PKD-Glattdrückwerkzeuge für den Werkzeug- und Formenbau

von Eckart Uhlmann, Mitchel Polte, Julian Polte, Sebastian Guhde, IWF TU Berlin von 27. November 2018
Versuchswerkzeug
Das Institut für Werkzeugmaschinen und Fabrikbetrieb (IWF) der TU Berlin führte Untersuchungen zum Glattdrücken auf dem Werkstoff PMX170CrVMo18-3-1 (Elmax) mit translatorischer Werkstückbewegung durch.

Es wurden Glattdrückwerkzeuge mit Sphärenkopf aus polykristallinem Diamant der Firma Baublies AG, Rennigen, genutzt. Das Werkzeugkonzept orientiert sich dabei an den aktuellen Herausforderungen beim Werkzeug- und Formenbau sowie an handelsüblichen Zerspanwerkzeugen. In diesem Beitrag sind das Werkzeugkonzept, der Versuchsaufbau und die ersten Ergebnisse zur Kraftmessung dargestellt. Darüber hinaus werden die erreichbare Härtekennwerte und die Rauheitskennwerte in Abhängigkeit verschiedener Prozessparameter sowie zu den Ausgangswerten verglichen.

Einleitung

Der Werkzeug- und Formenbau in Deutschland besitzt weltweit anerkannte Kompetenz, die in einer Vielzahl organisatorischer und technologischer Innovationen im Werkzeugbau begründet ist und zählt zudem zu den wichtigsten Industriezweigen des produzierenden Gewerbes in Deutschland [SCH10]. So betrug das Produktionsvolumen im Jahr 2014 für hergestellte Formeinsätze in Deutschland UPr = 4,8 Mrd. €. Der Werkzeug- und Formenbau ist am Standort Deutschland produktseitig breit aufgestellt. Jedoch führt die interne Fokussierung deutscher Werkzeugbaubetriebe auf einen oder wenige Werkzeugtypen zu einem hohen Fokussierungs- und Spezialisierungsgrad im Gegensatz zu anderen Nationen, die häufig verschiedene Werkzeugtypen herstellen und damit deutlich weniger spezialisiert sind. Unabhängig von den Abmessungen AMS und den Massen m der Werkstücke werden von deutschen Werkzeug- und Formenbauern gemittelte Rautiefen von Rz ≤ 2μm erreicht. Außerdem steht die Reduzierung der Produktionskosten KPro im Fokus der deutschen Industrie [EVE98].

Daher werden neue Werkzeuge und Prozessketten zur Fertigung von Werkzeugformen benötigt, die eine Verbesserung der Funktionsmerkmale bereitstellen sowie eine Reduzierung der Produktionskosten KPro garantieren. So kommen im Werkzeug- und Formenbau vermehrt superharte Werkstoffe zum Einsatz, die Rockwellhärten HRC ≥ 50HRC aufweisen. Diese Werkstoffe führen jedoch zu einem hohen  Werkzeugverschleiß VW. Dies führt zur Minderung der  Fertigungsgenauigkeit GF. Dadurch werden auch die Produktionskosten KPro erhöht. Zudem hängt das Erreichen der Anforderungen im Werkzeug- und Formenbau maßgeblich von der Werkzeuggeometrie und den Prozessparametern, wie dem Vorschub f, der Schnitttiefe ap, der Schnittgeschwindigkeit vc, der Vorschubgeschwindigkeit vf sowie den technologischen Aspekten, ab. So limitiert der Zahnvorschub fz die entstehenden Oberflächenrauheitskennwerte und Wirtschaftlichkeit beim Fräsen. Daher werden verschiedene Fertigungsverfahren zur Nachbearbeitung der Funktionsflächen von Werkzeugformen eingesetzt, wie z. B. das Polieren oder das Beschichten. Das Glattdrücken mit superharten Werkstoffen wird trotz der Potenziale bei der Nachbearbeitung von Drehteilen und der gezeigten Vorteile von Uhlmann [UHL17, UHL18] bei der Nachbearbeitung von gefrästen Flächen AF dennoch nicht im Werkzeug- und Formenbau eingesetzt. Ein Grund dafür sind fehlende serientypische Glattdrückwerkzeuge für die Nachbearbeitung von gefrästen Flächen AF am Markt. Das Ziel der hier vorgestellten Untersuchungen war es daher, das Potenzial der Technologie Glattdrücken mit prototypischen Werkzeugen mit polykristalliner Diamantsphäre und Sphärenradius rSp = 1mm darzustellen.
 

Versuchswerkzeug mit PKD-Glattdrückkopf

Versuchsaufbau und Versuchsdurchführung

Als Werkstückwerkstoff wurde Elmax Superclean der Firma Böhler-Uddeholm Deutschland GmbH, Düsseldorf, verwendet. Dies ist ein pulvermetallurgisch hergestellter Werkzeugstahl mit der Bezeichnung PMX170CrVMo18-3-1 und findet vermehrt im Werkzeug- und Formenbau Anwendung. Der Werkstückwerkstoff wurde auf eine Vickersausgangshärte HVA = 700 HV1/20 gehärtet. Zudem erfolgte das Planschleifen des Probenkörper wurde auf die geforderte Ebenheit GEb ≤ 2µm.
Danach erfolgte die Oberflächenvorbearbeitung für das Glattdrücken mittels Hochpräzisionsfräsen. Damit konnte eine als Ausgangsrauheitskennwert definierte gemittelte Rautiefe RzA = 1,47µm erreicht werden. Das in Abbildung 1 dargestellte Glattdrückwerkzeug von der Fa. Baublies AG wurde für die Versuche genutzt. Das Glattdrückwerkzeug besteht aus einem Werkzeugschaft aus Hartmetall (HM) mit einem Werkzeugschaftradius rWZS = 2mm und einem Glattdrückkopf aus polykristallinem Diamant (PKD) mit einem Sphärenradius rSp = 1mm.

Der Glattdrückkopf ist durch eine Silberlotverbindung mit dem Werkzeugschaft stoffschlüssig verbunden. Die ermittelte Eindringkraft FEZ für den Glattdrückprozess resultiert aus der an der Werkzeugmaschine eingestellten axialen Zustellung aZ und dem Ersatzelastizitätsmodul EEr. Das EEr resultiert aus den Elastizitätsmodulen E des Glattdrückkörpers, des Werkzeugschaftes, den Schnittstellen zwischen dem Werkzeugschaft und der Frässpindel sowie dem Werkzeugschaft und dem Glattdrückkopf. Die Prozesskraft FPr ist zudem abhängig von der Werkzeuggeometrie, den Eingriffsbedingungen, der Maschinendynamik und dem Versuchswerkstoff. Da die Steifigkeit K einzelner Schnitt- und Kontaktstellen jedoch unbekannt sind, wurden die Kräfte in Z-Richtung Fz bei verschiedenen Prozessparametern mit einem 3-Komponenten Dynamometer des Typs MiniDyn 9265A der Firma Kistler Instrumente GmbH, Winterthur, Schweiz, ermittelt. Der dazu genutzte Versuchsaufbau mit Schmiermittelzufuhr, Frässpindel, Versuchswerkzeug, Probenkörper und Kraftmessplattform ist in Abbildung 2 gezeigt.

Versuchsaufbau

Es wurden Kraftmessungen für alle drei Raumrichtungen und in Abhängigkeit der Zeit t zur Ermittlung der dynamisch wirkenden Kräfte Fx(t), Fy(t), Fz(t) durchgeführt. Zudem erfolgten Messungen der gemittelten Rautiefe Rz mit dem Rauheits- und Konturmessgerät Hommel Nanoscan der Firma Jenoptik AG, Jena, und der Vickershärte HV gemäß der DIN EN ISO 14577-1 mit dem Mikrohärteprüfgerät Fischerscope H100C der Firma Helmut Fischer GmbH Institut für Elektrotechnik und Messtechnik, Sindelfingen. Es wurde der Einfluss der axialen Zustellung az, der seitlichen Zustellung ae, der Spindeldrehzahl n und der Vorschubgeschwindigkeit vf analysiert. In der Tabelle 1 sind die Parametervariationen (PV) dargestellt.
Bei allen Versuchen kam das Kühlschmiermedium W200 SL der Firma Oportet, Duisburg, zum Einsatz.
 

Statischer Kraftverlauf

Versuchsergebnisse Statische Kraftmessung

In Abbildung 3 ist der Einfluss der axialen Zustellung az auf die Kraft in Z-Richtung Fz dargestellt. Es konnte gezeigt werden, dass eine axiale Zustellung az = 5µm einer statischen Kraft in Z-Richtung FZst = 40N entspricht. Eine Erhöhung der axialen Zustellung auf az = 10µm führt zu einer statischen Kraft in Z-Richtung FZst = 105N. Es konnte also nachgewiesen werden, dass eine geringe Erhöhung der axialen Zustellung az um Δaz = 5µm die statische Kraft in Z-Richtung FZst um ΔFZst = 65N erhöht. Dynamische Parameter sowie daraus resultierende Effekte haben keinen Einfluss auf die statischen Kräfte FSta und wurden daher bei den statischen Kraftmessungen nicht variiert.

 

 

Dynamische Kraftmessungen

Die Auswertung der dynamisch wirkenden Kräfte Fx(t), Fy(t), Fz(t) erfolgte in Echtzeit. Dazu war die Auswertung mehrerer Zeitintervalle Δt notwendig. Durch die Bildung der benötigten Mittelwerte und der Streuungen s der dynamischen Kraft Fdyn konnten verschiedene Prozesszustände definiert werden. Diese waren: Eintritt Δt0, Glattdrücken einer Glättbahn Δt1, Austritt Δt2, Leerlauf Δt3. Bei einem Leerlauf Δt3 beträgt die Prozesskraft FPr = 0 N. Den Zeitintervallen Δt wurden Messzeitintervalle Δtm zugeordnet. Die Messung einer mittleren Kraft in Z-Richtung "F"  ̅z(t) mit einer geringen Streuung s über ein definiertes Messzeitintervall Δtm ≥ 70s bedeutete, dass diese nachfolgend als Glättbahnkraft FGL definiert werden konnte.

Einfluss der axialen Zustellung aZ auf die Glättbahnkraft FGL und auf die Streuung sGL

Wie in Abbildung 4 dargestellt ist, führt eine Erhöhung der axialen Zustellung von az = 5µm auf az = 10µm zu einer Erhöhung der Glättbahnkraft FGL um 300%.
Zudem konnte eine Erhöhung der Streuung sGL der Glättbahnkraft FGL um 400% nachgewiesen werden. Es konnte eine Abhängigkeit zwischen axialer Zustellung az und Glättbahnkraft FGL sowie zur Streuung der Glättbahnkraft sGL nachgewiesen werden. Dadurch, dass auch zusätzlich die zugehörige Streuung s zu den mittleren dynamischen Kräften FdynM geringer wird, konnte eine Zuordnung der Zeitintervalle Δt zum Prozesszustand erfolgen. Zudem konnte ermittelt werden, dass die mittleren dynamischen Kräfte FdynM in X-und Y-Richtung gegenüber der dynamischen mittleren Kraft FdynM in Z-Richtung zu vernachlässigen sind. Die Ergebnisse aller PV aus Tabelle 1 sind in Abbildung 5 dargestellt. Es konnte bestätigt werden, dass auch bei der dynamischen Kraftmessung die Eingriffskraft FEZ und die Glättbahnkraft FGL von der axialen Zustellung az dominiert wird. Die Eingriffskraft FEZ ist die gemessenere dynamische Kraft Fdynbeim Zeitintervall Δt0.
Es konnte innerhalb des untersuchten Prozessfensters ein Anstieg der Glättbahnkraft von FGL = 1,88N auf FGL = 23,73N messtechnisch erfasst werden.

Gemessene dynamische Eingriffskräfte FEZ

Die Abbildung 5 zeigt außerdem die Abhängigkeit der Glättbahnkraft FGL zur Vorschubgeschwindigkeit vf und zur Spindeldrehzahl n sowie zur Vorschubgeschwindigkeit vf und zur seitlichen Zustellung ae. Die Ursachen für den Anstieg der Glättbahnkraft FGL bei Erhöhung der Spindeldrehzahl n und der Vorschubgeschwindigkeit vf sind in der Dynamik des Glättwerkzeuges, der Vorschubachsen der Werkzeugmaschine und der Wechselwirkung zwischen beiden begründet. Weiterhin konnte nachgewiesen werden, dass mit zunehmender Vorschubgeschwindigkeit vf der Einfluss der Spindeldrehzahl n auf die Glättbahnkraft FGL sinkt. Da mehr Werkstoff pro Glättbahn umgeformt wird, führt auch eine Erhöhung der seitlichen Zustellung ae zum Anstieg der Glättbahnkraft FGL.

Rauheitsmessungen

Um den Einfluss des Glattdrückens auf die Oberflächenrauheitskennwerte der gefrästen Flächen AF = 5mm x 5mm zu bewerten, erfolgte die Erfassung der Oberflächenrauheitskennwerte in X-Richtung und Y-Richtung nach der DIN EN ISO 4287 und der DIN EN ISO 4288. Die verwendete Taststrecke betrug lt = 4,8mm und die Messstrecke ln = 4,00mm. Die Grenzwellenlänge wurde auf λc = 0,80mm festgelegt. In Erwartung eines periodischen Profils erfolgte die Festlegung des Tastspitzenradius auf rTs = 2µm und des Tastspitzenwinkels auf αTs = 90°. Es erfolgten ni = 3 Messwiederholungen zur Bildung der Mittelwerte MW und Streuungen s der Rauheitskennwerte. Die gemessenen MW der Rauheitskennwerte der zwölf PV aus Tabelle 1 sind in der Tabelle 2 aufgelistet. Es ist zu erkennen, dass bei jeder PV eine Reduzierung der Rauheitskennwerte im Vergleich zur gefrästen Fläche AF erreicht wurde. Mit der PV 1 konnten Rauheitskennwerte um 80% in X-Richtung und um 79% in Y-Richtung reduziert werden. PV 1 wurde damit als beste Parameterkombination innerhalb des untersuchten Prozessfensters zur Reduzierung der Rauheitskennwerte identifiziert.
Es wurden Abhängigkeiten der gemittelten Rautiefe Rz zu der Vorschubgeschwindigkeit vf und Spindeldrehzahl n sowie zur seitlichen Zustellung ae untersucht, welche in Abbildung 6 gezeigt sind.

Gemessene gemittelte Rautiefe Rz

Die Ursache für die Reduzierung der gemittelten Rautiefe Rz ist der Anstieg der Glättbahnkraft FGL. Diese erhöht sich mit Zunahme der Spindeldrehzahl n und der Vorschubgeschwindigkeit vf. Durch den Anstieg der Glättbahnkraft FGL erhöhen sich die Fließspannungen kf in den Rauheitsspitzen, welche in die Rauheitstäler gleiten. Zudem ist erkennbar, dass der Einfluss der Spindeldrehzahl n auf die Glättbahnkraft FGL bei der Vorschubgeschwindigkeit vf = 1.000mm/min sinkt. Eine Erhöhung der seitlichen Zustellung ae resultiert in einem Anstieg der gemittelten Rautiefe Rz, obwohl die Glättbahnkraft FGL steigt. Das zeigt, dass bei Werkstoffen mit Rockwellhärten HRC ≥ 50HRC die geometrischen Effekte, wie Eingriffsbedingungen, gegenüber werkstofftechnischen Effekten, wie Fließeigenschaften, dominieren. Damit zeigt die Formel 1 ihre Gültigkeit beim Zusammenhang zwischen der theoretischen Rauheit Rth, der seitlichen Zustellung ae und dem Sphärenradius rSp bei hochharten Werkstoffen. $$R_{th}= \frac{a_e^2}{8r_{Sp}}$$

Die Abbildung 6 zeigt zudem, dass bei einer seitlichen Zustellung ae = 4µm eine Erhöhung auf die Vorschubgeschwindigkeit vf = 1.000mm/min zu einer Erhöhung der gemittelten Rautiefe auf Rz = 1,08µm führt. Eine Erhöhung der seitlichen Zustellung auf ae = 16µm und der Vorschubgeschwindigkeit auf vf = 1.000mm/min führt jedoch zu einer Reduzierung der gemittelten Rautiefe auf Rz = 0,67µm. Die Vorschubgeschwindigkeit vf beeinflusst zwar die Kontaktzeit tkon zwischen der Werkstückoberfläche AWs und der Mantelflächen der Sphäre AMSp und somit die Induktion der Umformenergie EUm in die Werkstückoberfläche AWS, jedoch auch die für den Umformvorgang zur Verfügung stehende kinetische Energie EKin. Damit konnte gezeigt werden, dass die Umformleistung PUm von der Kontaktfläche AKon und der Kontaktzeit tKon abhängig ist.

Härtemessungen

Die Härtemessungen erfolgten mit einer Prüfkraft FPrü = 1N und einer Prüfzeit tPrü = 20s, um die Martenshärte HM direkt zu messen. Über die Martenshärte HM wurde die Eindringhärte HIT und die Vickershärte HV indirekt bestimmt. Die niedrige Prüfkraft FPrü gewährleistete, dass durch das Prüfverfahren die Oberflächenhärte der Prüffelder weitestgehend nicht beeinflusst wird. Zur Ermittlung der Härtekennwerte wurden ni = 5 Messungen pro glattgedrückter Fläche AGl durchgeführt. Daraus wurden die Mittelwerte MW und die Streuungen s gebildet. Die ni = 5 Messpunkte wurde so auf der glattgedrückter Fläche AGl verteilt, dass keine Beeinflussung der Härtemessung stattfinden konnte. Die gemessenen Härtekennwerte der zwölf PV aus der Tabelle 1 sind in der Tabelle 3 aufgelistet.
Es ist zu erkennen, dass mit der PV 1 die höchste Martenshärte HM = 7.983,24HM erreicht werden konnte, was einer Erhöhung der HM um 15% entspricht. Mit der PV 12 konnte hingegen die höchste Eindringhärte von HIT = 11.256,30HIT sowie die höchste Vickershärte von HV = 1.063,72HV1/20 erreicht werden, was einer Erhöhung der Eindringhärte HIT und der Vickershärte HV um 10% entspricht. Der Vergleich von PV 2 zu PV 3 zeigt zudem, dass bei einer Erhöhung der axialen Zustellung von az = 5µm auf az = 10µm die Vickershärte HV zwar erhöht, die Martenshärte HM aber reduziert wird. Ursachen dafür sind in den beiden Messverfahren begründet, die in ihrer Auswertung grundsätzlich verschieden sind. Gibt die Vickershärte HV Rückschlüsse über die Mikrohärte HMik, also die Härte in der Randschicht, so können aus den gewonnenen Messwerten und der Messkurve der Martenshärte HM die Werkstoffparameter wie elastischer Eindringmodul EIT und plastische sowie elastische Verformungsarbeit WVer, bestimmt werden.

Der Vergleich von PV 2 zu PV 3 lässt also darauf schließen, dass eine erhöhte Eindringkraft FEZ in ein höheres E-Modul unterhalb der Werkstückoberfläche und damit in ein erhöhtes Kriechverhalten des Werkstoffes resultiert. Zudem wurde die Streuung s der gemessenen Härtekennwerte ermittelt, die in der Tabelle 4 aufgelistet sind. Es konnte festgestellt werden, dass die Ermittlung und Messung der Härtekennwerte zu starken Streuungen s der Messwerte führt. Grund dafür ist die Inhomogenität des Gefüges des Werkstückwerkstoffes. Zudem führt eine geringe seitliche Zustellung ae = 4µm zur Minderung der Streuung s um etwa 80%. Damit kann nachgewiesen werden, dass der Glattdrückprozess gegenüber einem Fräsprozess zu einer gezielten Oberflächenhärtung eingesetzt werden kann. Außerdem konnte mit Hilfe der Beurteilung der Streuung s die PV 1 als beste Parameterkombination innerhalb des untersuchten Prozessfensters zur Erhöhung der Härtekennwerte identifiziert werden, da unter Einbeziehung der Streuung s die Härtekennwerte maximal sind. Des Weiteren wurde die Abhängigkeit der Vickershärte HV zur Vorschubgeschwindigkeit vf und zur Spindeldrehzahl n sowie zur seitlichen Zustellung ae untersucht, welche in Abbildung 7 gezeigt sind.

Gemessene Vickershärte HV

Bei einer Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit von vf = 750mm/min auf vf = 1.000mm/min kommt es zu einer Erhöhung der Vickershärte HV, da auch die Glättbahnkraft FGL erhöht wird. Außerdem ist zu erkennen, dass der Einfluss der Spindeldrehzahl n auf die Vickershärte HV von der Vorschubgeschwindigkeit vf abhängig ist. Es konnte also zwischen der Spindeldrehzahl n und der Vorschubgeschwindigkeit vf eine Abhängigkeit zu den Härtekennwerten festgestellt werden. Ein Anstieg der Spindeldrehzahl von n = 20.000 1/min auf n = 30.000 1/min führt bei einer Vorschubgeschwindigkeit von vf = 750mm/min zu einer Reduzierung der Vickershärte von HV = 1.003,80HV1/20 auf HV = 932,37HV1/20.

Bei einer Vorschubgeschwindigkeit von vf = 1.000mm/min führt ein Anstieg der Spindeldrehzahl auf n = 30.000 1/min jedoch zu einem Anstieg der ermittelten Vickershärtekennwerte von HV = 1.049,79HV1/20 auf HV = 1.063,72HV1/20, was in Abbildung 7 dargestellt ist. Weiterhin führt eine Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit von vf = 750mm/min auf vf = 1.000mm/min bei einer seitlichen Zustellung ae = 4µm zu einer Reduzierung der ermittelten Vickershärtewerte von HV = 1.057,61HV1/20 auf HV = 1.004,68HV1/20. Jedoch führt eine Erhöhung der Vorschubgeschwindigkeit von vf = 750mm/min auf vf = 1.000mm/min bei einer seitlichen Zustellung von ae = 16µm zu einer Erhöhung der ermittelten Vickershärte von HV = 1.002,90HV1/20 auf HV = 1.063,72HV1/20, was ebenfalls in Abbildung 7 gezeigt ist. Es konnte festgestellt werden, dass auch zwischen der seitlichen Zustellung ae und der Vorschubgeschwindigkeit vf eine Abhängigkeit existiert. Schlussendlich konnte festgestellt werden, dass ein Anstieg der Glättbahnkraft FGL nicht unmittelbar zur Erhöhung der Härtekennwerte führt.

Zusammenfassung und Ausblick

In diesem Artikel wurden erste Ergebnisse zum Glattdrücken mit PKD-Werkzeugen und translatorischer Vorschubbewegung auf dem Versuchswerkstoff Elmax gezeigt. Zudem wurde das Potenzial zur Steigerung der Oberflächenhärtekennwerte und Reduzierung der Oberflächenrauheitskennwerte auf Hochpräzisionsfräsflächen mit den verwendeten PKD-Versuchswerkzeugen dargelegt. Es konnte ein Zusammenhang zwischen der Prozesskraft FPr und der Zustelltiefe az verifiziert werden. Bei einer axialen Zustellung az = 10µm konnte eine maximale Kraft in Z-Richtung FEZ = 105N gemessen werden. Außerdem wurde die axiale Zustellung az als größter Einflussfaktor auf die dynamische Kraft in Z-Richtung Fz(t) verifiziert. Zudem konnte innerhalb des gewählten Prozessfensters eine Glättbahnkraft FGL = 23,73N erreicht werden. Mit der Parametervariation 1 konnte eine Reduzierung der gemittelten Rautiefe auf Rz(x) = 0,30µm um 80% und der gemittelten Rautiefe auf Rz(y) = 0,20µm um 79% realisiert werden. Mit der PV 1 konnten zudem die besten Ergebnisse bei den Härtekennwerten erzielt werden. So konnte eine Erhöhung der Vickershärte bei Reduzierung der Streuung s auf HV = 1057,61 "± " 33,06HV1/20 erreicht werden. Außerdem konnte eine durchschnittliche Erhöhung der Vickershärte auf HVd = 998HV1/20 festgestellt werden. Des Weiteren konnte festgestellt werden, dass eine Erhöhung der Prozesskraft FPr nicht unmittelbar zu einer Verbesserung der Oberflächenkennwerte und der Härtekennwerte führt, da Umgebungsbedingungen, Werkstoffinhomogenitäten sowie Werkstücktoleranzen TWS den Glattdrückprozess zusätzlich beeinflussen.

Daher sind weitere Untersuchungen und Optimierungen am Versuchswerkzeug sowie den Versuchsparametern geplant. Weitere Parameterstudien werden derzeit durchgeführt. Die Ursache für den starken Kraftanstieg schon bei geringer Erhöhung der axialen Zustellung az ist auf eine fehlende gezielt einstellbare Nachgiebigkeit N in Form einer definierten Druckfeder mit bekannter Federkonstante cF zurückzuführen. Das hat eine hohe Federkonstante des Werkzeuges cFWz zur Folge. Somit hat die Ebenheit GEb der Werkstückoberfläche einen großen Einfluss auf die wirkende Prozesskraft FPr und somit auf das Prozessergebnis. Daher werden folgende Optimierungsansätze am Glattdrückwerkzeug verfolgt. Die Krafteinleitung wird durch ein Festkörpergelenk im Werkzeugschaft realisiert, die Geometrie der Glattdrückköpfe wird optimiert und die verwendeten Werkstoffe für Werkzeugschaft und Glattdrückkopf werden neu festgelegt. Für die Glattdrückköpfe werden neue Sphären- und Asphärengeometrien entwickelt.

Beispielhaft ist die Optimierung der Krafteinleitung in Abbildung 8 dargestellt. Mithilfe der Finiten-Elemente-Methode (FEM) wurde ein Verformungsmodell für das Glattdrückwerkzeug abgeschätzt. Das FEM-Modell des Glattdrückwerkzeugs ist am Glattdrückkopf in allen Freiheitsgraden (FHG) und an der Werkzeugaufnahme in vier FHG fixiert. Das entspricht dem Werkzeugkontakt mit der Oberfläche und der Werkzeugeinspannung in der Werkzeugmaschine. Die Funktion des Festkörperschubgelenks wird durch den Bereich der verminderten Biegesteifigkeit kB über eine lokale Querschnittsverringerung im Schaft erzielt. Es ist zu erkennen, dass die Verformung des Schaftes zu Dehnungen ε und Verschiebungen u(x,y,z) besonders an der Strukturschwächung führt. Mit dem hier gezeigten Lösungsansatz, kann eine gezielte Nachgiebigkeit N und eine Prozesskraft FPr definiert eingestellt werden. Damit kann eine Verbesserung der Prozessergebnisse erreicht werden, was in folgenden Untersuchungen überprüft werden soll.

 

 

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