkzeug-verschleiß zu; die anwendbarenSchnittgeschwindigkeiten sind des-halb zu verringern. Bei Stählenmit höheren C-Massenanteilen isteine zunehmende Einformung desZementits zweckmäßig. Nahezuweichgeglühte Vergütungsstählemit einer Mischung aus lamellaremund körnigem Zementit sind auchbei höheren Schnittgeschwindig-keiten gut zerspanbar.

In vielen Fällen erfolgt das Ver-güten zwischen der Schrupp- undder Schlicht- bzw. Feinbearbeitung.Beim Zerspanen von vergüteten

Gefügen (überwiegend angelasse-ner Martensit) wird ein stärkererVerschleiß am Werkzeug hervor-gerufen, als dies bei noch nichtvergüteten Gefügen der Fall ist.

Eine deutliche Verbesserungder Zerspanbarkeit von Vergü-tungsstählen beim Drehen, Fräsenund Bohren erreicht man durchZulegieren von geringen Massenan-teilen Schwefel (0,05 bis 0,1%).

Zu den häufig in der Praxisspanabhebend zu bearbeitendenVergütungsstählen zählen u.a.C45E, 42CrMo4, 30CrMoV9 oder36CrNiMo4. Diese Stahlsortenwerden für Bauteile mittlerer undhöherer Beanspruchung, insbe-sondere im Automobil- und Flug-zeugbau (Pleuelstangen, Achsen,Achsschenkel, Läufer- und Kurbel-welle), verwendet.

3.3.4 Nitrierstähle

Der Massenanteil an Kohlen-stoff der Nitrierstähle (genormtin EN 10085) liegt bei 0,2 bis0,45 %. Nitrierstähle sind vergüt-bar und werden mit Chrom undMolybdän (zur besseren Durch-vergütbarkeit) sowie mit Alumi-nium oder Vanadium (Nitridbild-ner) legiert. Die harte, verschleiß-feste Oberfläche wird vor allemdurch Einlagerung von sprödenMetallnitriden in die Randschichterzielt.

Die spanende Bearbeitung die-ser Werkstoffe erfolgt jedoch vordem Nitrieren meist im vergütetenZustand. Dieser für die nachfol-gende Nitrierung günstige Gefüge-zustand (d.h. feine, gleichmäßigverteilte Carbide, angelassenerMartensit) weist ungünstige Zer-spaneigenschaften auf. Insbeson-dere bei hohen Schnittbedingun-gen führen die zu erwartendenhohen Zerspankräfte zu starkemWerkzeugverschleiß und folglichzu kürzeren Standzeiten. Im unver-güteten Zustand treten Schwierig-keiten während der Bearbeitunghinsichtlich brauchbarer Spanfor-men und Gratbildung auf.

Zerspanen von Stahl

22

Nitrierstähle mit erhöhtemNickelgehalt, z.B. 34CrAlNi7-10mit ca. 1 % Ni, sind im Allgemei-nen schlecht zerspanbar. Grund-sätzlich sind aluminiumhaltigeNitrierstähle schwerer zu bearbei-ten als aluminiumfreie, wie z .B.31CrMo12, der eine geringereKlebneigung aufweist. Günstigauf die Zerspanbarkeit wirkt sichdas Zulegieren von Schwefel(34CrAlS5) aus.

Die Nitrierstähle haben einähnliches Anwendungsgebiet wiedie Einsatzstähle (Zahnräder, Füh-rungsleisten).

3.3.5 Werkzeugstähle

Werkzeugstähle sind nach DINEN ISO 4957 Edelstähle, die zumBe- und Verarbeiten von Werk-stoffen sowie Handhaben undMessen von Werkstücken geeignetsind. Generell wird zwischen un-legierten und legierten Werkzeug-stählen unterschieden. Hinsicht-lich ihrer Zerspaneigenschaftenist eine Einteilung in• Kaltarbeitsstähle,• Warmarbeitsstähle und • Schnellarbeitsstähle (HSS)hilfreich.

Unlegierte Werkzeugstählemit einem C-Massenanteil zwi-schen 0,5 und 1,5 % werden imweichgeglühten Zustand spanendbearbeitet. Bei untereutektoidenStählen (C < 0,8 %) besteht außer-dem die Möglichkeit, sie im nor-malgeglühten Zustand oder imLieferzustand nach der Warmum-formung zu zerspanen. Nachteiligwirkt sich dann jedoch die er-höhte Klebneigung und die da-mit größere Neigung zur Aufbau-schneidenbildung aus, so dasseine relativ schlechte Zerspanbar-keit vorliegt.

Um Oberflächenhärte, Ein-härtetiefe, Anlassbeständigkeit,Zähigkeit und Verschleißwider-stand zu erhöhen, werden bei denlegierten Werkzeugstählen u.a.Wolfram, Molybdän, Vanadiumund Cobalt zulegiert.

Wie die unlegierten Werk-zeugstähle neigen auch die legier-ten, insbesondere die hochlegier-ten Schnellarbeitsstähle, beimZerspanen im geglühten Zustandstark zu Verklebungen sowie Auf-bauschneidenbildung und müssendeshalb als schlecht zerspanbareingestuft werden. Die Folge die-ser Klebneigung sind raue Ober-flächen. Weiterhin können beimWerkzeugaustritt Ausbrüche auf-treten. Abhilfe lässt sich in Gren-zen durch Vergüten auf höhereFestigkeiten schaffen. Die anwend-baren Schnittgeschwindigkeitenbei der spanenden Bearbeitungder Werkzeugstähle sind in derRegel relativ niedrig.

3.3.6 Nichtrostende Stähle

Nichtrostende Stähle enthal-ten mindestens 10,5 % Chrom undhöchstens 1,2 % Kohlenstoff. IhreHauptlegierungselemente sindChrom und Nickel. Bei Anteilenvon über 12 % bewirkt Chrom dieKorrosionsbeständigkeit des Stahl-werkstoffes. Nickel erweitert dasγ-Gebiet und führt in hochchrom-haltigen Stählen zur Stabilisierungdes austenitischen Gefüges, dasbei niedriglegierten Kohlenstoff-stählen in der Regel nicht stabil istund unterhalb der Ac1-Temperaturin Ferrit und Zementit zerfällt. DieWärmeleitfähigkeit des Stahlwerk-stoffes wird durch Nickel starkvermindert. „Chromstahl“ ist dieübliche Bezeichnung für ferriti-sche und „CrNi-Stahl“ für austeni-tische Stahlsorten. Entsprechendihren wesentlichsten Gebrauchs-eigenschaften werden nach DINEN 10088 die nichtrostendenStähle eingeteilt in: • korrosionsbeständige Stähle,• hitzebeständige Stähle und• warmfeste Stähle.

Korrosionsbeständige Stählezeichnen sich durch eine gute Be-ständigkeit gegenüber chemischaggressiven Stoffen aus. Im Allge-meinen weisen sie einen Massen-anteil an Chrom von wenigstens

12 % auf. Hinsichtlich ihrer Gefü-gebestandteile werden die kor-rosionsbeständigen Stähle in fer-ritische, austenitische, martensiti-sche und ferritisch-austenitischeStähle gegliedert. Bei den ferriti-schen Stählen handelt es sich vor-wiegend um reine Chromstähle mitCr-Massenanteilen von 12,5 bis18 % und C-Massenanteilen unter0,1 % (z.B. X6Cr13, Werkstoff-Nr.:1.4000; X6Cr17, Werkstoff-Nr.:1.4016). Sie sind magnetisch undnicht härtbar. Martensitische Stählesind vorwiegend Chromstähle mitChromgehalten von 12 bis 18 %bei einem C-Gehalt von 0,1 bis1,2 % (z.B. X12Cr13, Werkstoff-Nr.: 1.4006; X39Cr13, Werkstoff-Nr.: 1.4031). Die mit Abstand ammeisten verwendeten korrosions-beständigen Stähle sind die auste-nitischen Stahlwerkstoffe. Sie ent-halten ca. 17 bis 26 % Cr, 7 bis26 % Ni, weniger als 0,12 % Cund zum Teil geringe Anteilevon Si, Mo, V, Nb, Ti, Al oderCo (z.B. X5CrNi18-10, Werkstoff-Nr.: 1.4301). Eine weitere Gruppeder korrosionsbeständigen Stählesind die ferritisch-austenitischenStahlwerkstoffe, die auch alsDuplex- (z.B.: X2CrNiMoN22-5-3,Werkstoff-Nr.: 1.4462) oderSuperduplexstähle (z.B. X2CrNi-MoCuWN25-7-4, Werkstoff-Nr.:1.4501) bezeichnet werden. IhrenNamen verdanken diese Stähleihrem zweiphasigen Gefüge, dasaus Ferrit und Austenit besteht.

Hitzebeständige Stähle sindhauptsächlich ferritische und aus-tenitische Stähle mit guter Be-ständigkeit gegen Oxidation sowiegegen den Einfluss von heißenGasen und Verbrennungsproduk-ten oberhalb von 550 °C. In oxi-dierender Atmosphäre wird eineschützende Schicht aus Chrom-,Silicium- und Aluminiumoxidenauf der Stahloberfläche gebildet(DIN EN 10088). Die hitzebestän-digen ferritischen Stähle enthaltenmindestens 12 % Cr sowie Al undSi (z.B. X10CrAlSi13, Werkstoff-Nr.: 1.4724; X10CrAlSi25, Werk-stoff-Nr.: 1.4762). Die hitzebe-

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ständigen austenitischen Stählesind zusätzlich mit mindestens 9 %Ni legiert (z.B. X15CrNiSi25-21,Werkstoff-Nr.: 1.4841).

Bei den warmfesten Stählenhandelt es sich hauptsächlich ummartensitische und austenitischeStahlsorten mit einer hohen Zeit-standfestigkeit bei mechanischerLangzeitbeanspruchung oberhalbvon 500 °C. Aus warmfestenmartensitischen Stählen (z.B.X20CrMoV11-1, Werkstoff-Nr.:1.4922; X20CrMoWV12-1, Werk-stoff-Nr.: 1.4935) werden z.B.Bauteile für Wärmekraftanlagen,Dampfkessel und Turbinen, fürdie chemische Industrie und fürdie Reaktortechnik hergestellt.

Die nichtrostenden Stähle mitferritischem Gefüge sind verhält-nismäßig gut zerspanbar. Der Ver-schleißangriff durch Abrasion undAdhäsion ist vergleichsweise ge-ring. Die Zerspanbarkeit der mar-tensitischen Stähle richtet sichnach der Härte als Folge der je-weils durchgeführten Wärmebe-handlung. Je nach Wärmebehand-lung besteht das Gefüge aus Mar-tensit (gehärtet) oder angelasse-nem Martensit mit Chromcarbidenund Ferrit (vergütet). Die Duplex-stähle gelten als außerordentlichschlecht zerspanbar. Kennzeich-nend hierfür sind eine ausgeprägteNeigung zur Adhäsion, eine starkeKaltverfestigung der Werkstück-randzone und eine ungünstigeSpanbildung.

Austenitische Stahlwerkstoffewerden im abgeschreckten oderim lösungsgeglühten Zustand zer-spant. Gegenüber ferritisch-per-litischen oder vergüteten Stählensind sie deutlich schlechter zer-spanbar. Ursache hierfür sind ihrehohe Verformungsfähigkeit undZähigkeit, ihre Neigung zur Kalt-verfestigung und zur Adhäsionmit dem Schneidstoff sowie ihregegenüber unlegierten Stählen umca. ein Drittel niedrigere Wärme-leitfähigkeit. Diese verschlechtertdie Wärmeabfuhr über den Spanund erhöht die Temperaturbelas-tung der Schneide. Folgen dieser

spezifischen Werkstoffeigenschaf-ten sind trotz der vergleichsweisegeringen Zugfestigkeit der auste-nitischen CrNi-Stähle eine hohethermische Belastung der Werk-zeugschneide, ausgeprägter Frei-und/oder Spanflächenverschleiß,Materialverklebungen, Kerbenver-schleiß, Schneidstoffausbröcke-lungen, Schneidkantenausbrücheund ungünstige Spanformen. Beivielen Bearbeitungsaufgaben isteine spanende Bearbeitung nurbei vergleichsweise niedrigenSchnittgeschwindigkeiten möglich[25]. Spezielle nichtrostende Auto-matenstähle (z.B. X8CrNiS18-9)mit Schwefelgehalten von 0,15 bis0,35 % nutzen die positive span-brechende Wirkung von gleich-mäßig und in größerer Menge ver-teilten Mangansulfiden.

3.3.7 Gehärtete Stähle

Hochbeanspruchte Stahlbau-teile werden zur Verbesserungihrer Festigkeits- und Verschleiß-eigenschaften gehärtet. Währendfrüher die Bearbeitung solcherBauteile mit Härten oberhalb von50 HRC nur durch Schleifen mög-lich war, können heute aufgrundbesserer Prozesskenntnisse undder konsequenten Ausnutzung derSchneidstoffe die Fertigungsver-fahren Drehen, Fräsen, Räumen,Drehräumen, Bohren sowie derFeinbearbeitung von Verzahnun-gen (Schälwälzfräsen, Schälwälz-stoßen, Hartschneiden) eingesetztwerden. Ein erst in jüngerer Zeiterschlossenes Anwendungsgebietfür die Hartzerspanung ist derWerkzeug- und Formenbau.

Durch die Fertigbearbeitungim gehärteten Zustand lassen sichMaß- und Formabweichungen in-folge des Härtens korrigieren undgleichzeitig gute Oberflächen-qualitäten erzielen. Die Hartzer-spanung beansprucht die Schneid-stoffe und Werkzeuge nahe ihrerLeistungsgrenze. Die Bereiche opti-maler Schnittbedingungen sindsehr schmal. Deshalb sind die

Schnittparameter und die Werk-zeuggeometrien sehr sorgfältigan die jeweilige Bearbeitungsauf-gabe anzupassen. Startwerte beimSchruppdrehen gehärteter Stähleliegen z.B. im Bereich vc = 90–200 m/min, f = 0,1–0,35 mm undap,max = 0,5 mm, beim Schlichtenim Bereich vc = 90–150 m/min,f = 0,05–0,1 mm und ap = 0,05–0,2 mm.

Beim Hartdrehen werden dieSchneidstoffe PCBN und Misch-keramik zur Bearbeitung vondurch- und randschichtgehärtetenWerkstoffen (Wälzlagerstähle,Werkzeugstähle, Einsatzstähle,Nitrierstähle) mit Härten von 55bis 68 HRC eingesetzt. Die Fräs-bearbeitung erfolgt mit Werkzeu-gen aus Feinstkornhartmetalloder aus PCBN. Beim Hartbohrenmit Wendeschneidplatten-Werk-zeugen werden vorwiegend PCBN-Schneidstoffe bei durchgehärte-ten Kalt- und Warmarbeitsstählenbis 62 HRC eingesetzt. Das Durch-bohren der harten Randzonen vonNitrier- und Einsatzstählen kannauch mit Keramiken und Feinst-kornhartmetallen erfolgen. Un-beschichtete und beschichteteFeinstkornhartmetalle werdenauch zur Nachbearbeitung kom-plexer Bauteilgeometrien beimRäumen angewendet.

Zerspanen von Stahl

24

4 Zerspanverfahren

4.1 Drehen

4.1.1 Allgemeines

Drehen ist ein spanabheben-des Verfahren zur Erzeugung rota-tionssymmetrischer Bauteile. Inder Praxis wird je nach Zielsetzungzwischen Schrupp- und Schlicht-drehen unterschieden. Währenddie Schruppbearbeitung eine mög-lichst hohe Zerspanrate zum Zielhat, werden beim Schlichten einehohe Maß- und Formgenauigkeitsowie eine hohe Oberflächengüteangestrebt. Über dem Bereich desSchruppdrehens liegt die Schwer-zerspanung, bei der mit Spanungs-querschnitten ap · f von bis zu80 · 3 mm gearbeitet wird [42].

4.1.2 Verfahrensvarianten

4.1.2.1 Runddrehen Das Verfahrensprinzip und die

Eingriffsverhältnisse des Längs-Runddrehens zeigt Abb. 14. Hier-bei wird zwischen der Bearbeitungvon außenliegenden und innen-liegenden Werkstückflächen unter-schieden. Bei Innendrehoperatio-nen an tiefen Bohrungen könnenaufgrund von großen Auskraglän-gen oder kleinen Schaftdurchmes-sern Stabilitätsprobleme auftreten.Durch die Wahl günstiger Schnitt-werte und den Einsatz geeigneterWerkzeuge (z.B. schwingungs-

gedämpfte Bohrstangen) könnendiese Probleme vermieden wer-den. Zum Einsatz kommen fast aus-schließlich Werkzeuge mit Wende-schneidplatten, die mit Klemm-vorrichtungen auf dem Werkzeug-träger befestigt sind. Ca. 80 %der beim Drehen eingesetztenWendeschneidplatten sind heutebeschichtet.

Bezeichnungssysteme für Wen-deschneidplatten und Werkzeug-halter sind in den Normen DIN ISO1832 und DIN 4983 festgelegt.

4.1.2.2 Plandrehen Das Plandrehen wird zur Be-

arbeitung einer Stirnfläche odereines Wellenabsatzes angewendet.Die Vorschubbewegung ist meistvon außen nach innen gerichtet.

Ein Abtrennen von Werk-stücken und Werkstückteilen er-möglicht das Abstechdrehen. Be-sonders häufig eingesetzt wirddieses Verfahren auf Drehauto-maten bei der Fertigung kleinerBauteile „von der Stange“. Um denMaterialverlust möglichst geringzu halten, müssen die Abstech-werkzeuge schmal ausgeführtwerden. Zur Minimierung desbeim Abstechdrehen entstehendenRestbutzens wird ein Einstellwin-kel von κr < 90° gewählt. ÜblicheWerte liegen im Bereich von 82°< κr < 88°.

Zu beachten ist bei den ge-nannten Plandrehverfahren aller-dings, dass die Schnittgeschwindig-

keit bei der Bearbeitung mit kon-stanter Drehzahl zur Werkstück-mitte hin abnimmt. Die Einhaltungeines bestimmten Schnittgeschwin-digkeitsbereiches kann entwederdurch eine stufenweise Anpassungder Drehzahl an den Werkstück-durchmesser oder durch einestufenlose Drehzahlregelung er-folgen.

4.2 Fräsen

4.2.1 Allgemeines

Fräsen ist das hinsichtlich dererzeugbaren Konturen vielseitigstespanende Fertigungsverfahren. Amhäufigsten werden die Fräsverfah-ren zur Erzeugung ebener Flächen(bei geradliniger Vorschubbewe-gung: Planfräsen) angewendet.Abb. 15 zeigt die wichtigsten,nach Kinematik und Eingriffsver-hältnissen unterschiedlichen Plan-fräsverfahren und bezeichnet diezugehörigen Fräswerkzeuge. Inder Praxis benennt man die Fräs-verfahren meist nach Art und Formder eingesetzten Fräswerkzeuge,wie z.B. Walzenfräsen, Schaft-fräsen, Scheibenfräsen, Stirnfrä-sen. Ein kinematisches Unterschei-dungsmerkmal ergibt sich ausden Richtungen der Schnittge-schwindigkeit vc und der Vor-schubgeschwindigkeit vf (Abb.16). Sind diese Geschwindigkeitengleichsinnig orientiert, spricht manvom Gleichlauffräsen. Sind sie ge-gensinnig orientiert, liegt Gegen-lauffräsen vor. Beim Gleichlauf-Umfangsfräsen wirkt die Schnitt-kraft auf das Werkstück, vgl. Abb.16, während sie beim Gegenlauf-Umfangsfräsen vom Werkstückweggerichtet ist, so dass hierbeiein labiles Werkstück (z.B. dünneBlechplatte) von der Aufspannflä-che abgehoben oder zum Ratternangeregt werden kann. Der Fräs-prozess kann aus Gleich- undGegenlaufanteilen zusammenge-setzt sein, was üblicherweise derFall ist.

Merkblatt 137

Abb. 14: Eingriffsverhält-nisse beim Längs-Runddrehen(nach DIN 6580)

κr: Einstellwinkelap: Schnitttiefe

f: Vorschub b: Spanungsbreite

h: Spanungsdickeap · f = b · h: Spanungs- querschnitt

Vorschubbewegung (Werkzeug)

Schnittbewegung(Werkstück)

fap

bhκr

apb = –––– sinκr

h = f · sinκr

25

Charakteristisch für alle Fräs-prozesse ist, dass je Werkzeug-umdrehung der Eingriff jederSchneide mindestens einmal unter-brochen wird. Aus diesem unter-brochenen Schnitt resultiert einemechanische und thermischeWechselbeanspruchung des Werk-zeugs, die wesentlich das Stand-vermögen des Fräsers bestimmtund hohe Anforderungen an dieSteifigkeit des GesamtsystemsMaschine – Werkzeug – Werkstückstellt. Insbesondere den Kontaktbe-dingungen, d.h. der Art der erstenund letzten Berührung zwischen

dem Werkzeug und dem Werk-stück, kommt in diesem Zusam-menhang besondere Bedeutungzu. Als günstig werden jene Kon-taktarten angesehen, bei denendie empfindliche Schneidenspitzenicht zuerst auf das Werkstücktrifft und bei denen ein sanfterAustritt der Schneide sichergestelltwird ([14], [47], [53]).

Die Spanungsdicke h verän-dert sich beim Fräsen längs desSchnittbogens mit dem Eingriffs-winkel ϕ und erreicht ihren maxi-malen Wert bei ϕ = 90° (Abb. 17).Hieraus resultieren schwellende

Belastungszyklen, die in Verbin-dung mit den Schnittunterbre-chungen besonders hohe Anfor-derungen an die Zähigkeit, dieTemperaturwechselbeständigkeitund die Kantenfestigkeit der ein-zusetzenden Schneidstoffe stellen.Für die Stahlbearbeitung werdenim Allgemeinen Schnellarbeits-stähle und zähe Hartmetalle derAnwendungsgruppe P 15 bis P 40eingesetzt. Schneidkeramik wirdbeim Feinstfräsen von Einsatz- undVergütungsstahl sowie gehärte-tem Stahl mit Erfolg angewendet.Der Einsatz beschichteter Hart-metalle in der Stahlbearbeitungist heute Stand der Technik. Dienotwendige hohe Stabilität derSchneidkörper kann mit großenRadien oder Fasen an der Schnei-denecke und gefasten Schneid-kanten erreicht werden.

Im Folgenden werden die inder Praxis häufig angewandtenVerfahrensvarianten näher erläu-tert. Diese sind das:• Stirnfräsen (Stirn-Planfräsen),• Umfangsfräsen (Umfangs-Plan-

fräsen),• Schaftfräsen (hier Stirn-Umfangs-

Planfräsen) und das • Profilfräsen.

Zerspanen von Stahl

Abb. 15: Eingriffsgrößen und Verfahren beim Planfräsen (nach [42])

Abb. 16: Umfangsfräsen imGleich- und Gegenlauf

n

ae

n

fz

vf

ae

fz

vf

Fc

Ff

Fc: Schnittkraft, Ff: wirkende Kraft in Vorschubrichtung, ae: Eingriffsgröße,fz: Vorschub je Zahn, vf: Vorschubgeschwindigkeit

Detail B

GegenlauffräsenGleichlauffräsen

Fc

Ff

Detail B

Detail A

Detail A

Stirn-fräser

Stirn-fräser

Schaft-fräser

Scheiben-fräser

Walzen-fräser

Walzenstirn-fräser

26

Zur vollständigen Beschrei-bung der Zerspanbedingungenbeim Fräsen sind neben den be-reits bekannten Größen die Para-meter Eingriffsgröße ae, Über-stand ü, Ein- bzw. AustrittswinkelϕE bzw. ϕA, Fräserdurchmesser Dsowie die Zähnezahl z notwendig(Abb. 17). Der Spanwinkel setztsich aus einem radialen (γf) undeinem axialen Anteil (γp) zusam-men, womit insbesondere derSpanabfluss und die Schneiden-stabilität beeinflusst werden kön-nen [47].

4.2.2 Verfahrensvarianten

4.2.2.1 Stirnfräsen Beim Stirnfräsen ist die Ein-

griffsgröße ae wesentlich größerals die Schnitttiefe ap. Die weitausüberwiegende Zerspanarbeit wirddurch die Umfangsschneiden ge-leistet, wohingegen die Stirn- oderauch Nebenschneiden im Wesent-lichen die Werkstückoberflächeerzeugen. Damit hängt die Qua-lität der Oberflächen unmittelbar

von der Lagegenauigkeit der ein-zelnen Schneidkörper untereinan-der ab, was insbesondere für Mes-serkopffräser mit Wendeschneid-platten von größter Bedeutungist. Eine sorgfältige Voreinstellungderartiger Werkzeuge ist auch imHinblick auf das Standvermögenwichtig, da einzelne vorstehendeSchneiden schneller verschleißenund damit das Standzeitende be-stimmen. Bei extremen Anforde-rungen an die Werkstückoberflä-che wird das Breitschlichtfräseneingesetzt, wobei nur ein Zahn mitüberlanger, balliger Stirnschneidedie Oberfläche erzeugt. Um güns-tige Eingriffsverhältnisse beimMesserkopfstirnfräsen zu erhalten,sollte die Eingriffsgröße ae etwa50 bis 75 % des Fräserdurchmes-sers betragen. Hierdurch wird auchder gleichzeitige Eingriff mehrererSchneiden erreicht, was zu einerdeutlichen Prozessberuhigungführt. Zur Vermeidung von Ratter-schwingungen sollten die Fräserungleichmäßig geteilt sein.

Bei der Stahlzerspanung wirdim Allgemeinen mit positiver

Schneidteilgeometrie gearbeitet,hingegen bei erhöhten Anforde-rungen an die Schneidenstabilitätbesser mit negativer Geometrie.Als besonders ungünstig gilt es,wenn die stoßempfindliche Schnei-denecke als erster Punkt derSchneide auf das Werkstück trifft.Dieser sogenannte S-Kontakt kanndurch eine entsprechende Varia-tion der Schneidengeometrie undder Zustellgrößen vermieden wer-den. Die günstigste Kontaktart istder U-Kontakt, bei dem der vonNeben- und Hauptschneide amweitesten entfernte Schneiden-punkt als Erster mit dem Werk-stück in Kontakt kommt. Alle ande-ren Punkt- sowie Linienkontaktewerden hinsichtlich der Stoß-empfindlichkeit als Zwischenstufezwischen S-Kontakt und dem U-Kontakt angesehen.

4.2.2.2 Umfangsfräsen Beim Umfangsfräsen ist die

Schnitttiefe ap wesentlich größerals die Eingriffsgröße ae. Die Werk-stückoberfläche wird durch dieHauptschneiden erzeugt. Im Ge-

Merkblatt 137

ϕ = 0

vf

vc

fz

Dae1

ae

ae2

apb

z

h

ϕs

ϕ

-εA

ϕE

+εE

ϕA

κrγp

b = ––––– h(ϕ) = fz · sinγ · sinκr

ϕi = arccos ––– (fz << D)

ap

sinκr

aei

D/2

n

n

γfn

Eintrittsebene

Tangentialebene

C C

BA

B

Werkzeugschneide

Schnitt C-C WerkzeugAnsicht A

Sb

Sa VaV

K

S

T U

Kontaktarten

Schnittebene B-B

ü

Abb. 17: Eingriffsverhältnisse beim Stirnfräsen (nach [42])

27

gensatz zum Stirnfräsen tritt beimUmfangsfräsen entweder reinesGegenlauf- oder Gleichlauffräsenauf (Abb. 16). Beim Gegenlauffrä-sen tritt das Werkzeug mit Null-spanungsdicke (h = 0) ein, wobeiinfolge der Unterschreitung derMindestspanungsdicke überwie-gend Quetsch- und Reibvorgängeablaufen. Die Folge ist eineschlechte Oberflächengüte. Dersich im weiteren Zerspanverlaufaufbauende Spanungsquerschnittführt zu steigenden Schnittkräften,die vom Maschinentisch wegge-richtet sind und labile Werkstücke(z.B. dünne Bleche) von der Auf-spannfläche abheben oder zumRattern anregen können. BeimGleichlauf-Umfangsfräsen erfolgtder Anschnitt annähernd mit demvollen Spanungsquerschnitt.

4.2.2.3 Schaftfräsen Das Schaftfräsen zeichnet sich

insbesondere durch den Schlank-heitsgrad der Werkzeuge aus(Abb. 15). Es wird besonders vor-teilhaft zur Erzeugung von Form-flächen, wie z.B. im Gesenkbau,sowie bei der Herstellung vonNuten, Taschen, Schlitzen undAussparungen eingesetzt [39].

Schaftfräser sind zum Spannenmit einem Zylinder- oder Kegel-schaft versehen. Man unterschei-det rechtsschneidende und links-schneidende sowie rechtsgedrallte,

linksgedrallte und geradverzahnteWerkzeuge. Bei der Konstruktioneines Schaftfräsers müssen zumTeil sich widersprechende For-derungen erfüllt werden, z.B. einmöglichst großer tragender Quer-schnitt bei gleichfalls großen Span-räumen.

Die große Auskraglänge desWerkzeugs führt zu Instabilitäten,insbesondere zum Verbiegen desWerkzeugs, was mit entsprechen-den Formfehlern des Werkstücksverbunden sein kann.

Schaftfräser werden in ersterLinie aus Schnellarbeitsstahl undVollhartmetall gefertigt. Ab einemFräserdurchmesser von d = 12 mmsind je nach Bearbeitungsaufgabeauch Werkzeuge mit geklemmtenHM-Wendeschneidplatten vorteil-haft einsetzbar.

4.2.2.4 ProfilfräsenBei diesem Verfahren wird

ein profiliertes Fräswerkzeug ein-gesetzt, dessen Kontur beim Be-arbeitungsprozess auf dem Werk-stück abgebildet wird. Das Profil-fräsen eignet sich insbesonderezur Erzeugung von Schwalben-schwanz-Nuten, T-Nuten, Radien,Zahnstangen sowie Führungspris-men. In den meisten Fällen erfolgtdie Bearbeitung als Stirnumfangs-fräsen. Die Werkzeuge sind eintei-lig (Formfräser) oder auch mehr-teilig (Satzfräser) ausgeführt. Zu-

meist finden Schnellarbeitsstahl-werkzeuge oder Werkzeuge mitaufgelöteten HartmetallschneidenAnwendung. Einfache Geometrien,z.B. rechteckige Nuten, werdenauch mit Werkzeugen mit ge-klemmten HM-Wendeschneidplat-ten hergestellt.

4.3 Bohren

4.3.1 Allgemeines

Unter dem Begriff Bohren wer-den spanende Bearbeitungsverfah-ren zur Herstellung von Durch-gangs- oder Sacklöchern verstan-den. Diese Verfahren unterschei-den sich insbesondere in der Artder verwendeten Werkzeuge so-wie in den zu bearbeitenden Bohr-tiefen. Besondere Merkmale desBohrens sind • die bis auf null abfallende

Schnittgeschwindigkeit in derBohrermitte,

• der mit zunehmender Bohrtiefeschwierigere Abtransport derSpäne,

• die ungünstige Wärmeverteilungin der Schnittstelle,

• der erhöhte Verschleißangriffauf die scharfkantige Schneid-ecke sowie

• Stabilitäts- und Schwingungs-probleme des Werkzeugs mitzunehmender Bohrtiefe.

4.3.2 Verfahrensvarianten

In den folgenden Kapitelnwird beispielhaft das Bohren insVolle mit den gebräuchlichstenWerkzeugen beschrieben.

4.3.2.1 Bohren mit Spiralbohrern

Der Spiralbohrer ist das amhäufigsten eingesetzte Werkzeugzur spanenden Lochbearbeitung.Die Benennung und Definitionder geometrischen Formelemente

Zerspanen von Stahl

γo βo

αo

κr

ε r

α0: Werkzeug-Orthogonalfreiwinkel

β0: Werkzeug-Orthogonalkeilwinkel

γ0: Werkzeug-Orthogonalspanwinkel

κr: Werkzeug-Einstellwinkelεr: Werkzeug-Eckenwinkel

Spanfläche

Spanfläche

Schneidenecke

Hauptschneide

Nebenschneide

Hauptfreifläche

HauptfreiflächeSpannut

Querschneide

AngenommeneSchnittrichtung

Abb. 18: Schneidteilgeometrie am Spiralbohrer (nach DIN 6581)

28

an handelsüblichen Spiralbohrernist in DIN ISO 5419 genormt. DieSchneidteilgeometrie dieses Werk-zeugs zeigt Abb. 18.

Kennzeichnend für den Spiral-bohrer sind die wendelförmig ver-laufenden Spannuten. Die Größeund Form des Nutenquerschnit-tes – und damit des Bohrerprofils –sowie die Steigung der Nuten be-stimmen in hohem Maße sowohldie Spanentsorgung aus der Boh-rung als auch die Stabilität des Boh-rers. Zum Bohren von Stahlwerk-stoffen werden Spiralbohrer mitSeitenspanwinkel (Drallwinkel)γf = 18 bis 30° eingesetzt.

Zu den Schneiden des Bohrerszählen die Hauptschneiden, dieQuerschneide und die Neben-schneiden (Abb. 18). Die Haupt-schneiden schließen den Spitzen-winkel (2κR) ein, der bei der Stahl-zerspanung im Allgemeinen 118°beträgt. Der Spanwinkel γ0 ent-lang der Hauptschneide nimmt ab-hängig von der Form und Steigungder Drallnuten von dem Maximal-wert an der Schneidenecke zurBohrermitte hin ab. Im Bereich derQuerschneide ist der Spanwinkelstark negativ γo = –55°. Da zudemdie Schnittgeschwindigkeiten imZentrum gegen null gehen, schnei-det die Querschneide kaum noch.Es kommt vielmehr zum Quet-schen und Reiben, wodurch hoheVorschubkräfte entstehen [70].

Durch speziellen Anschliff derBohrerspitze können diese negati-ven Einflüsse vermindert und kannder Bohrer der jeweiligen Bearbei-tungsaufgabe angepasst werden.Insbesondere die in DIN 1412standardisierten AnschliffformenA bis E finden breite Anwendung(Abb. 19). Wesentlich ist dabeieine Verkürzung der Querschnei-de durch das sogenannte Ausspit-zen. Beim Kreuzschliff (Form C)wird eine extreme Ausspitzungrealisiert, da die Querschneide aufeinen Punkt reduziert ist. Nebengeringeren Vorschubkräften führtdies zu einer verbesserten Zentrier-fähigkeit. Die Korrektur der Haupt-schneiden (Form B) führt zu einer

Stabilisierung der Schneiden, je-doch auch zu höheren Zerspan-kräften. Fasen am Umfang desBohrers (Form D) schützen dieSchneidenecken vor frühzeitigemVerschleiß vor allem beim Bohrenvon harten Stahlwerkstoffen odervon Bauteilen mit harter Randzone.Die Anschliffform E mit Zentrums-spitze wird beim Bohren von Ble-chen eingesetzt, wenn zentrischesAnbohren und geringe Gratbil-dung beim Ausbohren sicherge-stellt werden müssen.

Beim Anschleifen ist auf dieSymmetrie der Schneiden größ-ter Wert zu legen. Jede Ungleich-mäßigkeit spiegelt sich direkt imVerschleißverlauf und in derschlechteren Bohrungsqualitätwider. Bei sorgfältigem Anschliffkönnen je nach Schnittbedingungund Werkstückstoff Bohrungstole-ranzen bis IT 12 und Oberflächen-qualitäten von Rt = 20 µm erreichtwerden. Die spezifischen Bean-spruchungen des Spiralbohrers,verbunden mit dem hohenSchlankheitsgrad, insbesondere beigroßen Bohrtiefen, erfordern eineextrem hohe Zähigkeit des Werk-

zeugs. Deshalb ist bei der Stahl-zerspanung Schnellarbeitsstahl inden Qualitäten HS 6-5-2 und HS 6-5-2-5 der zumeist eingesetzteSchneidstoff. Überwiegend werdenheute Vollhartmetallbohrer ver-wendet. Außerdem finden hart-stoffbeschichtete Schnellarbeits-stahlbohrer verbreitete Anwen-dung, da sie durch die verschleiß-feste und reibungsgünstigere Be-schichtung aus beispielsweiseTitannitrid (TiN) oder Titanalu-miniumnitrid (TiAlN) bei bestimm-ten Stahlwerkstoffen erheblicheStandzeit- oder Schnittwertsteige-rungen erzielen können.

4.3.2.2 Bohren mit Wende- schneidplattenbohrern

Die im Vergleich zu Hartmetallgeringe Warmverschleißfestigkeitdes Schnellarbeitsstahls und derzunehmende Einsatz standardi-sierter HM-Wendeschneidplattenführte zur Konzeption des Wende-schneidplattenbohrers. DerartigeWerkzeuge können im Durchmes-serbereich von d = 12 bis über120 mm eingesetzt werden, wo-

Merkblatt 137

Abb. 19: Spiralbohrer-Spitzenanschliffe (nach DIN 1412)

Form A

Ausgespitzte Querschneide

Form B

Ausgespitzte Querschneide mit korrigierter Hauptschneide

Kegelmantelanschliff(Grundanschliff für Form A-D)

Form D

Ausgespitzte Querschneide mitfacettierten Schneidenecken

Form E

Spitzenwinkel 180ºmit Zentrumsspitze

Form C

Kreuzanschliff

29

bei die Bohrungstiefe nicht größerals dreimal der Durchmesser seinsollte. Dabei kann mit bis zu 15-fach höherer Schnittgeschwindig-keit gegenüber HSS-Werkzeugengearbeitet werden, wobei der Vor-schub allerdings reduziert werdenmuss. Werkzeuge mit größerenDurchmessern sind mit mehr alseiner bzw. zwei Wendeschneid-platten bestückt. Die Schneid-platten sind so im Grundkörperangeordnet, dass die Zentrums-schneide minimal über die Mittedes Bohrerquerschnittes ragt, eineSchnittüberdeckung gewährleistetist und die Zerspankraftanteile sichin Betrag und Richtung möglichstausgleichen.

Die außenliegenden Schneid-platten sollten aufgrund der hohenSchnittgeschwindigkeiten warm-fest sein. Die Schneidplatte imBohrerzentrum muss infolge derdurch die niedrigen Schnittge-schwindigkeiten hervorgerufenenQuetschvorgänge eine hohe Zähig-keit aufweisen.

Die derzeit erreichbaren Kenn-werte sowohl für die Rundheits-abweichung als auch für die Ober-flächenqualität liegen bei etwa20 µm und werden in erster Liniedurch die Stabilität des gesamtenWerkzeug – Werkstück – Maschine-Systems bestimmt.

4.3.2.3 TiefbohrenBohrungen bis zu einer Tiefe

vom Drei- bis Fünffachen desDurchmessers lassen sich problem-los mit konventionellen Spiral-

bohrern in einem Arbeitsgang her-stellen. Größere L/D-Verhältnissewerden bereits als „tiefe Bohrung“bezeichnet. Ihre Bearbeitung erfor-dert entweder besonders ausge-legte Spiralbohrer und ein häufigesUnterbrechen des Schnittvorgangszum Entspanen oder aber den Ein-satz eines Tiefbohrverfahrens.

Mit dem Tiefbohren, das ober-halb eines Bohrtiefenverhältnissesvon L/D = 20 grundsätzlich ver-wendet wird, werden zwischen-zeitlich Bohrungstiefen bis zum150-Fachen des Durchmessers rea-lisiert. Die hierbei erzielbare hoheOberflächenqualität macht weitereBearbeitungsgänge meist über-flüssig. Durch die erreichbarenBohrungsqualitäten werden dieTiefbohrverfahren häufig auch fürBohrtiefen von L/D < 20 eingesetzt.

Vom herkömmlichen Bohrenunterscheidet sich das Tiefbohrenaußer durch eine unsymmetrischeSchneidenanordnung am Werkzeugdadurch, dass der Kühlschmier-stoff unter Druck direkt zu denSchneiden geführt wird und dassseine Spülwirkung den alleinigenTransportmechanismus für die an-fallenden Späne darstellt. Darüberhinaus besteht die Schneide ausHartmetall, so dass hohe Schnitt-geschwindigkeiten erreicht wer-den können, die wiederum eineErhöhung der Zeitspanungsvolu-mina ermöglichen. Eine Übersichtüber die Werkzeuge gibt Abb. 20.

Beim Tiefbohren unterschei-det man mehrere Verfahren undWerkzeuge [48]. Beim Einlippen-bohr (ELB)-Verfahren ist als charak-

teristisches Merkmal und Haupt-vorteil zu nennen, dass bei diesenTiefbohrwerkzeugen die Kühl-mittelzufuhr durch den Werkzeug-schaft und die sichere Abführungder Späne in einer V-förmigenAussparung am Umfang erfolgt.Der typische Durchmesserbereichdieser Werkzeuge liegt zwischen1 und 32 mm. Die verbleibendenQuerschnitte für die Ölzuführungs-kanäle werden bei Durchmessernunter 1 mm so klein, dass sie ihreFunktion nicht mehr erfüllen kön-nen. Die obere Grenze der Einlip-penbohrer ergibt sich dadurch, dassandere Tiefbohrverfahren, wie etwadas BTA-Verfahren, zweckmäßigerund wirtschaftlicher werden.

Das BTA-Verfahren wurdeEnde der 30er Jahre erfunden, alsman sich Gedanken machte, wiebeim Transport das Kratzen derSpäne an der Bohrlochwand unddie daraus resultierende Beein-trächtigung der Oberflächengütevermieden werden könne. DerVersuch, die Spannut des Einlip-penbohrers nach außen hin abzu-decken, hatte jedoch eine starkeVerminderung des zur Verfügungstehenden Spanraums zur Folge,was wiederum die Zeitspanungs-volumina begrenzte. Die Lösungwurde schließlich von der „Boringand Trepanning Association“ ge-funden, die die Verfahrenscharak-teristik des Einlippenbohrens um-kehrte und den Kühlschmierstoffvon außen durch den ringförmi-gen Spalt zwischen Bohrrohr undWandung zuführte. Der Rückflusserfolgt dann zusammen mit den

Zerspanen von Stahl

ELB-Verfahren Ejektor-Verfahren BTA-Verfahren

Durchmesserbereich0,8 bis 40 mm

Durchmesserbereich 18 bis 250 mm

Durchmesserbereich 6 bis 300 mm

Abb. 20: Verfahren zum Tiefbohren

30

Spänen durch das Spanmaul unddas Bohrrohr, dessen Durchmessernicht unter 6 mm betragen sollte.Der obere Durchmesser liegt fürVollbohrwerkzeuge bei ca.300 mm und für Aufbohrwerk-zeuge bei ca. 1.000 mm, wobeidiese Grenzen maßgeblich vonder verfügbaren Maschinenleistungabhängen.

Das Verfahren bedarf jedocheigens eingerichteter Maschinen,die sich wesentlich von Standard-Bohrmaschinen unterscheiden.Um das Tiefbohren auch auf nichtbesonders dazu hergerichtetenMaschinen vornehmen zu können,wurde der Ejektorbohrer ent-wickelt. Er arbeitet mit einemDoppelrohr, durch das der Kühl-schmierstoff an die Wirkstelle her-angeführt wird, d.h., der Ringraumfür die Zuführung wird nicht mehrdurch die Bohrlochwandung ab-gegrenzt, sondern durch ein zwei-tes Rohr [12]. Daraus resultiertder Vorteil, dass der Bohrölzufüh-rungsapparat, wie er für das BTA-Verfahren benötigt wird, entfällt.Jedoch ist auch hier eine Ejektor-Bohrölzuführung notwendig.

Das Ejektorwerkzeug ist zu-sätzlich dadurch gekennzeichnet,dass besondere Düsenöffnungenvorhanden sind, durch die einTeil des Öls bereits vor dem Er-reichen der Wirkstelle vom Ring-raum in das Innere des Werkzeugseintritt und dadurch einen Unter-druck im Bohrkopf erzeugt. Diedadurch entstehende Saugwirkungunterstützt den ölflussbedingtenTransport der Späne.

4.4 Hobeln, Stoßen

Hobeln und Stoßen sind spa-nende Fertigungsverfahren mitschrittweise wiederholter, meistgeradliniger Schnittbewegung undschrittweiser Vorschubbewegung.In der Regel werden durch dieseVerfahren größere, ebene Flächenauf Maß gebracht (DIN 8589-4).

Analog zu den anderen spa-nenden Fertigungsverfahren mit

geometrisch bestimmter Schneidewird zwischen Plan-, Rund-,Schraub-, Wälz-, Profil-, Form- undUngeradhobeln bzw. -stoßen unter-schieden. Auf eine getrennte Be-handlung der einzelnen Verfahrensoll in diesem Rahmen verzichtetwerden. Anhand des Planhobelnsund -stoßens werden die Zusam-menhänge erläutert, die sich aufdie Varianten Rund-, Schraub-,Profil- und Formhobeln bzw. -sto-ßen übertragen lassen.

Beim Hobeln führt das Werk-stück die Schnittbewegung (Ar-beitshub) mit der Geschwindig-keit vc sowie die Rückbewegung(Leer- oder Rückhub) mit vR aus,während die Zustellung ap undder Vorschub f am Ende des Rück-hubes vom Werkzeug vorgenom-men werden.

Beim Planstoßen (Waagerecht-sowie Senkrechtstoßen) wird imUnterschied zum Hobeln der Ar-beits- und Rückhub (vc, vR) vomWerkzeug ausgeführt werden. DieZustellbewegung kann sowohldurch das Werkstück (durch He-ben oder seitliches Verschiebendes Tisches) wie auch durch denMeißel (durch Heben und Senkendes Stößelkopfs) erfolgen. Der Vor-schub f wird durch den Werk-stücktisch realisiert. Um beimRückhub vR eine Kollision zwi-schen Werkstück und Werkzeugzu vermeiden, führt das Werk-zeug eine Abhebebewegung aus.

In der Praxis werden die Be-griffe Hobeln und Stoßen nichtimmer exakt getrennt. Zum Bei-spiel bezeichnet man eine Sha-pingmaschine oft als Kurzhobler,obwohl sie dem Arbeitsablaufnach eine Waagerecht-Stoßma-schine ist.

4.5 Feinbearbeitung

Bei erhöhten Anforderungenhinsichtlich der Bohrungstoleranzund der Oberflächengüte vonBohrungen kommen die Feinbe-arbeitungsverfahren Reiben undFeinbohren zum Einsatz.

4.5.1 Reiben

Reiben zählt zu den Feinbe-arbeitungsverfahren und dient zurVerbesserung der Bohrungsqua-lität, wobei Lage- und Formfehlernicht beeinflusst werden können.Bezüglich der Kinematik ent-spricht das Reiben dem Aufbohrenmit geringer Spanungsdicke. NachDIN 8589-2 wird zwischen Reibenmit einschneidigen und mehr-schneidigen Werkzeugen unter-schieden. Die Einschneidenreib-ahle erhält ihre Führung durcham Umfang angeordnete Führungs-leisten, wobei die Funktionen Zer-spanung und Führung auf unab-hängige Wirkelemente aufgeteiltsind (Abb. 21). Das mehrschnei-dige Reibwerkzeug wird durch dieam Umfang angeordneten Neben-schneiden geführt. Die Schneidender mehrschneidigen Reibahlenkönnen achsparallel oder auf einerSchraubenlinie angeordnet sein.Bohrungen mit Nut werden mitgedrallten Werkzeugen gerieben,um einen Eingriffsstoß der Schnei-de zu vermeiden. Üblicherweisewerden Reibahlen mit geraderZähnezahl hergestellt, wobei sichjeweils zwei Schneiden gegen-überliegen, was eine Durchmesser-bestimmung wesentlich erleich-tert. Um das Auftreten von Ratter-schwingungen zu verhindern, wirdeine ungleiche Teilung der Schnei-denabstände gewählt, die sichnach dem halben Umfang wieder-holt. Erreichbare Bohrungsquali-täten sind IT7 und besser.

Es wird auch zwischen Hand-reiben und Maschinenreiben unter-schieden. Bei Handreibahlen wirdals Schneidstoff vorwiegend Werk-zeugstahl oder HSS verwendet.Für Maschinenreibahlen kommenSchnellarbeitsstähle oder Hartme-talle als Schneidstoff zum Einsatz.Leistungssteigerungen sind auchbeim Reiben durch den Einsatzbeschichteter Werkzeuge mög-lich. Die Auswechselbarkeit derSchneidplatte ermöglicht durchgeeignete Wahl von Substrat, Be-schichtung und Geometrie eine

Merkblatt 137

31

Anpassung des Werkzeugs an dieunterschiedlichen Werkstoffe undBearbeitungsaufgaben.

4.5.2 Feinbohren

Beim Feinbohren kommenhochgenaue Bohrstangen zumEinsatz, die ohne Selbstführungoder mit Führungsleisten ähnlichwie Einschneidenreibahlen ausge-führt sind. Die Zerspanung über-nimmt eine Wendeschneidplatteaus Hartmetall oder polykristalli-nem Diamanten (PKD). Aufgrundhoher Schnittwerte und da dieFührungsaufgabe nicht zwangs-läufig vom Werkzeug übernom-men wird, kommt der Genauig-keit der Werkzeugmaschine beimFeinbohren eine besondere Bedeu-tung zu.

4.6 Gewindeherstellung

Die Herstellung von Außen-und Innengewinden kann durchUrformen, Umformen oder spa-nende Fertigungsverfahren erfol-gen.

4.6.1 Gewindedrehen

Beim Gewindedrehen wirdmit einem einschneidigen, profi-lierten Werkzeug ein Gewinde ge-dreht, wobei der Vorschub je Um-drehung der Steigung des Gewin-des entspricht [64]. Aufgrund derhohen Schneidenbelastung kann

ein Gewinde nicht in einem ein-zigen Überlauf fertiggestellt wer-den, sondern es sind stets mehrereÜberläufe erforderlich.

4.6.2 Gewindebohren

Die Fertigung von Innenge-winden wird vorrangig mittelsGewindebohren realisiert. BeimGewindebohren wird ein Kern-loch so aufgebohrt, dass durchdie schraubenförmige Bewegungder Schneiden die raumgeometri-sche Gewindeform erzeugt wird.Die erzeugte Steigung des Ge-windes entspricht der Steigungdes Gewindebohrwerkzeuges.Gewindebohrer werden fast aus-schließlich aus Schnellarbeitsstahlhergestellt und häufig im PVD-Ver-fahren beschichtet.

4.6.3 Gewindefräsen

Das Gewindefräsen ist einspanendes Fertigungsverfahren zurHerstellung von Außen- und Innen-gewinden. Es werden hohe Ober-flächengüten an den Gewindeflan-ken erreicht und es können großeStückzahlen wirtschaftlich gefer-tigt werden. Als Schneidstoffekommen vornehmlich Hartmetallezum Einsatz [23]. Da es sich beimGewindefräsen um einen Zirkular-fräsprozess handelt, können miteinem Werkzeug Gewinde gleicheSteigung, jedoch unterschied-licher Nenndurchmesser erzeugtwerden.

4.6.4 Gewindeformen

Gewindeformen ist nach DIN8583-5 ein spanloses (umfor-mendes) Verfahren, bei dem dasInnengewinde durch Eindrückeneines Werkzeugs, dem Gewinde-former bzw. -furcher, in das Werk-stück erzeugt wird [22]. Der Quer-schnitt eines Gewindeformers istim Gegensatz zum runden Quer-schnitt eines Gewindebohrers einPolygon mit drei oder mehr abge-flachten Eckenbereichen. An die-sen Formgebungskanten erfolgtdie Verdrängung des Werkstoffs.Ausgangssituation beim Gewinde-formen ist ebenfalls eine Vorboh-rung mit einem Durchmesser, derin etwa dem Flankendurchmesserdes Gewindes entspricht. Wäh-rend die Formgebungskanten desWerkzeuges in das Werkstück-material eindringen und die Ge-windeflanken auf Nennmaß aus-formen, fließt der verdrängteWerkstoff in die Zahnlücken desGewindeformers. Dabei entstehendie für geformte Gewinde typi-schen Zipfel im Bereich der Ge-windespitzen. Im Vergleich zumGewindebohren entsteht beimGewindeformen ein Gewindehöherer Festigkeit. Ursache ist dieKaltverfestigung beim Umformen.

Zerspanen von Stahl

Abb. 21: Ein-, Zwei- und Mehrschneidenreibahlen mit PKD- oder PCBN-Bestückung (Quelle: Mapal)

32

5 Hochleistungs-Zerspanprozesse

5.1 Trockenbearbeitung

Durch die Wahrnehmung ihrer Hauptaufgaben, Kühlen undSchmieren der Bearbeitungsstellesowie Abtransport der Späne, tra-gen moderne Kühlschmierstoff-systeme maßgeblich zum hohenLeistungsniveau zahlreicher Ferti-gungsprozesse bei. Erreicht wirddies durch die Abfuhr der Prozess-wärme aus der Kontaktstelle Werk-zeug – Werkstück durch Kühlungund die Reduktion der Wärmeent-stehung durch Schmierung. Beider Zerspanung mit geometrischbestimmter Schneide werdenheute überwiegend Emulsioneneingesetzt. Emulsionen zeichnensich durch eine Vielzahl von Eigen-schaften aus, die sie als Kühl-schmierstoff (KSS) prädestinieren.Hierzu zählen vor allem ihre guteKühl- und Spülwirkung sowieder geringe Reinigungsaufwandfür Werkstücke, Werkzeuge undSpäne.

Neben den technologischenVorteilen, die die Kühlschmier-stoffe und hier insbesondere Emul-sionen bei ihrem Einsatz bieten,stellen sie eine nicht unerheblicheGefährdung für die damit um-gehenden Menschen sowie fürdie Umwelt dar. KSS-Bestandteilewie Bakterizide und Fungizide,im Kühlschmierstoff entstehendeReaktionsprodukte sowie einge-schleppte Fremdstoffe könnenAuslöser für Erkrankungen sein.Leckage- und Ausschleppverluste,Emissionen, Waschwasser und dieEntsorgung verbrauchter Kühl-schmierstoffe stellen eine Belas-tung von Boden, Wasser und Luftdar.

Ferner verursachen der Ein-satz, die Pflege und die Entsor-gung von Kühlschmierstoffen hoheKosten. Die Erkenntnis, dass diewerkstückbezogenen Aufwendun-gen für den Kühlschmierstoff umein Mehrfaches höher als die Werk-zeugkosten sein können und einen

immer größeren Anteil an denGesamtherstellkosten einnehmen,hat bereits bei vielen Anwendernzu einer neuen Bewertung desKühlschmierstoff-Einsatzes geführt.Bei einer Vielzahl von Bearbei-tungsaufgaben, bei denen heutenoch große Mengen an Kühl-schmierstoffen eingesetzt werden,ist deren Einsatz technologischnicht erforderlich. Bei jeder beste-henden oder zukünftigen Bearbei-tungsaufgabe sollte deshalb grund-sätzlich die Frage gestellt werden,ob nicht auf Kühlschmierstoffeverzichtet werden kann. Eine wirt-schaftlich vertretbare Trocken-bearbeitung erfordert allerdingseine sehr eingehende Analyse dergegebenen Randbedingungen so-wie das Verständnis der komple-xen Wirkzusammenhänge (Abb.22), die Prozess, Schneidstoff,Bauteil und Werkzeugmaschinemiteinander verbinden ([1], [32],[41], [52], [66]).

Das Drehen und Fräsen vonStahl und Gusswerkstoffen kannaufgrund der hohen Warmver-schleißfestigkeit der heute zur Ver-fügung stehenden beschichteten

Hartmetallwerkzeuge weitestge-hend völlig trocken erfolgen. Beivielen Bearbeitungsaufgaben kannjedoch nicht vollständig auf dieZuführung eines Kühlschmierme-diums verzichtet werden. Hierzuzählen das Bohren, Feinbohrenoder Reiben sowie das Gewinde-bohren bzw. -formen in Stahlwerk-stoffe (Abb. 23). In diesen Fällenkommt der Minimalmengenkühl-schmierung (MMKS) eine Schlüs-selrolle zu. Das klassische Einsatz-gebiet der MMKS-Technik ist seitvielen Jahren das Sägen von Stahl-werkstoffen.

Unter Minimalmengenkühl-schmierung versteht man die ge-zielte Zuführung geringster Men-gen eines Kühlschmiermediumszur Zerspanstelle bzw. zum Werk-zeug. Bei der Minimalmengen-schmierung (MMS) finden alsMedien primär Öle (Fettalkoholeund Esteröle) und bei der Mini-malmengenkühlung (MMK) Emul-sionen oder Luft Verwendung(Abb. 24). Die Auswahl des Me-diums richtet sich nach der Art derZuführung, nach dem Werkstoff,dem Bearbeitungsverfahren und

Merkblatt 137

Abb. 22: Trockenbearbeitung – Anforderungen und Randbedingungen

Qws

QW

Qsp

Oberfläche

Passung Toleranz

Trocken-

bearbeitung

Prozess

– Wärme– Reibung– Adhäsion– Späne

Schneidstoff

Bauteil Werkzeugmaschine

– Erwärmung– Maßgenauigkeit– Oberfläche, Randzone– Werkstoff

– Warmhärte– Warmverschleißfestigkeit– Widerstand gegen Adhäsion

– Thermisches Verhalten– Späneabfuhr– Maschinengenauigkeit– Maschinenkonzepte

33

nach der Bauteilnachbehandlung(Glühen, Beschichten, Lackieren).Der mengenmäßige Verbrauch anMMS-Medium hängt von der Be-arbeitungsaufgabe ab. In der Regelbeträgt er deutlich weniger als50 ml Medium pro Prozessstunde[33].

Besondere Bedeutung kommtim Hinblick auf die Realisierung

einer Trockenbearbeitung vorallem der Beherrschung der Boh-rungsherstellung und der entspre-chenden Folgeoperationen ohneKühlschmierstoff zu. In Stahlwerk-stoffen können heute mit hinsicht-lich Substrat, Beschichtung undGeometrie auf die besonderenAnforderungen der Trockenbe-arbeitung abgestimmten Vollhart-

metallbohrern Bohrungen bis zuL/D-Verhältnissen von drei in derSerie völlig trocken prozesssichereingebracht werden (Abb. 25).Vielfach erbringen die hinsichtlichSubstrat, Beschichtung und Geo-metrie an die besonderen Anfor-derungen des Trockenbearbei-tungsprozesses optimal angepass-ten Werkzeuge gegenüber denkonventionellen Nassbohrern beigleichen oder gesteigerten Schnitt-werten deutlich höhere Leistungen.

Größere Bohrungstiefen erfor-dern den Einsatz eines MMS-Medi-ums. Mit Minimalmengenschmie-rung sind beim Einsatz geeigne-ter trockenbearbeitungstauglicherBohrwerkzeuge in Stahl Bohrungenmit L/D-Verhältnissen von drei bisfünf problemlos herstellbar. BeimReiben mit leistengestützten Ein-oder Zweischneidenreibahlen bzw.mit Mehrschneidenreibahlen wieauch beim Gewindebohren in Guss-und Stahlwerkstoffe ist der Einsatzeiner Minimalmengenschmierungbislang noch unverzichtbar. DasGleiche gilt auch für das Gewinde-formen. Schneidstoff- und verfah-rensbedingt erfolgen das Gewinde-

Zerspanen von Stahl

Abb. 24: Definition des Begriffs „Minimalmengenkühlschmierung“

Abb. 23: Anwendungsgebiete der Minimalmengenschmierung MMS (nach WZL, ISF, GFE, wbk) – =̂ keine Anwendung

Verfahren Werkstoff

Aluminium Stahl Guss

Guss- Knet- Hochlegierte Automatenstahl GG20 – GGG70legierungen legierungen Stähle Vergütungs-

Wälzlagerstahl stahl

Bohren MMS MMS MMS Trocken/MMS Trocken/MMS

Reiben MMS MMS MMS MMS MMS

Gewindeschneiden MMS MMS MMS MMS MMS

Gewindeformen MMS MMS MMS MMS MMS

Tiefbohren MMS MMS – MMS MMS

Fräsen MMS/Trocken MMS Trocken Trocken Trocken

Drehen MMS/Trocken MMS/Trocken Trocken Trocken Trocken

Walzfräsen – – Trocken Trocken Trocken

Sägen MMS MMS MMS MMS MMS

Räumen – – MMS MMS/Trocken Trocken

Medium Kühlung Schmierung Spantransport

Emulsion sehr gut gut sehr gut

Öl gut sehr gut gut

Druckluft bedingt keine bedingt

Minimalmengenkühlschmierung (MMKS)

Minimalmengenkühlung(MMK)

Emulsion

Wasser (cWasser) = 4,18 kJ/kgK

Luft (cp, Luft) = 1,05 kJ/kgK

c = spezifische Wärmekapazität

Minimalmengenschmierung(MMS)

Öl (cÖl) = 1,92 kJ/kgK

34

bohren und -formen bei vergleichs-weise niedrigen Schnittgeschwin-digkeiten. Eine leistungsfähigeAlternative hierzu stellt das Gewin-defräsen dar. Die hierfür eingesetz-ten Hartmetallwerkzeuge ermög-lichen nicht nur die Anwendunghöherer Schnittgeschwindigkeitenund eine enorme Reduzierung derFertigungszeit, sondern auch denVerzicht auf eine Minimalmengen-schmierung.

Bei vielen Bauteilen ermöglichtdie Trocken- bzw. MMS-Bearbei-tung bei gleicher Bauteilqualitätund Prozesssicherheit gegenüberder Nasszerspanung eine Reduzie-rung der Fertigungszeiten (Abb.26). Viele Anwender befürchtenjedoch, dass sie bei einer Umstel-lung auf eine Trockenbearbeitungihre bislang eingesetzten Werk-zeuge durch neue Werkzeuge er-setzen müssen. Diese Befürchtunggilt, wie Abb. 26 verdeutlicht,nicht für alle Werkzeuge und Be-arbeitungsoperationen. Für dieFertigung der in Abb. 26 gezeigtenStahlleiste werden insgesamt zwölfWerkzeuge benötigt. Fünf Stan-

dardwerkzeuge konnten direktaus der Nasszerspanung bei derTrockenbearbeitung eingesetztwerden. Lediglich die Bohrungs-bearbeitung erforderte optimier-te trockenbearbeitungstauglicheWerkzeuge sowie beim Reibenund Gewindebohren die Verwen-dung einer Minimalmengenschmie-rung. Der Einsatz dieser Werk-zeuge bei angepassten, gegenüberder bisherigen Nasszerspanungdeutlich höheren Schnittbedingun-gen führte zu einer signifikantenReduzierung der Prozesszeiten.

Die Umstellung einer Nass- aufeine Trockenbearbeitung bietetgleichzeitig auch die Chance, bis-herige Vorgehensweisen zu hinter-fragen und zu neuen innovativenLösungen zu gelangen, die bis hinzur Elimination oder Substitutiondes betreffenden Prozesses füh-ren können. Beispiele hierfür sindder Einsatz von Kombi- anstellevon Monowerkzeugen oder dieHerstellung von Bohrungen oderGewinden durch Zirkularfräsen.Die Trockenbearbeitung kannauch zu einer Einsparung aufwen-

diger und kostenintensiver Wasch-vorgänge führen. Die Einsparungvon Werkzeugen, Werkzeugwech-seln oder von Waschvorgängenkann zu einer Verkürzung der Pro-zesskette und damit zu Kosten-einsparungen führen, die weitüber den eigentlichen KSS-Kostenliegen. Eine höhere Motivationder Mitarbeiter durch eine größereArbeitsplatzqualität und geringereKrankenstände sind weitere nichtzu unterschätzende ökonomischeVorteile einer Trockenbearbeitung.Eine sauberere und umweltver-träglichere Fertigung kann auchzu einem Imagegewinn für dasUnternehmen führen ([35], [36]).

5.2 Hochleistungs-/ Hochgeschwindig-keitsbearbeitung

Nachdem über einen Zeit-raum von fast zwei Jahrzehntendie Hochgeschwindigkeitsbear-beitung (HSC = High Speed Cut-ting) als Synonym für hochpro-duktive Prozesse betrachtet wur-

Merkblatt 137

Abb. 25: Trockenbohren von Stahl in der Serie (nach Kennametal)

12 Bohrungen

Anza

hl d

er B

ohru

ngen

nass0

trocken

12,5

10,6

286

Werkstoff: C45E

Werkzeug: Vollhartmetall-Stufenbohrer

(Ti,Al)N-beschichtet

Durchmesser 10,6/12,5 mm

Schnittgeschwindigkeit: vc = 71,5 m/min (Stufe 1)

vc = 89,4 m/min (Stufe 2)

Vorschub: f = 0,3 mm/Umdrehung

Kühlschmierstoff: trocken

500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

35

de, treten nun die Begriffe HighPerformance Cutting oder HighProductive Cutting (HPC) in denVordergrund. Initialzündung hier-für waren die Erfolge bei der Ent-wicklung und Anwendung derTrockenbearbeitung. Der BegriffHPC, für den derzeit noch keineexakte Definition besteht, lässtsich umschreiben als die Zielset-zung, das Zeitspanvolumen be-trächtlich, d.h. in einer Größen-

ordnung von 200 bis 500 % imVergleich zur konventionellen Be-arbeitung zu steigern. Der BegriffHPC steht aber auch für Gesamt-analyse und Optimierung der Pro-zesskette, die darauf abzielt, dieFertigungskosten um 10 bis 30 %zu reduzieren (High ProductiveCutting) ([34], [61]).

Die Hochgeschwindigkeits-bearbeitung (HSC = High SpeedCutting) kann als ein Element der

Hochleistungszerspanung ange-sehen werden. Bezogen auf dieStellgröße Schnittgeschwindigkeitkann dabei auf die für die HSC-Bearbeitung entwickelte und allge-mein anerkannte Zuordnung vonWerkstoffen und Verfahren zuSchnittgeschwindigkeitsfeldern zu-rückgegriffen werden (Abb. 27).Sie bietet Anhaltspunkte für er-reichbare Schnittgeschwindigkei-ten [60].

Zerspanen von Stahl

Abb. 27: Definitionen von HSC

Abb. 26: Vergleich Nass-/Trockenbearbeitung (nach Heidelberger Druckmaschinen)

Schnittgeschwindigkeit vc [m/min]

FaserverstärkteKunststoffe

10

nachSchulz

Aluminium

Kupfer undKupferlegierungen

Guss

Stahl

Titan

Ni-Basis

100 103 104

Übergangsbereich HSC-Bereich

101 100 103 104 105 106

konv. vc HSC

nachIcks

nachSchiffer

Schnittgeschwindigkeit vc [m/min]

Drehen

Fräsen

Bohren

Räumen

Reiben

Kreissägen

Schleifen

hohe sehr hohe extrem hohe vc

high speed machining

Anzahl der Werkzeuge: 12

Standardwerkzeuge: 5

optimierte Werkzeuge: 7

Proz

essz

eit t

hu[m

in]

nass

10,49

0trocken

7,32

3

6

9

12Anzahl Werkzeugtyp Standard- opt. trocken MMS1)

werkzeug Werkzeug

1 WP-Eckenmesserkopf • •

1 Voll-HM-Stufensenker • •

1 Kegelsenker • •

1 WP-Senker • •

1 Stufensenker • •

5 Hartmetallbohrer 5–13 mm • •

1 Gewindebohrer M8 • •

1 M-Reibahle 8H72) • •

1) Minimalmengenschmierung2) Mehrschneidenreibahle

Leiste, C45E

36

Das Schaftfräsen im Formen-bau ist ein Beispiel für die Anwen-dung von HSC bei der Bearbeitungvon Stahl- und Gusswerkstoffen.Im Formenbau sind vor allem beimSchlichten hohe Schnittgeschwin-digkeiten erforderlich, um in kür-zester Zeit Gravuren mit so präzi-sen Endkonturen und so hohenOberflächengüten herstellen zukönnen, dass keine manuelle Nach-arbeit mehr erforderlich ist. Dassetzt voraus, dass die Fräsprozessedynamisch stabil ablaufen und dieZerspankräfte keine unzulässiggroßen radialen Fräserabdrängun-gen verursachen. Derartige Forde-rungen schränken die Größe derradialen und der axialen Schnitt-tiefen sowie des Vorschubes proZahn im Einzelfall stark ein. DieSteigerung des Zeitspanvolumensund damit die Verkürzung derHauptzeit muss deshalb über dieAnwendung möglichst hoherSchnittgeschwindigkeiten erfol-gen. Der Einsatz von Feinst- undUltrafeinstkornhartmetallen mitBeschichtung erlaubt Schnittge-schwindigkeiten bis in den Bereich

von vc = 1.000 m/min bei vergüte-ten Stahlwerkstoffen mit Zugfestig-keiten bis Rm = 1.100 N/mm2 undbei Gusswerkstoffen mit Härten bis220 HB. Gefräst wird im Trocken-schnitt.

Zielgröße der Hochleistungs-zerspanung ist die Maximierungdes Zeitspanvolumens. Dieses er-rechnet sich aus der Schnitt-geschwindigkeit und aus demSpanungsquerschnitt und somitaus Stellgrößen des Zerspanungs-prozesses. Die Möglichkeiten zurVariation dieser Stellgrößen hän-gen vom Bearbeitungsverfahrenund von der Bearbeitungsaufgabeab. Hohe Schnittgeschwindig-keiten und große Spanungsquer-schnitte belasten die Werkzeugeextrem. Die HPC-Bearbeitung er-fordert daher Werkzeuge, die hin-sichtlich Substrat, Schichtsystemund Geometrie auf diese Belastungausgelegt sind. Die Potentiale, dieHPC eröffnet, sind, wie am Bei-spiel des Hochleistungsreibens inAbb. 28 gezeigt, außerordentlichbeeindruckend.

Eine weitere Möglichkeit, dieDurchlaufzeiten zu reduzieren, istdie Substitution von konventionel-len Prozessen durch Zirkularpro-zesse. So kann z. B. beim Messer-kopfstirnfräsen der Übergang voneiner linearen Schnittführung, diezwei oder mehr Überläufe erfor-dert, auf einen Zirkularprozessdie Hauptzeit beträchtlich verkür-zen. Die Erhöhung von Schnittge-schwindigkeit und Vorschub proZahn führt zu einer weiteren Zeit-einsparung. Hinzu kommt, dass dieBearbeitung trocken erfolgen kann.

Bei der Innenbearbeitung ste-hen Zirkularprozesse im Wettbe-werb mit Bohr- und Aufbohrope-rationen. Sie schaffen die Flexibi-lität, mit einfachen Werkzeugenverschieden dimensionierte Geo-metrieelemente erzeugen zu kön-nen. So führen die Vorteile extremkurzer Hauptzeiten beim Arbeitenmit formgebundenen Werkzeugennicht unbedingt zu vergleichbardrastischen Verkürzungen derDurchlaufzeiten der bearbeitetenTeile. Das gilt besonders dann,wenn an einem Bauteil viele ver-

Merkblatt 137

GG25

Sch

nitt

gesc

hwin

digk

eit

v c [

m/m

in]

0

800 2,0

Vors

chub

f [

mm

]

600 1,5

400 1,0

200 0,5

700

500

300

100

11SMn30

Sch

nitt

gesc

hwin

digk

eit

v c [

m/m

in]

0

800 2,0

Vors

chub

f [

mm

]

600 1,5

400 1,0

200 0,5

700

500

300

100

Nassbearbeitungin der Serienfertigung

Trockenbearbeitungin der Serienfertigung

Hochleistungs-bearbeitung(zukünftig, trocken)

40

150

800 2,0

0,6

0,120

150

450

1,0

0,20,2

Abb. 28: Hochleistungsreiben, aktuell und projektiert (nach Heidelberger Druckmaschinen)

Hochleistungsreibahle, Fabrikat UrmaFoto: Heidelberger Druckmaschinen

37

schiedene Formelemente den Ein-satz zahlreicher Werkzeuge erfor-dern. Die notwendigen Werkzeug-wechsel, die auch bei modernenMaschinen teilweise noch mehrereSekunden benötigen, bestimmendann mehr und mehr die Durch-laufzeit und nicht die weitereOptimierung von Prozessen, dieteilweise ohnehin nur wenigeZehntelsekunden in Anspruch neh-men. Die Entscheidung, Sonder-werkzeug oder Zirkularprozess,wird von mehr als nur dem Zeit-vergleich beeinflusst. Welches diebeste Vorgehensweise ist, mussdie Analyse des Einzelfalls ergeben.Eine in ihrer Bedeutung zuneh-mende Einflussgröße ist dabei dieFlexibilität, die einer Fertigung ab-verlangt wird.

Bei der Substitution des Ge-windebohrens und des Gewinde-furchens durch das Gewindefräsenfindet eine Entkopplung der Um-fangsgeschwindigkeit des Werk-zeugs von der Vorschubgeschwin-digkeit statt. Die Schnittgeschwin-digkeit und der radiale Vorschubsind frei wählbar. Sie können ge-

trennt für die jeweilige Anwen-dung optimiert werden. Aus demkontinuierlichen Kontakt zwischenWerkzeug und Werkstück beimGewindebohren und beim Ge-windefurchen wird beim Gewinde-fräsen ein diskontinuierlicherKontakt. Dies kommt einer Um-stellung auf Trockenbearbeitungentgegen. Im Vergleich zum Ge-windebohren bietet das Gewinde-fräsen vor allem bei Sacklochge-winden Vorteile bei der Spanab-fuhr.

Der Vergleich von Haupt-zeiten und Drehmomenten beimGewindebohren, Gewindefurchenund Gewindefräsen in Vergütungs-stahl spricht eindeutig für dasGewindefräsen. Die hohe anwend-bare Schnittgeschwindigkeit redu-ziert in dem in Abb. 29 gezeigtenBeispiel die Hauptzeit gegenüberdem Gewindebohren um 86 %.

Die Vielfalt von Zirkularpro-zessen ist mit dem Stirn- undSchaftfräsen sowie dem Gewinde-fräsen keinesfalls erschöpft. In derAnwendung befinden sich weitereVerfahren wie das Bohrfräsen und

das Bohrgewindefräsen. Letztereserfolgt mit nur einem Werkzeug,das zunächst die Vorbohrung er-zeugt und anschließend das Ge-winde fräst. Damit können imVergleich zum Gewindefräsenein Werkzeug und ein Werkzeug-wechsel eingespart werden.

5.3 Hartdrehen

Ausgehend von der Entwick-lung hochharter Schneidstoffe wiePCBN und Mischkeramik habensich Hartbearbeitungsverfahren mitgeometrisch bestimmter Schneideseit Beginn der 80er Jahre für dieVor- und Endbearbeitung gehärte-ter Stahlwerkstoffe etabliert. AlsHartdrehen wird im Allgemeinendas Drehen von Stählen mit einerHärte von 55 bis 68 HRC bezeich-net. Die prinzipbedingten Vor-teile des Hartdrehens gegenüberklassischen Hartbearbeitungsver-fahren mit undefinierter Schneidebestehen in der hohen Flexibilitätdes Verfahrens, was insbesondereeine vereinfachte Bearbeitung

Zerspanen von Stahl

Abb. 29: Verfahrensvergleich bei der Gewindeherstellung, Werkstoff 38MnSiVS5+BY (Rm = 830–900 N/mm2)

Gewindebohrer M10

Gewindebohrentc = 5,8 s

vc = 8 m/min

n = 260 min-1

MMS

Gewindeformentc = 4,5 s

vc = 10 m/min

n = 320 min-1

MMS

Gewindefräsentc = 0,8 s

vc = 80 m/min

n = 3.315 min-1

trocken

Gewindeformer M10

Gewindefräser M10

Dre

hmom

ent

Md

[Nm

]

2520151050

-5-10

0 5Zeit [s]

1. Gewinde

600. Gewinde

Zeit [s]

Dre

hmom

ent

Md

[Nm

] 151050

-5-10

0 5

1. Gewinde

600. Gewinde

Zeit [s]

Dre

hmom

ent

Md

[Nm

] 151050

-5-10

0 5

1. Gewinde

600. Gewinde

38

komplexer rotationssymmetrischerKonturen und Mehrseitenbearbei-tungen ermöglicht. Weiterhin istso die Möglichkeit zur Trocken-bearbeitung gegeben. Darüber hin-aus können je nach Bauteilgeome-trie Bearbeitungszeitvorteile durchdie Anwendung höherer Zeit-spanvolumina realisiert werden.

Nachteile gegenüber demSchleifen bestehen meist dann,wenn Bauteile mit großem Durch-messer mit breiten Schleifscheibenmittels Einstechschleifen bearbei-tet werden können. Da die Bear-beitungszeit beim Hartdrehen pro-portional mit dem zu bearbeiten-den Bauteildurchmesser ansteigtund der Werkzeugverschleiß direktvon der abgewickelten Drehlängeabhängt, ist das Hartdrehen zurEndbearbeitung großflächiger Bau-teile mit einfacher Geometrie nurdann wirtschaftlich, wenn auf-grund kleiner Losgrößen die durchdie hohe Flexibilität bedingtenniedrigeren Rüstzeiten Kostenein-sparungen ermöglichen. WeitereEinschränkungen für den Einsatzdes Hartdrehens bestehen beider Bearbeitung von Werkstückenmit großen Längen/Durchmesser-Verhältnissen (L/D-Verhältnissen)sowie stark unwuchtigen Bautei-len. Neben der Gefahr von Ratter-

schwingungen kann beispielsweisebei einer Bearbeitung langerschlanker Werkstücke die Bauteil-abdrängung durch Prozesskräftezu nicht akzeptablen Formfehlernführen. Im Extremfall unterbleibteine Zerspanung durch Unter-schreiten der notwendigen Schnitt-einsatztiefe. Für die Futterbear-beitung sind Bauteile mit L/D-Verhältnissen bis etwa 4, für dieBearbeitung mit Reitstock L/D-Verhältnisse bis ca. 8 geeignet.Bei der Innenbearbeitung langerBohrungen mit geringem Durch-messer stellt hingegen die Stabili-tät des Werkzeugs den limitieren-den Faktor dar. Ab einem Längen/Durchmesser-Verhältnis von 5muss trotz optimaler Prozessaus-legung mit Prozessinstabilitätenaufgrund von Rattern gerechnetwerden.

Hartdrehprozesse können so-wohl für die Zerspanung im kon-tinuierlichen Schnitt als auch imunterbrochenen Schnitt eingesetztwerden. Obwohl bereits einigeUntersuchungen zum Hartdre-hen mit Schnittunterbrechungendurchgeführt wurden, in denendie grundsätzliche Machbarkeitgezeigt und zum Teil gute Bear-beitungsergebnisse erzielt wur-den ([10], [28], [62], [71]), ist die

Akzeptanz solcher Prozesse inder Industrie deutlich geringerals für das Hartdrehen im konti-nuierlichen Schnitt. So werdenheute in der industriellen PraxisBauteile mit Schnittunterbrechun-gen überwiegend mittels Schlei-fen bearbeitet. Grund hierfür sindvielfach Unsicherheiten hinsicht-lich der erreichbaren Bauteil-qualitäten sowie einer geeignetenWerkzeug- und Prozessauslegungbeim Hartdrehen im unterbroche-nen Schnitt.

Das volle Potential des Hart-drehens kann in der Regel nurdann genutzt werden, wenn diegesamte Prozesskette an das neueEndbearbeitungsverfahren ange-passt wird. Hier ist insbesonderedie Verwendung von endform-nahen (near-net-shape) Bauteilenbei gleichzeitigem Verzicht aufeine Weichbearbeitung zu nennen.Die einfache Substitution vonSchleifprozessen durch das Hart-drehen unter Beibehaltung allervorgelagerten Schritte führt hin-gegen oft nur zu einer unvollkom-menen Nutzung der Möglichkei-ten, die Hartdrehprozesse bieten.

Beim Hartdrehen muss zwi-schen unterschiedlichen Einsatz-fällen unterschieden werden. InAbb. 30 wird eine Einordnung der

Merkblatt 137

Abb. 30: Einordnung von Hartdrehprozessen hinsichtlich der erzielbaren Qualität (nach [30])

0IT (ISO-Toleranzklasse)

Rauh

eit R

z [µm

]

01

9

8

7

6

5

4

3

2

1

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Hoch-präzisions-hart-drehen

konventionelleFeinbearbeitungmittels Hartdrehen

Hartdrehenfür dieVorbereitung

Typische Qualitätsbereiche Schrupphartdrehen Präzisionshartdrehen Hochpräzisionshartdrehen unter besonderen Randbedingungen realisierbar

Bereichsgrenze Entwicklungstendenzen

39

derzeit verwendeten Hartdrehpro-zesse vorgenommen. Beurteilungs-kriterien sind die erzielbaren Maß-genauigkeiten und Oberflächen-güten [30].

Das Schrupphartdrehen (vc

≈ 50–150 m/min, f ≈ 0,1–0,3 mm,ap ≈ 0,5–3 mm) stellt ein Vorbe-arbeitungsverfahren dar, bei demz.B. geschmiedete oder gewalzteStahlbauteile in gehärtetem Zu-stand bearbeitet werden können[68], wobei die Bearbeitungsauf-gabe darin besteht, große undstark schwankende Aufmaße ab-zutragen. Weitere Anwendungenfinden sich bei der Grobzerspa-nung von Stahl- und Hartgusswal-zen oder Aufschweißlegierungen.Maßgebliche Beurteilungskriteriensind die Zerspanleistung und dasStandverhalten der Werkzeuge.Zum Schrupphartdrehen werdenstabile Maschinen eingesetzt, diehohe Zerspankräfte (≤ 5.000 N)aufnehmen können und die übereine ausreichende Antriebsleistungverfügen. Als Schneidstoffe kom-men vorwiegend zähe, hoch-cBN-haltige Sorten zum Einsatz. Diemittels Schrupphartdrehen erziel-baren Toleranzen sind mit denenkonventionell weichgedrehter Bau-teile ohne besondere Genauigkeits-anforderungen vergleichbar undentsprechen der für anschließendeSchleif- oder Präzisionshartdreh-prozesse benötigten Vorbearbei-tungsqualität.

Das Präzisionshartdrehen(vc ≈ 100–200 m/min, f ≈ 0,05–0,15 mm, ap ≈ 0,1–0,5 mm) hatdie Herstellung einsatzfertigerBauteile zum Ziel. Die realisierba-ren Toleranzen liegen im Bereichder ISO-Toleranzklassen IT6–IT7,in Ausnahmefällen IT5, entspre-chend den absoluten Durchmesser-toleranzen ∆Dw ≥ 10–15 µm. Hier-bei können in der SerienfertigungOberflächenrauheiten im BereichRz = 2,5–4 µm prozesssicher er-zielt werden [67]. Zum Präzisions-hartdrehen werden in der Regelkonventionelle Drehmaschineneingesetzt, die durch speziell andas Hartdrehen angepasste Kom-

ponenten, wie z.B. hochwertigeWerkstückspindeln und Wegmess-systeme, aufgewertet werden. AlsSchneidstoffe werden sowohlPCBN-Sorten mit mittlerem bisgeringem cBN-Gehalt als auchkeramische Schneidstoffe einge-setzt.

Präzisionshartdrehprozesse ste-hen damit in direkter Konkurrenzzu konventionellen Schleifverfah-ren und sind in der Industrie so-wohl für die Einzel- und Kleinse-rienfertigung als auch für die Groß-serien- und Massenfertigung be-reits weit verbreitet. Ein typischesAnwendungsgebiet ist die End-bearbeitung von Komponentender Antriebstechnik, wie Wellen,Flansche, Antriebsräder und -ritzel.

Eine konsequente Weiterent-wicklung in Richtung höherer Bau-teilqualitäten stellt das Hochprä-zisionshartdrehen (vc ≈ 150–220 m/min, f ≈ 0,01–0,1 mm, ap ≈ 0,02–0,3 mm) dar, das Poten-tial zur Realisierung von Bauteil-genauigkeiten im ToleranzbereichIT3–IT5 bei Oberflächenrauheitendeutlich unterhalb der von kon-ventionellen Präzisionshartdreh-prozessen bietet. Die unter Ver-wendung spezieller Werkzeug-maschinen erreichbaren absolutenMaßgenauigkeiten liegen im Be-reich weniger Mikrometer. In zu-gehörigen Untersuchungen wirddie Möglichkeit zur Erzeugung vonOberflächenrauheiten Rz ≤ 1 µmaufgezeigt, allerdings gleichzeitigeine Verschlechterung der Ober-flächengüte mit steigendem Werk-zeugverschleiß festgestellt. DasVerfahren zeigt wohl eher einPotential zur Erzielung von Ober-flächen mit Rz ≤ 3 µm über längereWerkzeugstandzeiten [38]. Ein-satzgebiete des Hochpräzisions-hartdrehens sind die Wälzlager-und Hydraulikindustrie sowie An-wendungen im Werkzeugbau, fürdie die bislang mit konventionel-len Hartdrehprozessen erzielbarenGenauigkeiten nicht ausreichen.Das Verfahren steht damit vorallem in Konkurrenz zum Fein-schleifen.

Mittels Präzisions- und Hoch-präzisionshartdrehen endbearbei-tete Bauteile unterliegen im Betriebtypischerweise hohen Belastun-gen. In diesem Zusammenhangkommt dem Einsatzverhalten hart-gedrehter Funktionsflächen großeBedeutung zu. Unsicherheiten be-züglich des Funktionsverhaltenswerden immer wieder als Argu-ment gegen die Einführung vonHartdrehprozessen angeführt. Inden letzten Jahren wurden zahl-reiche Arbeiten zu dieser Thema-tik durchgeführt, wobei insbeson-dere der Einfluss der Oberflächen-und Randzoneneigenschaften aufdie Wälz- und Biegewechselfestig-keit betrachtet wurde ([49], [56]).

In den meisten Untersuchun-gen konnte kein negativer Einflussder beim Hartdrehen erzeugtenRandzone auf das Funktionsverhal-ten festgestellt werden. Es zeigtesich vielmehr, dass die Dauerfes-tigkeit hartgedrehter Bauteile ver-gleichbar mit der geschliffenerBauteile ist. Selbst Veränderungendes Randzonengefüges oder Zug-eigenspannungen unmittelbar ander Bauteiloberfläche hatten beiden durchgeführten Tests keinesignifikante Senkung der Dauer-festigkeit zur Folge.

Kritischer sind im Hinblickauf die Funktionseigenschaftenhingegen die derzeit mittels Hart-drehen realisierbaren Oberflächen-güten einzuschätzen. So wurdenan hartgedrehten, wälzbelastetenOberflächen Schädigungen durchMischreibung bei Überschreitenvon Oberflächenrauheiten vonRz ≈ 1,5 µm bzw. Ra ≈ 0,33 µmnachgewiesen. Diese Werte liegendeutlich unterhalb der mit kon-ventionellen Präzisionshartdreh-prozessen erreichbaren Oberflä-chengüten.

Auch die Einschätzungen hart-gedrehter Oberflächen bezüglichder Dichtwirkung sind angesichtsvorliegender Forschungsergeb-nisse tendenziell positiv.

Zerspanen von Stahl

40

6 Anhang: Verfahrens-abhängige Richtwerte

Ein wirtschaftlicher Einsatzder verfügbaren Fertigungsmittelsetzt die Kenntnis der einzustel-lenden Schnittparameter voraus.Bei der Wahl dieser Schnittwertesind in erster Linie das Bearbei-tungsverfahren, das Werkstück(Werkstoff, Abmessungen etc.)und das Werkzeug (Schneidteil-geometrie, Schneidstoffe etc.) zuberücksichtigen. Bei den folgen-den Schnittwerten handelt es sichum Anhaltswerte, die sich aufideale Prozessbedingungen wievorbearbeitete Werkstückober-fläche, stabiles Werkstück, aus-reichende Steifigkeit von Maschineund Werkzeug beziehen. Die Stahl-werkstoffe werden in den folgen-den Richtwerttabellen entwedernach Zerspanbarkeitsklassen oderWerkstoffgruppen unterteilt.

6.1 Drehen

In Tabelle A1 sind Richtwertefür das Drehen von Stahlwerk-stoffen angegeben. Die Richtwert-tabellen gelten für das Außenlängs-drehen im nichtunterbrochenenSchnitt.

Die empfohlenen Schnittge-schwindigkeiten beziehen sichauf die angegebenen Bereiche fürVorschub und Schnitttiefe. Solltendiese Bereiche über- oder unter-schritten werden, so ist die Schnitt-geschwindigkeit zu reduzierenbzw. zu erhöhen.

Eine Anpassung der Schnittge-schwindigkeit an • unterschiedliche

Werkstück-Randzonen, • den jeweiligen

Maschinenzustand oder • andere Drehverfahren

erfolgt mit Korrekturfaktoren (Ta-belle A2). Die angepasste Schnitt-geschwindigkeit erhält man durchMultiplikation der für das Außen-drehen empfohlenen Schnittge-schwindigkeit (Tabelle A1) mitdem jeweiligen Korrekturfaktor.

Merkblatt 137

Werkstoff Schnitt- Vorschub fz Schnitt-geschwindig- tiefe ap

keit vc [m/min] [mm] [mm]

Unlegierter Stahl

bis 600 N/mm2195–485 0,1–0,8 0,2–6

Niedriglegierter Stahl und Stahlguss

bis 900 N/mm2160–435 0,1–0,8 0,2–6

Niedriglegierter Stahl und Stahlguss

> 900 N/mm2100–280 0,1–0,8 0,2–6

Hochlegierter Stahl und Stahlguss

bis 1.000 N/mm2180–380 0,1–0,8 0,2–6

Hochlegierter Stahl und Stahlguss

> 1.000 N/mm290–190 0,1–0,8 0,2–6

Nichtrostender Stahl und Stahlguss,

ferritisch/martensitisch100–250 0,1–0,6 0,2–6

Nichtrostender Stahl und Stahlguss,

austenitisch110–250 0,1–0,6 0,2–6

Einfluss Korrekturfaktor

Gusshaut

• Grauguss KFGG = 0,70–0,80

• Stahlguss KFGS = 0,55–0,70

• Hartguss KFGH = 0,45–0,55

Schmiede- und Walzhaut KFSW = 0,70–0,80

Maschinenzustand

• gut KFM = 1,00

• befriedigend KFM = 0,90–0,95

• ausreichend KFM = 0,80–0,90

Plandrehen KFP = 1,00

Innendrehen

• D > 150 mm KFI = 1,00

• D = 70–150 mm KFI = 0,90

• D < 70 mm KFI = 0,8

Konturdrehen KFK = 1,00

Tabelle A1: Richtwerte für das Außenlängsdrehen im nichtunterbrochenen Schnitt(nach Sandvik Coromant, Walter Hartmetall, Ceratizit)

Tabelle A2: Korrekturfaktoren (nach INFOS)

41

6.2 Fräsen

6.2.1 Messerkopfstirnfräsen

Tabelle A3 zeigt Richtwertefür das Messerkopfstirnfräsen vonStahlwerkstoffen mit beschichte-ten Hartmetall-Wendeschneidplat-ten. Es ergeben sich große Berei-che von anwendbaren Schnitt-geschwindigkeiten durch die Viel-zahl unterschiedlicher Hartmetalleund Beschichtungen.

6.2.2 Schaftfräsen

Beim Schaftfräsen werden ne-ben HSS-Werkzeugen auch zuneh-mend Vollhartmetallfräser einge-setzt. In Abhängigkeit vom Werk-zeugdurchmesser ist der Vorschubpro Zahn (fz) zu begrenzen. Richt-werte für das Schaftfräsen mit un-beschichteten HSS-Werkzeugensind den Tabellen A4 bis A6 zuentnehmen. Richtwerte für dasSchaftfräsen mit beschichtetenHSS-Fräsern sind in den TabellenA7 bis A9 aufgeführt. Durch denEinsatz von Hartmetallwerkzeu-gen können die Schnittparametererhöht werden (Tabelle A10).

Zerspanen von Stahl

Werkstoff Schnitt- Fräserdurchmesser d [mm]geschwindig-

keit vc4–10 > 10–20

[m/min] Vorschub fz [mm]

Stahl

bis 400 N/mm230–40 0,013–0,037 0,037–0,079

Stahl

> 400 bis 600 N/mm229–33 0,013–0,037 0,037–0,079

Stahl

> 600 bis 850 N/mm226–31 0,012–0,034 0,034–0,073

Stahl

> 850 bis 1.100 N/mm220–26 0,011–0,031 0,031–0,066

Stahl

> 1.100 bis 1.400 N/mm215–20 0,010–0,028 0,028–0,059

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

bis 850 N/mm210–18 0,011–0,031 0,031–0,066

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 850 bis 1.100 N/mm29–14 0,010–0,028 0,028–0,059

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 1.100 bis 1.400 N/mm27–12 0,009–0,025 0,025–0,053

Werkstoff Schnitt- Vorschub fz

geschwindig-keit vc [m/min] [mm]

Unlegierter Stahl

bis 600 N/mm2130–415 0,09–0,5

Unlegierter Stahl

> 600 N/mm2120–312 0,06–0,5

Niedriglegierter Stahl und Stahlguss

bis 900 N/mm2100–240 0,06–0,4

Niedriglegierter Stahl und Stahlguss

> 900 N/mm290–221 0,06–0,4

Hochlegierter Stahl und Stahlguss

bis 1.000 N/mm290–221 0,06–0,3

Hochlegierter Stahl und Stahlguss

> 1.000 N/mm230–208 0,06–0,3

Nichtrostender Stahl und Stahlguss,

ferritisch/martensitisch125–295 0,06–0,3

Nichtrostender Stahl und Stahlguss,

austenitisch95–250 0,06–0,25

Tabelle A4: Richtwerte für das Schaftfräsen mit unbeschichteten HSS-Werkzeugen (nach Emuge – Franken)

Tabelle A3: Richtwerte für das Messerkopfstirnfräsen (nach Kennametal, Walter, Seco)

1 · d

1 · d

42

Merkblatt 137

Werkstoff Schnitt- Fräserdurchmesser d [mm]geschwindig-

keit vc4–10 > 10–20

[m/min] Vorschub fz [mm]

Stahl

bis 400 N/mm230–40 0,016–0,042 0,042–0,092

Stahl

> 400 bis 600 N/mm229–33 0,016–0,042 0,042–0,092

Stahl

> 600 bis 850 N/mm226–31 0,014–0,039 0,039–0,085

Stahl

> 850 bis 1.100 N/mm220–26 0,013–0,035 0,035–0,077

Stahl

> 1.100 bis 1.400 N/mm215–20 0,012–0,032 0,032–0,069

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

bis 850 N/mm210–18 0,013–0,035 0,035–0,077

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 850 bis 1.100 N/mm29–14 0,012–0,032 0,032–0,069

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 1.100 bis 1.400 N/mm27–12 0,010–0,028 0,028–0,062

Tabelle A5: Richtwerte für das Schaftfräsen mit unbeschichteten HSS-Werkzeugen (nach Emuge – Franken)

0,5 · d

1,5 · d

0,1 · d

1,5 · d

Werkstoff Schnitt- Fräserdurchmesser d [mm]geschwindig-

keit vc4–10 > 10–20

[m/min] Vorschub fz [mm]

Stahl

bis 400 N/mm230–40 0,017–0,044 0,044–0,091

Stahl

> 400 bis 600 N/mm229–33 0,017–0,044 0,044–0,091

Stahl

> 600 bis 850 N/mm226–31 0,015–0,041 0,041–0,084

Stahl

> 850 bis 1.100 N/mm220–26 0,014–0,037 0,037–0,076

Stahl

> 1.100 bis 1.400 N/mm215–20 0,013–0,033 0,033–0,068

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

bis 850 N/mm210–18 0,014–0,037 0,037–0,076

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 850 bis 1.100 N/mm29–14 0,013–0,033 0,033–0,068

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 1.100 bis 1.400 N/mm27–12 0,011–0,030 0,030–0,061

Tabelle A6: Richtwerte für das Schaftfräsen mit unbeschichteten HSS-Werkzeugen (nach Emuge – Franken)

43

Zerspanen von Stahl

0,5 · d

1,5 · d

Werkstoff Schnitt- Fräserdurchmesser d [mm]geschwindig-

keit vc4–10 > 10–20

[m/min] Vorschub fz [mm]

Stahl

bis 400 N/mm260–80 0,014–0,041 0,041–0,088

Stahl

> 400 bis 600 N/mm254–66 0,014–0,041 0,041–0,088

Stahl

> 600 bis 850 N/mm250–62 0,013–0,037 0,037–0,080

Stahl

> 850 bis 1.100 N/mm245–53 0,012–0,034 0,034–0,073

Stahl

> 1.100 bis 1.400 N/mm228–35 0,011–0,031 0,031–0,066

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

bis 850 N/mm220–30 0,012–0,034 0,034–0,073

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 850 bis 1.100 N/mm214–20 0,011–0,031 0,031–0,066

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 1.100 bis 1.400 N/mm210–14 0,010–0,027 0,027–0,058

Tabelle A7: Richtwerte für das Schaftfräsen mit beschichteten HSS-Werkzeugen (nach Emuge – Franken)

Werkstoff Schnitt- Fräserdurchmesser d [mm]geschwindig-

keit vc4–10 > 10–20

[m/min] Vorschub fz [mm]

Stahl

bis 400 N/mm260–80 0,017–0,047 0,047–0,101

Stahl

> 400 bis 600 N/mm254–66 0,017–0,047 0,047–0,101

Stahl

> 600 bis 850 N/mm250–62 0,015–0,043 0,033–0,092

Stahl

> 850 bis 1.100 N/mm245–53 0,014–0,039 0,039–0,084

Stahl

> 1.100 bis 1.400 N/mm228–35 0,013–0,035 0,035–0,076

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

bis 850 N/mm220–30 0,014–0,039 0,039–0,084

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 850 bis 1.100 N/mm214–20 0,013–0,035 0,035–0,076

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 1.100 bis 1.400 N/mm210–14 0,011–0,031 0,031–0,067

Tabelle A8: Richtwerte für das Schaftfräsen mit beschichteten HSS-Werkzeugen (nach Emuge – Franken)

1 · d

1 · d

6.3 Bohren

6.3.1 Bohren mit Spiralbohrern

Richtwerte für die Schnittge-schwindigkeit und für den Vor-schub in Abhängigkeit vom Bohrer-durchmesser sind für das Spiral-bohren in den Tabellen A11 bisA13 zusammengefasst. Diese Richt-

werte gelten für folgende Arbeits-bedingungen:• Eine ausreichende Kühlschmier-

stoffzufuhr ist gewährleistet.• Ein- und Austrittsflächen am

Werkstück liegen senkrecht zurBohrerachse.

• Die Spanabfuhr wird nichtdurch Vorrichtungen (z.B.Bohrbuchse) beeinträchtigt.

Die angegebenen Schnittwertegelten für Bohrungstiefen bis zumDreifachen des Bohrerdurchmes-sers. Werden die Bohrungstiefenerhöht, sollten Schnittgeschwindig-keit und Vorschub entsprechendverringert werden.

44

Merkblatt 137

Werkstoff Schnitt- Fräserdurchmesser d [mm]geschwindig-

keit vc4–10 > 10–20

[m/min] Vorschub fz [mm]

Stahl

bis 400 N/mm260–80 0,018–0,038 0,038–0,100

Stahl

> 400 bis 600 N/mm254–66 0,018–0,038 0,038–0,100

Stahl

> 600 bis 850 N/mm250–62 0,017–0,035 0,035–0,091

Stahl

> 850 bis 1.100 N/mm245–53 0,015–0,032 0,032–0,083

Stahl

> 1.100 bis 1.400 N/mm228–35 0,014–0,029 0,029–0,075

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

bis 850 N/mm220–30 0,015–0,032 0,032–0,083

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 850 bis 1.100 N/mm214–20 0,014–0,029 0,029–0,075

Rost-/säure-/hitzebeständige Stähle

> 1.100 bis 1.400 N/mm210–14 0,012–0,026 0,026–0,066

Tabelle A9: Richtwerte für das Schaftfräsen mit beschichteten HSS-Werkzeugen (nach Emuge – Franken)

Werkstoff Schnitt- Fräserdurchmesser d [mm]geschwindig-

keit vc5 8 12

[m/min] Vorschub fz [mm]

Stahl bis 1.000 N/mm2 70–180 0,020–0,090 0,030–0,140 0,036–0,220

Stahl bis 1.400 N/mm2 50–140 0,020–0,080 0,030–0,130 0,036–0,200

Stahl bis 54 HRC 50–100 0,020–0,065 0,030–0,100 0,036–0,160

Hochwarmfeste Werkstoffe 30– 80 0,020–0,045 0,030–0,095 0,036–0,130

Tabelle A10: Richtwerte für das Schaftfräsen mit beschichteten HM-Werkzeugen (nach Emuge – Franken)

0,1 · d

1,5 · d

1 · d

1 · d

45

Zerspanen von Stahl

Werkstoff Beispiele Schnitt- Bohrerdurchmesser d [mm]geschwin-digkeit vc

2 4 6 8 10 20

[m/min] Vorschub f [mm]

Niedriglegierter S235JR; C10+A;

Stahl und GE200; C35; C10E+A;

Stahlguss 16MnCr5+A; 20–50 0,03–0,05 0,06–0,10 0,08–0,15 0,07–0,20 0,13–0,23 0,25–0,375

bis 700 N/mm2 20MnCr5+A

Niedriglegierter E360; C45+QT;

Stahl und 60S22;

Stahlguss 36Mn5+QT; 20–36 0,02–0,05 0,04–0,1 0,06–0,15 0,08–0,20 0,10–0,23 0,175–0,34

> 700 bis C45E+QT;

1.000 N/mm2 34Cr4+QT

Niedriglegierter G46MnSi4;

Stahl und 36CrNiMo4+QT;

Stahlguss 42CrMo4+QT; 8–22 0,02– 0,04– 0,06– 0,08–0,14 0,10–0,16 0,175–0,24

> 1.000 bis 50CrMo4+QT0,035 0,065 0,105

1.300 N/mm2

Stahl 1.300 60SiMn5;

bis 1.600 N/mm2, 55NiCrMoV6+QT;

Federstahl 58CrV4; 4–19 0,030 0,04–0,06 0,06–0,09 0,06–0,12 0,10– 0,175–

federhart, 16CrMo5-2 0,135 0,205

verschleißfester Stahl 360–440 HB

Werkzeugstahl C110U; C135U;

geglüht, unlegiert C85U10–26 0,02–0,04 0,4–0,08 0,06–0,12 0,08–0,16 0,10–0,18 0,175–0,27

Werkzeugstahl, 51CrV4;

niedriglegiert, 60WCrV8;

geglüht, 55NiCrMoV6; 8–24 0,02–0,04 0,04–0,08 0,06–0,12 0,08–0,16 0,10–0,18 0,175–0,27

Kugellagerstahl, 100Cr6

geglüht

Werkzeugstahl, HS6-5-2C; X210Cr12;

hochlegiert, X38CrMo16; 6–17 0,02–0,04 0,04–0,08 0,06–0,12 0,08–0,16 0,10–0,18 0,175–0,27

geglüht X37CrMoV5-1

Rost-, säure- und X6CrAl13; X12Cr13;

hitzebeständiger GX7CrNiMo12-2; 10–17 0,02– 0,04–0,09 0,06–0,13 0,08–0,17 0,10–0,2 0,175–0,3

Stahl und X46Cr13+A; 0,045

Stahlguss X17CrNi16-2

Rost-, säure- und hitzebeständiger Stahl und Stahl-

X8CrNiS18-9 10–20 0,02–0,03 0,04–0,06 0,06–0,09 0,08–0,12 0,10– 0,175–

guss, austenitisch,0,135 0,205

geschwefelt

Rost-, säure- und X5CrNi18-10;

hitzebeständiger GX10CrNi18-8;

Stahl und Stahl- X6CrNiTi18-109,5–14 0,020 0,040 0,060 0,080 0,091– 0,175–

guss (Ni > 4 %), 0,10 0,145

austenitisch

Tabelle A11: Richtwerte für das Bohren mit unbeschichteten HSS-Spiralbohrern (nach Titex Plus und Garant)

46

Merkblatt 137

Tabelle A12: Richtwerte für das Bohren mit beschichteten HSS-Spiralbohrern (nach Titex Plus und Garant)

Werkstoff Beispiele Schnitt- Bohrerdurchmesser d [mm]geschwin-digkeit vc

2 4 6 8 10 20

[m/min] Vorschub f [mm]

Niedriglegierter S235JR; C10+A;

Stahl und GE200; C35; C10E+A; 31–67 0,03–0,06 0,06–0,12 0,10–0,18 0,11–0,24 0,14– 0,275–0,41

Stahlguss 16MnCr5+A; 0,275

bis 700 N/mm2 20MnCr5+A

Niedriglegierter E360; C45+QT;

Stahl und 60S22;

Stahlguss 36Mn5+QT; 25–60 0,02–0,06 0,04–0,12 0,06–0,18 0,09–0,24 0,11– 0,187–0,41

> 700 bis C45E+QT;0,275

1.000 N/mm2 34Cr4+QT

Niedriglegierter G46MnSi4;

Stahl und 36CrNiMo4+QT;

Stahlguss 42CrMo4+QT; 7,5–42 0,02–0,04 0,04–0,08 0,06–0,12 0,09–0,16 0,11–0,18 0,187–0,27

> 1.000 bis 50CrMo4+QT

1.300 N/mm2

Stahl 1.300 60SiMn5;

bis 1.600 N/mm2, 55NiCrMoV6+QT;

Federstahl 58CrV4; 6–19 0,02– 0,04–0,05 0,06– 0,09–0,1 0,11– 0,185–0,17

federhart, 16CrMo5-2 0,025 0,075 0,115

verschleißfester Stahl 360–440 HB

Werkzeugstahl C110U; C135U;

geglüht, unlegiert C85U13–45 0,02–0,05 0,04–0,1 0,06–0,15 0,09–0,2 0,11–0,23 0,187–0,34

Werkzeugstahl, 51CrV4;

niedriglegiert, 60WCrV8;

geglüht, 55NiCrMoV6; 10–45 0,050 0,04–0,1 0,06–0,15 0,09–0,2 0,11–0,23 0,187–0,34

Kugellagerstahl, 100Cr6

geglüht

Werkzeugstahl, HS6-5-2C; X210Cr12;

hochlegiert, X38CrMo16; 7,5–28 0,050 0,04–0,1 0,06–0,15 0,09–0,2 0,11–0,23 0,187–0,34

geglüht X37CrMoV5-1

Rost-, säure- und X6CrAl13; X12Cr13;

hitzebeständiger GX7CrNiMo12-2; 13–28 0,02–0,06 0,04–0,12 0,06–0,18 0,240 0,11– 0,187–0,41

Stahl und X46Cr13+A; 0,275

Stahlguss X17CrNi16-2

Rost-, säure- und hitzebeständiger Stahl und Stahl-

X8CrNiS18-9 13–34 0,02– 0,04– 0,06– 0,140 0,11–0,16 0,187–0,24

guss, austenitisch,0,035 0,065 0,105

geschwefelt

Rost-, säure- und X5CrNi18-10;

hitzebeständiger GX10CrNi18-8;

Stahl und Stahl- X6CrNiTi18-1010–19 0,02– 0,04–0,05 0,060– 0,100 0,11– 0,187– 0,17

guss (Ni > 4 %), 0,025 0,075 0,115

austenitisch

47

Zerspanen von Stahl

Tabelle A13: Richtwerte für das Bohren mit beschichteten HM-Spiralbohrern (nach Titex Plus und Kennametal)

Werkstoff Beispiele Schnitt- Bohrerdurchmesser d [mm]geschwin-digkeit vc

4 6 8 10 20

[m/min] Vorschub f [mm]

Niedriglegierter S235JR; C10+A;

Stahl und GE200; C35; C10E+A;

Stahlguss 16MnCr5+A; 60–200 0,06–0,18 0,08–0,24 0,10–0,29 0,13–0,39 0,20–0,57

bis 700 N/mm2 20MnCr5+A

Niedriglegierter E360; C45+QT;

Stahl und 60S22;

Stahlguss 36Mn5+QT; 60–130 0,06–0,17 0,09–0,23 0,11–0,29 0,15–0,39 0,20–0,57

> 700 bis C45E+QT;

1.000 N/mm2 34Cr4+QT

Niedriglegierter G46MnSi4;

Stahl und 36CrNiMo4+QT;

Stahlguss 42CrMo4+QT; 50–80 0,06–0,17 0,09–0,23 0,11–0,28 0,15–0,37 0,20–0,50

> 1.000 bis 50CrMo4+QT

1.300 N/mm2

Stahl 1.300 60SiMn5;

bis 1.600 N/mm2, 55NiCrMoV6+QT;

Federstahl 58CrV4;26–50 0,03–0,09 0,05–0,12 0,06–0,14 0,07–0,18 0,10–0,25

federhart, 16CrMo5-2

verschleißfester Stahl 360–440 HB

Werkzeugstahl C110U; C135U;

geglüht, unlegiert C85U70–110 0,04–0,11 0,05–0,19 0,07–0,20 0,09–0,27 0,13–0,40

Werkzeugstahl, 51CrV4;

niedriglegiert, 60WCrV8;

geglüht, 55NiCrMoV6; 70–80 0,04–0,12 0,05–0,20 0,07–0,21 0,09–0,28 0,13–0,41

Kugellagerstahl, 100Cr6

geglüht

Werkzeugstahl, HS6-5-2C; X210Cr12;

hochlegiert, X38CrMo16; 60–70 0,04–0,13 0,05–0,21 0,07–0,22 0,09–0,29 0,13–0,42

geglüht X37CrMoV5-1

Rost-, säure- und X6CrAl13; X12Cr13;

hitzebeständiger GX7CrNiMo12-2;50–80 0,04–0,14 0,05–0,22 0,07–0,23 0,09–0,30 0,13–0,43

Stahl und X46Cr13+A;

Stahlguss X17CrNi16-2

Rost-, säure- und hitzebeständiger Stahl und Stahl- X8CrNiS18-9 50–70 0,03–0,12 0,05–0,18 0,06–0,21 0,07–0,25 0,10–0,38

guss, austenitisch,geschwefelt

Rost-, säure- und X5CrNi18-10;

hitzebeständiger GX10CrNi18-8;

Stahl und Stahl- X6CrNiTi18-10 40–60 0,03–0,10 0,05–0,14 0,05–0,17 0,05–0,22 0,07–0,32

guss (Ni > 4 %), austenitisch

48

6.3.2 Bohren mit HM-Wende-schneidplattenbohrern

Richtwerte für die Bearbeitungvon unterschiedlichen Stählen mitWendeschneidplattenbohrern sindin Tabelle A14 verzeichnet. DieWerte gelten für die Bearbeitungmit Hartmetallschneiden, wobeieine ausreichende Zufuhr vonKühlschmierstoff vorausgesetztwird.

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Merkblatt 137

Werkstoff Bohrerdurchmesser [mm]

d = 12,7–17 d = 17,5–41,3 d = 42–80 d = 12,7–80

Vorschub f Schnittgeschwindigkeit vc

[mm/U] [m/min]

Unlegierter Stahl, nicht vergütet, 0,05–0,1% C

0,04–0,08 0,04–0,10 0,08–0,12 230–380

Unlegierter Stahl, nicht vergütet, > 0,1–0,25% C

0,04–0,08 0,04–0,12 0,08–0,14 225–345

Unlegierter Stahl, nicht vergütet, > 0,25–0,55% C

0,04–0,10 0,04–0,20 0,12–0,24 190–290

Unlegierter Stahl, nicht vergütet, > 0,55–0,80% C

0,04–0,10 0,06–0,20 0,12–0,24 170–275

Unlegierter Stahl mit hohem C-Gehalt und Werkzeugstahl

0,04–0,10 0,06–0,20 0,12–0,24 200–275

Niedriglegierter Stahl, nicht vergütet

0,04–0,10 0,06–0,18 0,12–0,22 180–290

Niedriglegierter Stahl, vergütet

0,04–0,10 0,06–0,20 0,12–0,24 90–230

Hochlegierter Stahl, geglüht

0,08–0,10 0,04–0,20 0,12–0,24 160–275

Hochlegierter Stahl, gehärtet

0,04–0,10 0,06–0,18 0,12–0,22 80–200

Tabelle A14: Richtwerte für das Bohren mit HM-Wendeschneidplatten-Werkzeugen (nach Sandvik Coromant 2008)

49

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Mitverwendete Normen und Regelwerke

DIN ISO 513 und DIN ISO 11054 sind auszugsweise wiedergegebenmit Erlaubnis des DIN DeutschesInstitut für Normung e.V. Maßge-bend für das Anwenden der DIN-Normen ist deren Fassung mit demneuesten Ausgabedatum, die beider Beuth Verlag GmbH, Burggra-fenstr. 6, 10787 Berlin, erhältlichist.

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DIN EN 10027-1Bezeichnungssysteme für Stähle.Teil 1: Kurznamen. Oktober 2005. Ersatz für DIN EN 10027-1, September 1992, und DIN V 17006-100:1999-04.Beuth Verlag Berlin.

DIN EN 10052Begriffe der Wärmebehandlungvon Eisenwerkstoffen. Januar 1994, Beuth Verlag Berlin.

DIN EN 10083Vergütungsstähle – Teil 1: Allgemeine technische Lieferbedingungen.Oktober 2006.Teil 2: Technische Lieferbedin-gungen für unlegierte Stähle.Oktober 2006. Teil 3: Technische Lieferbedingun-gen für legierte Stähle. Januar 2007. Beuth Verlag Berlin.

DIN EN 10085Nitrierstähle – Technische Lieferbedingungen. Juli 2001, Beuth Verlag Berlin.

DIN EN 10087Automatenstähle – Technische Lieferbedingungen fürHalbzeug, warmgewalzte Stäbe undWalzdraht. Januar 1999, Beuth Verlag Berlin.

DIN EN 10088Nichtrostende Stähle – Teil 1: Verzeichnis der nichtrosten-den Stähle.September 2005, Beuth VerlagBerlin.

DIN ISO 513Klassifizierung und Anwendungvon harten Schneidstoffen für dieMetallzerspanung mit geometrischbestimmten Schneiden – Bezeich-nung der Hauptgruppen und An-wendungsgruppen (ISO 513:2004).November 2005, Beuth VerlagBerlin.

DIN ISO 1832Wendeschneidplatten für Zerspan-werkzeuge – Bezeichnung (ISO1832:2004).November 2005, Beuth VerlagBerlin.

DIN ISO 5419 Spiralbohrer – Benennungen, Defi-nition und Formen. Juni 1998, Beuth Verlag Berlin.

DIN ISO 11054Schneidwerkzeuge – Bezeichnungder Schnellarbeitsgruppen (ISO11054:2006). September 2006, Beuth VerlagBerlin.

DIN EN ISO 4287Oberflächenbeschaffenheit: Tast-schnittverfahren. Oktober 1998, Beuth Verlag Berlin.

DIN EN ISO 4957Werkzeugstähle (ISO 4957:1999).Februar 2001. EN ISO 4957:1999, Ersatz für DIN 17350-10 und Bbl. 1 zu DIN 17350:1980-10, Beuth Verlag Berlin.

ISO 513Classification and application ofhard cutting materials for metalremoval with defined cuttingedges – Designation of the maingroups and groups of application.Oktober 2004, Beuth Verlag Berlin.

ISO 3002/4Basic quantities in cutting andgrinding – Part 4: Forces, energy,power. First edition, November 1984,Beuth Verlag Berlin.

ISO 3685Tool-life testing with single-pointturning tools.Internationale Organization forStandardization, Genf, Schweiz. November 1993, Beuth VerlagBerlin.

Merkblatt 137

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Anhang Werkstoffbezeichnungen

Zerspanen von Stahl

Kurzname nach Werkstoff- ÜberholterDIN EN 10027-1 nummer Kurzname

C45+QT 1.0503 C 45V

C45E 1.1191 Ck 45

C45E+BY 1.1191 –

C45E+QT 1.1191 Ck 45V

C53E 1.1210 –

C85U 1.1830 C 85 W

E360 1.0070 St70-2

G46MnSi4 1.5121 46MnSi4V

GE200 1.0420 GS-38

GX10CrNi18-8 1.4312 G-X10CrNi18-8

GX7CrNiMo12-1 1.4008 G-X8CrNi13

HS6-5-2 1.3243 S 6-5-2-5

HS6-5-2-5 1.3243 S 6-5-2-5

HS10-4-3-10 1.3207 S 10-4-3-10

HS2-9-1-8 1.3247 S 2-10-1-8

HS2-9-2 1.3348 S 2-9-2

HS6-5-2 1.3339 –

HS6-5-2-5 1.3243 S 6-5-2-5

HS6-5-2C 1.3343 S 6-5-2

HS6-5-3 1.3344 S 6-5-3

S235JR 1.0038 S235JRG2

X10CrAlSi13 1.4724 X 10 CrAl 13

X10CrAlSi25 1.4762 X 10 CrAl 24

X12Cr13 1.4006 X10Cr13

X15CrNiSi25-21 1.4841 X 15 CrNiSi 25 20

X20CrMoV11-1 1.4922 X20CrMoV12-1

X20CrMoWV12-1 1.4935 –

X210Cr12 1.2080 –

X2CrNiMoCuWN25-7-4 1.4501 –

X2CrNiMoN22-5-3 1.4462 –

X37CrMoV5-1 1.2343 X 38 CrMoV 5 1

X38CrMo16 1.2316 X 36 CrMo 17

X39Cr13 1.4031 –

X46Cr13+A 1.4043 X46Cr13G

X5CrNi18-10 1.4301 X 5 CrNi 18 9

X6Cr13 1.4000 –

X6Cr17 1.4016 –

X6CrAl13 1.4002 –

X6CrNiTi18-10 1.4541 –

X8CrNiS18-9 1.4305 X8 CrNiS 18 9

Kurzname nach Werkstoff- ÜberholterDIN EN 10027-1 nummer Kurzname

100Cr6 1.3505 –

11SMn30 1.0715 –

11SMnPb30 1.0718 –

16MnCr5 1.7131 –

16MnCr5+A 1.7131 16MnCr5G

16MnCrS5 1.7139 –

18CrNi8 1.5920 –

20CrMoS2 1.7311 –

20MnCr5+A 1.7147 20MnCr5G

20MoCr4 1.7321 –

30CrMoV9 1.7707 –

31CrMo12 1.8515 –

34Cr4+QT 1.7033 34Cr4V

34CrAINi7-10 – –

34CrAlS5 1.8506 –

35S20 1.0726 –

36CrNiMo4 1.6511 –

36CrNiMo4+QT 1.6511 36CrNiMo4V

36Mn5+QT 1.1167 36Mn5V

38MnSiVS5 – –

38MnSiVS5+BY – –

42CrMo4 1.7225 –

42CrMo4+QT 1.7225 42CrMo4V

46S20 1.0727 –

50CrMo4+QT 1.7228 50CrMo4V

51CrV4 1.8159 50 CrV 4

54NiCrMoS6 – –

55NiCrMoV6 1.2713 –

55NiCrMoV6+QT 1.2713 55NiCrMoV6V

58CrV4 1.8161 –

60S22 1.0728 60 S 20

60SiMn5 1.5142 60 SiMn 5

60WCrV8 1.2550 60 WCrV 7

16CrMo5-2 1.8709 –

C10+A 1.0301 C 10G

C10E+A 1.1121 Ck 10G

C110U 1.1554 C 110 W

C135U 1.1573 –

C15E 1.1141 Ck 15

C35 1.0501 –

Frühere und heute gültige Kurz-namen und Werkstoffnummernder in diesem Merkblatt genann-ten Stahl- und Stahlgusssorten.

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