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i 2010 WILEY-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, Weinheim www.wiley-vch-de/home/muw

Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 2010, 41, No. 9 DOI 10.1002/mawe.201000667

Einfluss von Werkzeugschneidengeometrie undProzessparametern auf die Oberfl�chenfeingestalt beimDrehfr�sen von Aluminiummatrix-Verbundwerkstoffen

Influence of cutting edge geometry and cutting parameters on surfacefinish in turn milling of aluminium matrix composites

A. Schubert, A. Nestler, R. Funke

Das Drehfr�sen ist ein noch relativ gering verbreitetes spanendes Fertigungsverfahren zur pr�-zisen Herstellung rotationssymmetrischer Formelemente, bei dem die Spanbildung durch eineKombination der Rotationsbewegungen von Werkst�ck und Werkzeug erfolgt. Aufgrund derbesonderen Kinematik weist das Drehfr�sen großes Potenzial f�r die Bearbeitung schwer zer-spanbarer Werkstoffe auf. Dazu geh�ren auch partikelverst�rkte Aluminiummatrix-Verbund-werkstoffe, die aus einer vergleichsweise weichen Matrix und harten keramischen Partikelnbestehen. Der heterogene Aufbau derartiger Werkstoffe f�hrt zu einer hohen dynamischenBelastung der Werkzeugschneiden. Des Weiteren m�ssen sie der starken abrasiven Wirkung derharten Partikel widerstehen, was die Nutzung verschleißfester Schneidstoffe erfordert. DieseAnforderungen erf�llen insbesondere diamantbasierte Schneidstoffe, jedoch ist deren Verwen-dung in Form von Schneideins�tzen mit Einschr�nkungen bei der Werkzeuggestaltung verbun-den. F�r die Untersuchungen zum orthogonalen sowie tangentialen Drehfr�sen einer mit 15Volumenprozent Aluminiumoxidpartikeln verst�rkten Aluminiumlegierung wurden Schaftfr�sermit unterschiedlichen Einstellwinkeln der Stirnschneide verwendet. W�hrend die ebene (nichtspiralf�rmige) Schneidengeometrie beim Tangentialdrehfr�sen bereits nach kurzer Bearbei-tungszeit zu Schwingungen und einer damit verbundenen schlechteren Oberfl�cheng�te f�hrte,erwies sich das orthogonale Drehfr�sen als grunds�tzlich geeignet. Dar�ber hinaus konnte beidieser Verfahrensvariante durch eine Reduzierung des Einstellwinkels der Stirnschneide von 1 8auf 0 8 eine Erh�hung der Vorschubgeschwindigkeit realisiert werden.

Schl�sselw�rter: Aluminiummatrix-Verbundwerkstoffe / Metallmatrix-Verbundwerkstoffe / CVD-Dia-mant / Drehfr�sen / Endbearbeitung /

Turn milling is still a relatively un common process for precision manufacturing of axially symme-tric components. In this process, chip formation is realized by a combined rotation of the work-piece and the cutting tool. Due to its special kinematics, turn milling offers potential for cuttingof difficult-to-machine materials, such as particle reinforced aluminium matrix composites. Theheterogeneous microstructure of these materials with comparatively soft matrix and hard cera-mic particles causes high dynamic loads on the cutting edges. Furthermore, the cutting edges ha-ve to withstand the highly abrasive effect of the hard particles. This requires the application ofwear-resistant cutting materials, including particularly diamond-based cutting materials. Howe-ver, their use as tippings imposes design limitations for the cutting tools. In this investigation,cutting tests on an aluminium alloy reinforced with 15 per cent by volume alumina particles wereperformed using end mills with different minor cutting edge angles in orthogonal and tangentialturn milling. After a short cutting time, during tangential turn milling the flat cutting edge geo-metry resulted in vibrations of the tool and a poor workpiece surface quality. In contrast, ortho-gonal turn milling produced no vibrations and enabled higher feed velocities when reducing theminor cutting edge angles from 1 8 to 0 8.

Keywords: aluminium matrix composites / CVD diamond / cutting / finish machining / turn milling /

Technische Universit�t Chemnitz, Professur Mikrofertigungstechnik,Reichenhainer Straße 70, 09126 Chemnitz

Korrespondenzautor: A. Schubert, Technische Universit�t Chemnitz,Professur Mikrofertigungstechnik, Reichenhainer Straße 70, 09126ChemnitzE-Mail: [email protected]

A. Schubert et al. Mat.-wiss. u. Werkstofftech. 2010, 41, No. 9

1 Einleitung

Wesentliche Ziele bei der Entwicklung technischer Systeme sinddie Steigerung der Ressourcen- und Energieeffizienz sowie dieVerbesserung ihrer Leistungspotenziale. Die damit verbundeneErh�hung des Wirkungsgrades und die zunehmende Funktions-integration erfordern oftmals die Anwendung von Leichtbau-werkstoffen. Da die komplexen Anforderungsprofile jedoch h�u-fig nicht mehr mit homogenen Materialien erf�llt werden k�n-nen, nimmt der Einsatz von Verbundwerkstoffen weiter zu. Einwesentlicher Vorteil derartiger Werkstoffe besteht in der M�g-lichkeit, ihre Eigenschaften durch die Art, Form sowie den Anteilder einzelnen Komponenten gezielt einzustellen.

Spezielle Vertreter der Komposite sind die partikelverst�rktenAluminiummatrix-Verbundwerkstoffe, die durch eine im Ver-gleich zur Matrixlegierung erh�hte Festigkeit, H�rte und Best�n-digkeit gegen abrasiven Verschleiß, einen gr�ßeren E-Modul,eine geringere thermische Ausdehnung sowie reduziertes Krie-chen unter thermomechanischer Belastung gekennzeichnetsind. Diese f�r viele Anwendungsf�lle positiven Eigenschaftenresultieren jedoch in einer deutlich erschwerten spanendenBearbeitbarkeit. W�hrend die hohe H�rte der keramischen Parti-kel zu einem starken Werkzeugverschleiß f�hrt, zeigt die weicheMatrixlegierung eine Neigung zur Bildung von Aufbauschnei-den. Dar�ber hinaus liegen aufgrund der heterogenen Material-zusammensetzung st�ndig wechselnde Verh�ltnisse in derScherzone vor, die zu unterschiedlichen Interaktionen zwischendem Werkstoff und den Schneiden f�hren. In Abh�ngigkeit derLage der Schneide zum Partikel kann die Werkstofftrennung inder Matrix, im Partikel oder an ihren Grenzfl�chen erfolgen [1].Liegt der Schwerpunkt des Partikels unterhalb der Schnittlinie,kann es durch das Werkzeug in die Matrix gedr�ckt werden.Wenn sich der Partikelschwerpunkt hingegen oberhalb derSchnittlinie befindet, ist ein Herausreißen des Partikels wahr-scheinlich [2], was zu entsprechenden Sch�digungen der Werk-st�ckoberfl�che f�hren kann. Da trotz verbesserter Ur- undUmformprozesse in der Regel kein vollst�ndiger Verzicht aufeine spanende Endbearbeitung m�glich ist, besteht die Notwen-digkeit, die erforderlichen Zerspanungstechnologien so anzu-passen, dass hohe Oberfl�cheng�ten prozesssicher erzeugt wer-den k�nnen.

2 Einf�hrung in das FertigungsverfahrenDrehfr�sen

Beim Drehfr�sen sind die beiden Verfahren Drehen und Fr�senso miteinander kombiniert, dass ihre Vorteile in Abh�ngigkeitvon der konkreten Bearbeitungsaufgabe gezielt vereinigt wer-den. Durch Drehprozesse k�nnen rotationssymmetrische Bau-teile mit einer vergleichsweise einfachen Kinematik erzeugt wer-den. F�r die Fertigung von zylindrischen Formelementen ist esm�glich, die Eingriffsbedingungen konstant zu halten. Das Fr�-sen zeichnet sich demgegen�ber durch eine vom Werkst�ck-durchmesser unabh�ngige Schnittgeschwindigkeit und die Bil-dung kurzer Sp�ne aus.

W�hrend die Schnittbewegung beim Drehfr�sen vom Werk-zeug ausgef�hrt wird, entsteht die Vorschubbewegung aus einer

�berlagerung der Rotationsbewegung des Werkst�cks mit dertranslatorischen Bewegung des Werkzeugs. Eine Zerspanungim Hochgeschwindigkeitsbereich, wie sie mit diesem Verfahrenrealisiert werden kann, erm�glicht neben einem hohen Zeitspa-nungsvolumen eine Verbesserung der Oberfl�cheng�te. Dar-�ber hinaus �ndert sich die Verteilung der entstehenden W�rmezwischen Werkst�ck, Werkzeug, Span und Umgebung. Es ent-stehen h�here Temperaturen in der Scherzone, was zu einerReduzierung der Zerspankr�fte f�hrt. Folglich verringern sichdie elastischen Verformungen von Werkst�ck sowie Werkzeugund es k�nnen engere Toleranzen realisiert werden. Des Weite-ren ist das Drehfr�sen aufgrund der vergleichsweise geringenDrehzahl des Werkst�cks pr�destiniert f�r die Bearbeitung starkunwuchtiger Bauteile, wie zum Beispiel Kurbelwellen.

Hinsichtlich der Lage von Werkst�ck zu Werkzeug kann dasVerfahren in drei unterschiedliche Technologien eingeteilt wer-den, Bild 1. W�hrend die Achsen beim orthogonalen sowie tan-gentialen Drehfr�sen im rechten Winkel zueinander stehen, ver-laufen sie bei der achsparallelen Bearbeitung in gleicher Rich-tung. Zur Vermeidung sehr geringer Schnittgeschwindigkeitenim Bereich der Werkzeugdrehachse wird der Fr�ser beim ortho-gonalen Drehfr�sen meist seitlich versetzt positioniert, so dassdie Werkst�ck- und die Werkzeugachse nicht in derselben Ebeneliegen. Die Bearbeitung in dieser Anordnung wird auch alsexzentrisches Drehfr�sen bezeichnet. Der Materialabtrag erfolgtbei allen Varianten haupts�chlich durch die Umfangsschneiden.Beim orthogonalen Drehfr�sen sind auch die Stirnschneiden inAbh�ngigkeit von den konkreten Parametern nicht unwesent-lich an der Spanbildung beteiligt. Sowohl beim tangentialen alsauch beim axialen Drehfr�sen wird die Zylindermantelfl�chevon den Umfangsschneiden gefertigt. Bei der orthogonalenAnordnung hingegen sind die Stirnschneiden f�r die Oberfl�-chenausbildung verantwortlich. Das achsparallele Drehfr�senerm�glicht im Gegensatz zu den anderen Verfahrensvariantenauch die Herstellung von Innenkonturen. Die erzeugbaren Fl�-chen sind dabei auf ein maximales L�nge-Durchmesser-Verh�lt-nis von etwa f�nf beschr�nkt. Sowohl durch orthogonales alsauch tangentiales Drehfr�sen lassen sich lange wellenf�rmigeBauteile bearbeiten. Bei der Fertigung von Abs�tzen muss beach-tet werden, dass sich beim tangentialen Drehfr�sen der Radiusdes Werkzeugs im �bergangsbereich von der Zylindermantelfl�-

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Bild 1. Technologien des Drehfr�sens, a) orthogonal, b) tangential,c) achsparallel.

Figure 1. Turn milling configurations, a) orthogonal, b) tangential,c) parallel.

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che mit dem kleineren Durchmesser zur Planfl�che abbildet.Diese Verfahrensvariante erm�glicht auch die Erzeugung bogen-f�rmiger Konturen, zum Beispiel von Kugelabschnitten. In derIndustrie ist das orthogonale Drehfr�sen am weitesten verbreitetund wird unter anderem zur Bearbeitung von Großkurbelwelleneingesetzt.

3 Experimentelle Untersuchungen

Zur Ermittlung des Einflusses der Werkzeuggeometrie sowieder Verfahrensparameter auf die Oberfl�chenfeingestalt wurdeein Verbundwerkstoff aus der Aluminiumlegierung AlCu3,9Mg0,7Mn0,6, die dem Werkstoff EN AW-2017 sehr �hnlich ist,und Aluminiumoxidpartikeln mit einem Volumenanteil von15 % im Korngr�ßenbereich von etwa 150 nm bis 2 lm verwen-det. Die Mikrostruktur dieses Verbundwerkstoffs ist in Bild 2 dar-gestellt. Die Herstellung erfolgte pulvermetallurgisch durchMischen der Komponenten, dreist�ndiges Hochenergiekugel-mahlen, heißisostatisches Pressen sowie anschließendes Strang-pressen. Weitere Details zur Erzeugung des Versuchswerkstoffssind in [3] zu finden. Der Verbundwerkstoff wurde zur Erh�-hung der Festigkeit einer W�rmebehandlung T4 unterzogen.Die aus diesen Halbzeugen gefertigten Proben hatten eineL�nge von 15 mm und einen Durchmesser von 12 mm.

Die Zerspanungsversuche wurden auf einer Tangentialdreh-fr�smaschine (TDF 26) durchgef�hrt, die in Zusammenarbeitder GDW Werkzeugmaschinen GmbH mit dem Fraunhofer-Institut f�r Werkzeugmaschinen und Umformtechnik (IWU) inChemnitz entwickelt sowie gebaut wurde. Diese Maschine istf�r die Fertigung kleiner Teile bis zu einem maximalen Durch-messer von etwa 60 mm und einer L�nge von ungef�hr 400 mmkonzipiert. Die Verfahrbereiche der translatorischen NC-Achsenerm�glichen sowohl das tangentiale als auch das orthogonale(zentrische oder exzentrische) Drehfr�sen. Durch die Integra-tion einer Hochfrequenzspindel ist eine Bearbeitung im HSC-Bereich mit bis zu 50.000 min – 1 m�glich. An der ProfessurMikrofertigungstechnik wurde diese Maschine durch ein einka-naliges Minimalmengenschmiersystem erg�nzt.

Die hohe H�rte der keramischen Partikel erfordert aufgrundder damit verbundenen starken abrasiven Wirkung, speziell beihohen Schnittgeschwindigkeiten, den Einsatz superharterSchneidstoffe. F�r die Bearbeitung von Aluminiumwerkstoffeneignen sich insbesondere diamantbasierte Schneidstoffe. Von

diesen wurde binderloser, polykristalliner CVD-Diamant ausge-w�hlt, der in Form von 500 lm dicken Schneideins�tzen zurAnwendung kam. Polykristalliner CVD-Diamant weist einer-seits eine sehr hohe Abrasionsbest�ndigkeit sowie W�rmeleitf�-higkeit auf und erm�glicht andererseits, extrem scharfe Schneid-kanten mittels Laserstrahlschneiden herzustellen, Bild 3. Dietaktile Bestimmung des Schneidkantenradius ergab im MittelWerte von zirka 3 lm. Es kamen zweischneidige Fr�ser miteinem Durchmesser von 6 mm und Eckenfasen von0,05 mm645 8 zur Anwendung. �blicherweise verl�uft dieStirnschneide von Schaftfr�sern nicht horizontal, sondern istzur Reduzierung der Reibung in der Drehmitte des Fr�sers etwash�her als an der Schneidenecke. Da eine derartige Schneiden-geometrie beim Drehfr�sen, insbesondere bei h�heren axialenVorsch�ben, zu vergleichsweise hohen Rauheiten f�hrte, wur-den zus�tzlich Sonderwerkzeuge mit horizontaler Stirnschneideangefertigt.

Zur Erzielung einer hohen Materialausnutzung wurden dieProben zwischen Spitzen gespannt und die komplette L�nge derZylindermantelfl�che bearbeitet. Um eine entsprechende stati-stische Absicherung der Ergebnisse zu gew�hrleisten, erfolgtenf�r jede Parameterkombination jeweils drei Versuche. Da derbearbeitete Verbundwerkstoff eine hohe Neigung zur Bildungvon Aufbauschneiden zeigt, wurden die experimentellen Unter-suchungen unter Einsatz einer Minimalmengenschmierung(27 ml/h synthetisches Polyolester) durchgef�hrt. Eine Oberfl�-chenausbildung bei einer Schnittgeschwindigkeit von 0 m/min,wie sie im Bereich der Werkzeugdrehachse vorliegt, wurde beimorthogonalen Drehfr�sen durch ein exzentrisches Positionierendes Fr�sers vermieden. F�r alle Versuche wurde das Fr�sen imGleichlauf angewendet und die Schnitttiefe mit 0,5 mm kon-stant gehalten. Zur Bewertung der erzeugten Oberfl�chenfein-gestalt wurden Rauheitsmessungen in L�ngsrichtung der Pro-ben vorgenommen und rasterelektronenmikroskopische Auf-nahmen angefertigt.

4 Ergebnisse und Auswertung

4.1 Einfluss der Drehfr�stechnologie auf dieOberfl�chenrauheit

Zwischen den einzelnen Zerspanungsparametern beim Dreh-fr�sen bestehen die nachfolgend beschriebenen mathemati-

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Bild 2. Mikrostruktur des Verbundwerkstoffs.

Figure 2. Microstructure of the composite.

Bild 3. Schneidkante des Fr�sers.

Figure 3. Cutting edge of the end mill.


schen Zusammenh�nge. F�r das Verh�ltnis von Werkzeug- zuWerkst�ckdrehzahl k gilt:

k ¼ nWZ

nWSð1Þ

Die Schnittgeschwindigkeit wird analog zum Fr�sen nach derGleichung

vc ¼ p � dWZ � nWZ ð2Þberechnet und liegt f�r den untersuchten Parameterbereich(Werkzeugdrehzahlen von 10.000 min – 1 bis 30.000 min – 1) zwi-schen 188 m/min und 565 m/min. Die zu programmierendeaxiale Vorschubgeschwindigkeit kann mit Hilfe der Beziehung

vfax ¼ f ax � nWS ð3Þbestimmt werden.

Die Auswirkungen der gew�hlten Drehfr�stechnologie auf dieOberfl�chenrauheit bei Verwendung von Werkzeugen mitgeneigten Stirnschneiden sind f�r das orthogonale sowie tan-gentiale Drehfr�sen in [4] dargestellt. Die beim tangentialenDrehfr�sen erreichte Oberfl�chenrauheit ist unabh�ngig von dergew�hlten Schnittgeschwindigkeit im untersuchten Parameter-bereich deutlich gr�ßer als die mittels orthogonalen Drehfr�senserzeugte, Bild 4. Dar�ber hinaus f�hrte der beim tangentialenDrehfr�sen relativ schnell zunehmende Werkzeugverschleiß anden Umfangsschneiden zu Schwingungen des Werkzeugs, wasmit entsprechenden „Rattermarken“ auf den Proben und folg-lich einer gr�ßeren Rauheit verbunden war. Im Gegensatz dazuverringerte sich die Rauheit beim orthogonalen Drehfr�sen mitfortschreitendem Werkzeugverschleiß. Dies ist auf die Geome-trie der Stirnschneiden des Fr�sers zur�ckzuf�hren. Aufgrundder Neigung der Stirnschneiden wird die Oberfl�che ausschließ-lich von der Schneidenecke erzeugt. Ein Freifl�chenverschleißder Stirnschneide f�hrt, �hnlich wie bei einer Breitschlicht-schneide, an der Schneidenecke zu einem gr�ßeren Kontaktbe-reich zwischen Werkzeug und Werkst�ck, was geringere Rauhei-ten bewirkt. Aus dem Diagramm geht weiterhin hervor, dass dieRauheit f�r beide Drehfr�stechnologien mit zunehmender axia-ler Vorschubgeschwindigkeit stark ansteigt. Die mit dem ange-gebenen Parameterbereich verbundenen Schnittzeiten sind

außerordentlich lang und m�ssen entsprechend reduziert wer-den. Dies erfordert, wie bereits im Kapitel 3 erl�utert, eineAnpassung der Werkzeuggeometrie.

4.2 Einfluss der Prozessparameter beimOrthogonaldrehfr�sen auf dieOberfl�chenfeingestalt

Die Untersuchungen zur Abh�ngigkeit der Oberfl�chenfeinge-stalt von den Prozessparametern beim Orthogonaldrehfr�senerfolgten mit speziell gefertigten Fr�sern, deren Stirnschneidennicht geneigt sind, sondern horizontal verlaufen. Dabei wurdendie Parameterbereiche so festgelegt, dass die erzeugten Oberfl�-chenrauheiten f�r die Endbearbeitung typische Werte anneh-men. Ausgehend von den gew�hlten Basisparametern (Werk-zeugdrehzahl nwz = 20.000 min – 1, Drehzahlverh�ltnis k = 200,axialer Vorschub fax = 1 mm) wurden die genannten Einflussgr�-ßen systematisch variiert. Die Exzentrizit�t e betrug bei allenVersuchen einheitlich 2 mm.

Entsprechend den Gleichungen (1) bis (3) ergibt sich f�r denBasisparametersatz eine Werkst�ckdrehzahl vonnWS = 100 min – 1 und eine axiale Vorschubgeschwindigkeit vonvfax = 100 mm/min. Bei der Versuchsplanung wurde daraufgeachtet, dass ausgehend vom Basisparametersatz jeweils nureiner dieser Parameter variiert und gegebenenfalls eine Anpas-sung der anderen aufgef�hrten Einflussgr�ßen vorgenommenwurde.

Die Abh�ngigkeit der Rauheit von der Werkzeugdrehzahl unddamit der Schnittgeschwindigkeit ist in Bild 5 dargestellt. Es isterkennbar, dass sich die Rauheit mit steigender Werkzeugdreh-zahl tendenziell etwas verringert, jedoch die Streuung der einzel-nen Messwerte gr�ßer ist als die Reduzierung der Rauheit. EineErh�hung der Schnittgeschwindigkeit f�hrt aufgrund der damitverbundenen Vergr�ßerung des Scherwinkels zu einer leichte-ren Spanbildung und infolgedessen zu einer kleineren Rauheit.Da dieser Effekt bei Aluminiumwerkstoffen jedoch schw�cherausgepr�gt ist als beispielsweise bei Stahlwerkstoffen und dievariierten Schnittgeschwindigkeiten in einem verh�ltnism�ßigengen Gr�ßenbereich liegen, konnten keine signifikanten Aus-wirkungen einer Ver�nderung dieses Parameters auf die Rauheit

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Bild 4. Einfluss der Drehfr�stechnologie und des axialen Vorschubs fax

auf die Rauheit (nWZ = 20.000 min – 1, k = 200, e = 2,5 mm).

Figure 4. Influence of turn milling configuration and axial feed fax onsurface roughness (nWZ = 20,000 min – 1, k = 200, e = 2.5 mm).

Bild 5. Einfluss der Werkzeugdrehzahl nWZ auf die Rauheit (k = 200,fax = 1 mm, e = 2 mm).

Figure 5. Influence of cutting tool speed nWZ on surface roughness(k = 200, fax = 1 mm, e = 2 mm).


festgestellt werden. Von Vorteil ist, dass eine Erh�hung derWerkzeugdrehzahl unter den festgelegten Randbedingungenmit einer Vergr�ßerung der axialen Vorschubgeschwindigkeitverbunden ist, wodurch sich die Bearbeitungszeit dementspre-chend reduzieren l�sst.

Die Auswirkungen des Drehzahlverh�ltnisses k auf die Ober-fl�chenrauheit zeigt Bild 6. Aus diesem Diagramm geht hervor,dass sich die Rauheit durch eine Vergr�ßerung des Verh�ltnissesvon Werkzeug- zu Werkst�ckdrehzahl verringern l�sst. Dies istauf die damit verbundene Reduzierung des tangentialen Zahn-vorschubs

f ztan ¼p � ðdWS � 2 � apÞ

k � z ð4Þ

zur�ckzuf�hren. Der tangentiale Zahnvorschub resultiert amUmfang der Proben in Facetten. Die Breite dieser Facetten (verti-kaler Abstand) entspricht exakt dem Zahnvorschub und ist inden rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen gut zu erken-nen, Bild 7. Dabei wird deutlich, dass sich die Facettenbreite mitansteigendem Drehzahlverh�ltnis verringert. Es muss jedochbeachtet werden, dass die relativ geringe Verbesserung der Rau-heit bei gr�ßer werdendem Drehzahlverh�ltnis und gleich blei-bender Werkzeugdrehzahl nWZ mit einem erheblichen Anstiegder Fertigungszeit einhergeht. Bei dem Versuch, eine Probe miteinem Drehzahlverh�ltnis von k = 50 zu bearbeiten, kam esbeim Anschnitt aufgrund der hohen axialen Vorschubgeschwin-digkeit in Verbindung mit dem sehr großen Zahnvorschub zueinem Bruch des Werkzeugs.

Den mit Abstand gr�ßten Einfluss auf die Rauheit hat deraxiale Vorschub, Bild 8. Durch eine Reduzierung dieses Para-

meters kann eine deutliche Verbesserung der Oberfl�chenrau-heit erzielt werden. Es sei jedoch darauf hingewiesen, dass diesebenfalls mit entsprechend geringeren axialen Vorschubge-schwindigkeiten und folglich gr�ßeren Bearbeitungszeiten ver-bunden ist. Die L�nge der sich ausbildenden Facetten stimmt,wie in Bild 9 dargestellt, mit dem axialen Vorschub �berein.Durch ein nicht ganzzahliges Drehzahlverh�ltnis infolge vonmaschinenbedingten Schwankungen der Drehzahl von Fr�s-und Hauptspindel entsteht am �bergang der einzelnen Facettenin L�ngsrichtung eine kinematische Rauheit [5, S. 28–29].

Ausgehend von den Versuchsergebnissen erfolgte eine Anpas-sung der Bearbeitungsparameter mit der Zielstellung, einegeringe Oberfl�chenrauheit (im konkreten Fall von Rz = 1,6 lm)bei erh�hten axialen Vorschubgeschwindigkeiten zu erreichen.Aufgrund des positiven Einflusses einer Anhebung der Schnitt-geschwindigkeit wurde daf�r die Drehzahl des Fr�sers nWZ auf30.000 min – 1 erh�ht. Dadurch konnte die axiale Vorschubge-schwindigkeit bei einem axialen Vorschub von fax = 0,25 mm auf37,5 mm/min angehoben werden. Dar�ber hinaus wurde sogareine etwas geringere Rauheit erzielt, Bild 10. Eine gleichzeitigeHalbierung des axialen Vorschubs sowie des Drehzahlverh�ltnis-ses f�hrte bei unver�nderter Schnitt- und Vorschubgeschwindig-keit zu einer �hnlich großen Rauheit, jedoch war die Streuungder Messergebnisse gr�ßer. Die Auswirkungen einer Ver�nde-rung der Parameter Drehzahlverh�ltnis und axialer Vorschubauf die Rauheit kompensieren sich in diesem Fall nahezu. EineVerdopplung von axialem Vorschub und axialer Vorschubge-schwindigkeit bei einem Drehzahlverh�ltnis von k = 200 bewirkt

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Bild 6. Einfluss des Drehzahlverh�ltnisses k auf die Rauheit(nWZ = 20.000 min – 1, fax = 1 mm, e = 2 mm).

Figure 6. Influence of rotational speed ratio k on surface roughness(nWZ = 20,000 min – 1, faax = 1 mm, e = 2 mm).

Bild 7. Einfluss des Drehzahlverh�ltnisses k auf die Oberfl�chenstruktur (nWZ = 20.000 min – 1, fax = 1 mm, e = 2 mm).

Figure 7. Influence of rotational speed ratio k on surface structure (nWZ = 20,000 min – 1, fax = 1 mm, e = 2 mm).

Bild 8. Einfluss des axialen Vorschubs fax auf die Rauheit(nWZ = 20.000 min – 1, k = 200, e = 2 mm).

Figure 8. Influence of axial feed fax on surface roughness(nWZ = 20,000 min – 1, k = 200, e = 2 mm).


eine Erh�hung der Rauheit, wobei der Mittelwert der Messergeb-nisse der angestrebten Rauheit von Rz = 1,6 lm entspricht.

4.3 Spanbildung beim Orthogonaldrehfr�sen

Die Spanbildung erfolgt beim orthogonalen Drehfr�sen sowohlan den Umfangsschneiden als auch an den Stirnschneiden. Der�berwiegende Anteil des abzuspanenden Werkstoffvolumens

wird unter den gew�hlten Versuchsbedingungen mittels derUmfangsschneiden vom Werkst�ck abgetrennt. Bild 11 zeigteinen Span, der bei der Bearbeitung mit den im vorherigenAbschnitt angegebenen Basisparametern entstanden ist. Die f�rdas orthogonale Drehfr�sen typische Spanform ist sehr gut zuerkennen; aufgrund der speziellen Kinematik dieses Verfahrensentstehen vergleichsweise kleine kommaf�rmige Sp�ne. Dasdurch die eingelagerten keramischen Partikel deutlich verrin-gerte Verformungsverm�gen dieses Verbundwerkstoffs f�hrtezur Bildung von Schersp�nen. W�hrend an der Spanunterseitenoch ein teilweiser Werkstoffzusammenhalt vorliegt, ist dasMaterial an der Spanoberseite �ber die komplette Breitegetrennt.

5 Zusammenfassung

Partikelverst�rkte Aluminiummatrix-Verbundwerkstoffe lassensich aufgrund ihrer heterogenen Zusammensetzung sowie derabrasiven Wirkung der Verst�rkungskomponente nur schwierigprozesssicher spanend bearbeiten. Auf der Grundlage vonumfangreichen Untersuchungen wird dargestellt, dass ein bis-her relativ wenig beachtetes Verfahren, das Drehfr�sen, enormesPotenzial f�r die Bearbeitung derartiger Werkstoffe besitzt.Dabei zeigt sich, dass insbesondere das orthogonale Drehfr�senf�r solche Zerspanungsaufgaben geeignet ist; die beim Fr�sengenutzte Werkzeuggeometrie jedoch nicht unver�ndert �ber-nommen werden kann. Der effektive Einsatz dieses Verfahrenserfordert den Einsatz von Fr�sern mit horizontal verlaufendenStirnschneiden. W�hrend die Schnittgeschwindigkeit sowie dasDrehzahlverh�ltnis im untersuchten Parameterbereich nurgeringen Einfluss auf die Oberfl�chenrauheit haben, wird diesemaßgeblich durch den axialen Vorschub bestimmt. Da diese Ein-flussgr�ßen in Wechselbeziehungen zueinander stehen, m�s-sen bei der Optimierung des Bearbeitungsprozesses, das heißtder prozesssicheren Erzeugung der geforderten Oberfl�chen-g�te in m�glichst kurzer Zeit, all diese Parameter ber�cksichtigtwerden. Eine systematische Analyse der Auswirkungen der rela-tiven Lage des Fr�sers zum Werkst�ck, insbesondere der Exzen-trizit�t, l�sst eine weitere Verbesserung der Oberfl�chenrauheiterwarten.

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Bild 9. Einfluss des axialen Vorschubs fax auf die Oberfl�chenstruktur (nWZ = 20.000 min – 1, k = 200,e = 2 mm).

Figure 9. Influence of axial feed fax on surface structure (nWZ = 20,000 min – 1, k = 200, e = 2 mm).

Bild 10. Rauheit bei optimierten Bearbeitungsparametern(nWZ = 30.000 min – 1, e = 2 mm).

Figure 10. Surface roughness with optimized cutting parameters(nWZ = 30,000 min – 1, e = 2 mm).

Bild 11. Spangeometrie (nWZ = 20.000 min – 1, k = 200, fax = 1 mm,e = 2 mm).

Figure 11. Chip geometry (nWZ = 20,000 min – 1, k = 200, fax = 1 mm,e = 2 mm).


Danksagung

Die Autoren bedanken sich bei der Deutschen Forschungsge-meinschaft f�r die F�rderung der vorgestellten Arbeiten im Rah-men des SFB 692.

6 Literatur

[1] M. V. Ramesh, K. C. Chan, W. B. Lee, C. F. Cheung, Compo-sites Science and Technology 2001, 61, 1449.

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Eingegangen in endg�ltiger Form: 29.06.2010 T 667

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