Fertigungsverfahren 4: Umformen 5. Auflage

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Author: Fritz Klocke | Wilfried König

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Fritz Klocke · Wilfried König Fertigungsverfahren 4

Fritz Klocke · Wilfried König

Fertigungsverfahren 4 Umformen

5., neu bearbeitete Auﬂage

Mit 373 Abbildungen

13

Professor Dr.-Ing. Fritz Klocke Professor em. Dr.-Ing. Dr. h.c. mult. Wilfried König † RWTH Aachen Lehrstuhl für Technologie der Fertigungsverfahren Steinbachstr. 19 52074 Aachen [email protected]

Bibliograﬁsche Information der Deutschen Bibliothek Die Deutsche Bibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliograﬁe; detaillierte bibliograﬁsche Daten sind im Internet über http://dnb.ddb.de abrufbar.

isbn-10 3-540-23650-3 Springer Berlin Heidelberg New York isbn-13 978-3-540-23650-4 Springer Berlin Heidelberg New York 5. Auﬂage Dieses Werk ist urheberrechtlich geschützt. Die dadurch begründeten Rechte, insbesondere die der Übersetzung, des Nachdrucks, des Vortrags, der Entnahme von Abbildungen und Tabellen, der Funksendung, der Mikroverﬁlmung oder Vervielfältigung auf anderen Wegen und der Speicherung in Datenverarbeitungsanlagen, bleiben, auch bei nur auszugsweiser Verwertung, vorbehalten. Eine Vervielfältigung dieses Werkes oder von Teilen dieses Werkes ist auch im Einzelfall nur in den Grenzen der gesetzlichen Bestimmungen des Urheberrechtsgesetzes der Bundesrepublik Deutschland vom 9. September 1965 in der jeweils geltenden Fassung zulässig. Sie ist grundsätzlich vergütungspﬂichtig. Zuwiderhandlungen unterliegen den Strafbestimmungen des Urheberrechtsgesetzes. Springer ist ein Unternehmen von Springer Science+Business Media springer.de © Springer-Verlag Berlin Heidelberg 2006 Printed in Germany Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Handelsnamen, Warenbezeichnungen usw. in diesem Buch berechtigt auch ohne besondere Kennzeichnung nicht zu der Annahme, dass solche Namen im Sinne der Warenzeichen- und Markenschutz-Gesetzgebung als frei zu betrachten wären und daher von jedermann benutzt werden dürften. Sollte in diesem Werk direkt oder indirekt auf Gesetze, Vorschriften oder Richtlinien (z. B. din, vdi, vde) Bezug genommen oder aus ihnen zitiert worden sein, so kann der Verlag keine Gewähr für die Richtigkeit, Vollständigkeit oder Aktualität übernehmen. Es empﬁehlt sich, gegebenenfalls für die eigenen Arbeiten die vollständigen Vorschriften oder Richtlinien in der jeweils gültigen Fassung hinzuzuziehen. Einbandgestaltung: medionet AG, Berlin Satz: Digitale Druckvorlage des Autors Gedruckt auf säurefreiem Papier 68/3020/m

-543210

Vorwort zum Kompendium „Fertigungsverfahren“

Schlüsselfunktionen für die Qualität und die Wirtschaftlichkeit der industriellen Produktion sind die Verfahrenswahl und die Verfahrensgestaltung in der Fertigung. Die Technologie der Fertigungsverfahren gehört zum elementaren Rüstzeug des Fertigungsingenieurs. Aber auch der Konstrukteur muss sich auf diesem Gebiet orientieren, da bei ihm eine hohe Verantwortung für die Herstellkosten liegt. Allerdings steht der Studierende wie auch der um seine Fortbildung bemühte Praktiker vor einem Informationsproblem. An einer umfassenden und dennoch überschaubaren Darstellung der Fertigungsverfahren, deren Augenmerk sich besonders auf die Technologie richtet, fehlte es bisher. Diesem Bedürfnis entsprechend soll in den hier vorliegenden Bänden ein Gesamtbild der wichtigsten spanenden und spanlosen Fertigungsverfahren gezeichnet werden, das über die Darstellung der reinen Verfahrensprinzipien hinaus vor allem auch Einblick in die ihnen zugrunde liegenden Gesetzmäßigkeiten vermittelt, wo immer dies für das Prozessverständnis notwendig ist. Die Auslegung der Maschinenbauteile, der Antriebe und Steuerungen wird von M. Weck / C. Brecher unter dem Titel „Werkzeugmaschinen“ ausführlich behandelt. Auf Wirtschaftlichkeitsfragen sowie auf die optimale organisatorische Einbindung der Maschinen in den Produktionsprozess geht W. Eversheim / G. Schuh in den Bänden „Organisation in der Produktionstechnik“ ein. Die Aufteilung des Werks „Fertigungsverfahren“ in Band Band Band Band Band

1: 2: 3: 4: 5:

Drehen, Fräsen, Bohren, Schleifen, Honen, Läppen, Abtragen, Hybride Prozesse, Umformen und Gießen, Sintern, Rapid Prototyping

fasst jeweils Verfahrensgruppen ähnlichen Wirkprinzips zusammen. Dem ersten Band ist ein verfahrensübergreifender Abschnitt zu den Toleranzen und Fragen der Werkstückmesstechnik in der Fertigung vorangestellt.

VI

Vorwort

Innerhalb der einzelnen Bände wurde versucht, eine enzyklopädische Verfahrensauﬂistung zu vermeiden. Die Buchreihe ist in erster Linie für den Nachwuchs in den Bereichen Fertigungstechnik und Konstruktion bestimmt. Aber auch der Berufspraktiker wird den einen oder anderen Band zur Hand nehmen können, um seine Kenntnisse aufzufrischen oder zu erweitern. Die Vielfalt der Fertigungsprobleme ist so groß wie die Vielzahl der Produkte, und allein mit Lehrbuchweisheiten sind Fertigungsfragen nicht zu lösen. Wir wünschen diesem Buch, dass es seinen Lesern Ausgangspunkte und Wege bietet, auf denen sie durch ingenieurmäßiges Denken zu erfolgreichen Lösungen gelangen können.

Aachen, im März 2006

Fritz Klocke

Vorwort Umformen

Der vorliegende Band 4 des Kompendiums „Fertigungsverfahren“ befasst sich mit den Fertigungsverfahren der Massiv- und der Blechumformung. Dieses Buch basiert auf der Vorlesung Fertigungstechnik II und den dazugehörigen theoretischen und praktischen Übungen, die ich an der RWTH Aachen halte. Im Rahmen der Überarbeitung der gesamten Buchreihe wurden die Bände „Massivumformung“ und „Blechbearbeitung“ zu einem Band „Umformen“ zusammengefasst. Dabei wurden die Inhalte erweitert, aktualisiert und neu strukturiert. Den Kapiteln der Massiv- und Blechumformung ist ein Kapitel „Grundlagen“ vorangestellt. Darin werden umformtechnische Grundlagen, sowie Ansätze zur Berechnung umformtechnischer Probleme behandelt. Die Finite Elemente Methode (FEM) als wichtigstes Instrument zur Analyse komplexer umformtechnischer Prozesse wird anhand von Anwendungsbeispielen vorgestellt. Es wird auf Methoden zur Werkstoﬀ- und Bauteilanalyse sowie die Ermittlung von Werkstoﬀeigenschaften, insbesondere Fließkurven, eingegangen. Prozessübergreifend werden die in der Umformtechnik häuﬁg verwendeten Werkzeug- und Werkstückwerkstoﬀe vorgestellt und die tribologischen Aspekte der Umformtechnik in ihren Grundzügen vermittelt. Das Kapitel „Massivumformung“ widmet sich den gebräuchlichsten Prozessen der Kalt-, Halbwarm- und Warmumformung. Es umfasst u. a. die Prozesse Stauchen, Fließpressen und Schmieden sowie das superplastische Umformen und das Thixoschmieden. Ebenso wurde das Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren in dieses Kapitel aufgenommen. Im Kapitel „Blechumformung“ sind die zur Analyse von Blechumformprozessen notwendigen Grundlagen enthalten. Unter anderem werden die Verfahren Tiefziehen, Streckziehen, Drücken und Biegen sowie einige Sonderverfahren der Blechumformung behandelt. Die trennenden Verfahren Schneiden und Feinschneiden werden im Kapitel „Blechtrennung“ detailliert dargestellt. Abschließend befasst sich das Kapitel „Fügen durch Umformen“ mit den Verfahren Stanznieten, Bördeln und Falzen. Für ihre Unterstützung bei der Erstellung dieses Buches danke ich meinen Assistenten, den Herren Dipl.-Ing. D. Breuer, Dipl.-Ing. S. Mader, Dipl.-

VIII

Vorwort

Ing. G. Messner, Dipl.-Ing. T. Wehrmeister, Dipl.-Ing. C. Kuwer, der das Erscheinungsbild des Buches maßgeblich gestaltet hat, sowie Herrn Dipl.Ing. T. Maßmann, dem auch die Koordination der Arbeiten an diesem Buch oblag. Ferner gilt mein Dank auch den ehemaligen Assistenten, die bei der Erstellung der vergangenen Auflagen der Bände „Massivumformung“ und „Blechbearbeitung“, die als Grundlage für dieses Buch dienten, mitgewirkt und jetzt leitende Positionen in der Industrie inne haben. Mein Dank gilt weiterhin Herrn B. Hüstermann und dem Springer Verlag für die eingehende Durchsicht des Manuskripts.

Aachen, im März 2006

Fritz Klocke

Inhaltsverzeichnis

Formelzeichen und Abkürzungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . X . VII 1

Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1

2

Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.1 Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2 Metallkundliche Grundlagen zur Erfassung des Werkstoﬀzustands . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.1 Aufbau der Kristalle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.2 Elastische und plastische Formänderung der Kristalle . 2.2.3 Rekristallisation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.4 Abgrenzung zwischen Kalt- und Warmumformung . . . . 2.3 Plastomechanische Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.1 Gegenüberstellung von Kristallphysik und Kontinuumsmechanik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.2 Der Spannungszustand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.3 Fließbedingung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.4 Kinematik des Kontinuums . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.5 Volumenkonstanz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.6 Fließgesetz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.7 Grenzen der plastischen Umformung . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.7.1 Formänderungsvermögen . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.7.2 Schädigungsansätze . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.7.3 Grenzformänderung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4 Plastizitätstheoretische Lösungsmöglichkeiten für umformtechnische Probleme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.1 Lösungsmethoden der elementaren Plastizitätstheorie . 2.4.2 Energiemethode . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.3 Berechnungsverfahren mit dem Streifen-, Scheiben-, Röhrenmodell . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.4 Strenge Lösung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.5 Gleitlinienverfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.6 Visioplastizität und Messrasterverfahren . . . . . . . . . . . . . 2.4.7 Schrankenverfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3 3 3 3 6 11 15 17 17 17 19 23 27 28 32 32 34 37 37 38 39 40 42 43 43 46

X

Inhaltsverzeichnis

2.4.8 Fehlerabgleichverfahren (FAV) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.1 Grundlegende Konzepte der Finite Elemente Methode . 2.5.2 Lagrange’sche und Euler’sche Betrachtung des Kontinuums . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.3 Explizite und implizite Lösungsverfahren . . . . . . . . . . . . 2.5.4 Thermische Kopplung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.5 Elementtypen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.6 Nichtlinearitäten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.7 Stoﬀgesetze . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.8 Software . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.9 Hardware . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.10 Phasen einer Finite Elemente Analyse (FEA) . . . . . . . . 2.5.11 Einsatz der FEM in der Umformtechnik . . . . . . . . . . . . . 2.5.11.1 Massivumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.11.2 Blechumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6 Metallographie und Analyse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.1 Einführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.2 Lichtmikroskopie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.3 Mikrohärteprüfung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.4 Elektronenmikroskopie EM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.4.1 Rasterelektronenmikroskopie REM . . . . . . . . . . 2.6.4.2 Transmissionselektronenmikroskopie TEM . . . 2.6.4.3 Röntgenmikroanalyse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.5 Präparationsmethoden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.5.1 Probenentnahme und -einbettung . . . . . . . . . . . 2.6.5.2 Schleifen und Polieren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.5.3 Kontrastierung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.6.5.4 Beschichten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.1 Werkstückwerkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.1.1 Blech . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.1.2 Kaltmassivumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.1.3 Warmmassivumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.2 Werkzeugwerkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.2.1 Gusswerkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.2.2 Aluminiumbronze-Legierungen . . . . . . . . . . . . . 2.7.2.3 Werkzeugstähle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.2.4 Hartmetalle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.2.5 Keramik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.2.6 Kunststoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.3 Fließkurvenermittlung und Werkstoﬀprüfung . . . . . . . . . 2.7.3.1 Fließkurvenermittlung im Zugversuch . . . . . . . 2.7.3.2 Fließkurvenermittlung im Stauchversuch . . . . .

47 48 48 50 51 52 52 54 54 55 56 57 58 58 66 70 70 70 71 72 73 76 78 78 78 79 80 81 82 82 82 88 98 103 103 105 105 108 109 111 111 112 117

Inhaltsverzeichnis

2.7.3.3 Fließkurvenermittlung in weiteren Versuchen . 2.7.3.4 Vergleich der Verfahren zur Fließkurvenermittlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.7.3.5 Verfahren zur Blechprüfung . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8 Tribologie in der Umformtechnik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.1 Das tribologische System . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.2 Reibung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.2.1 Einﬂussgrößen auf die Reibung . . . . . . . . . . . . . 2.8.2.2 Reibgesetze für die Bewegungsreibung . . . . . . . 2.8.2.3 Einﬂuss der Reibung auf den Prozess . . . . . . . . 2.8.3 Verschleiß . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.3.1 Abrasion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.3.2 Adhäsion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.3.3 Oberﬂächenzerrüttung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.3.4 Tribochemischer Verschleiß . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.4 Schmierung in der Umformtechnik . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.4.1 Anforderungen an Umformschmierstoﬀe . . . . . 2.8.4.2 Trenn- und Schmierstoﬀträgerschichten . . . . . . 2.8.4.3 Öle, Fette und Emulsionen . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.4.4 Additive . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.4.5 Festschmierstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.5 Werkzeugeinﬂüsse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.5.1 Einﬂuss des Werkzeugwerkstoﬀs . . . . . . . . . . . . 2.8.5.2 Veränderung der Werkzeugrandzone . . . . . . . . . 2.8.5.3 Werkzeugbeschichtungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.6 Topographieeinﬂüsse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.6.1 Oberﬂächentopographie von Blechwerkstoﬀen 2.8.6.2 Oberﬂächentopographie von Werkstoﬀen für die Massivumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.6.3 Oberﬂächentopographie von Umformwerkzeugen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.8.7 Tribologische Prüfverfahren in der Umformtechnik . . . . 2.8.7.1 Geräte für die Schmierstoﬀprüfung . . . . . . . . . . 2.8.7.2 Geräte für die Beschichtungsprüfung . . . . . . . . 2.8.7.3 Prüfverfahren für die Massivumformung . . . . . 2.8.7.4 Prüfverfahren für die Blechumformung . . . . . . 3

Massivumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.1 Kaltumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.1.1 Stauchen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.1.1.1 Einordnung und Bedeutung . . . . . . . . . . . . . . . . 3.1.1.2 Fertigungsbeispiele Stauchen . . . . . . . . . . . . . . . 3.1.2 Fließpressen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.1.2.1 Einteilung und Besonderheiten der Fließpressverfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

XI

121 122 124 129 129 132 132 133 139 141 142 144 146 146 148 148 149 152 155 159 161 161 163 164 169 170 171 172 174 174 177 178 182 187 187 187 187 187 190 190

XII

Inhaltsverzeichnis

3.1.2.2 Fließpresswerkzeuge und Werkzeugauslegung . 194 3.1.2.3 Fertigungsbeispiele Fließpressen . . . . . . . . . . . . 206 3.1.3 Kraft- und Arbeitsbedarf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 210 3.1.3.1 Zulässige Formänderungen . . . . . . . . . . . . . . . . . 210 3.1.3.2 Stationärer und instationärer Prozess . . . . . . . . 211 3.1.4 Schmierung und Schmierstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 215 3.1.5 Fertigungsgenauigkeiten und Oberﬂächenqualitäten . . . 216 3.1.6 Wirtschaftlichkeitsbetrachtung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 218 3.2 Halbwarmumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 222 3.3 Warmumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 226 3.3.1 Deﬁnitionen und Verfahrensübersicht . . . . . . . . . . . . . . . 226 3.3.2 Freiformschmieden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 228 3.3.2.1 Recken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 229 3.3.2.2 Stauchen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 231 3.3.2.3 Breiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 232 3.3.2.4 Richtungsänderung und Hohlraumerzeugung . 232 3.3.2.5 Trennverfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 233 3.3.2.6 Fertigungsfolgen und Anwendungsbeispiele . . . 234 3.3.3 Gesenkschmieden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 239 3.3.3.1 Gesenkschmiedeverfahren zur Zwischenformung240 3.3.3.2 Formpressen mit Grat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 242 3.3.3.3 Formpressen ohne Grat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 244 3.3.3.4 Fertigungsfolgen und Anwendungbeispiele . . . . 245 3.3.4 Rundkneten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 252 3.3.4.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 252 3.3.4.2 Anwendungsbeispiele . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 253 3.3.5 Erwärmen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 256 3.3.5.1 Einrichtungen zum Erwärmen . . . . . . . . . . . . . . 256 3.3.5.2 Oxidation beim Erwärmen und Schmieden von Stahl . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 258 3.3.5.3 Verfahren zur Entzunderung nach dem Schmieden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 259 3.3.6 Werkzeuge zum Freiformschmieden . . . . . . . . . . . . . . . . . 260 3.3.7 Werkzeuge zum Gesenkschmieden . . . . . . . . . . . . . . . . . . 261 3.3.7.1 Werkzeugkonzeption . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 261 3.3.7.2 Beanspruchung von Schmiedegesenken . . . . . . . 262 3.3.7.3 Schadensarten in Schmiedegesenken . . . . . . . . . 264 3.3.8 Schmierung beim Gesenkschmieden . . . . . . . . . . . . . . . . . 266 3.3.9 Gestaltung und Eigenschaften von Schmiedestücken . . 268 3.3.9.1 Beeinﬂussung der Werkstückeigenschaften durch Freiformschmiedeverfahren . . . . . . . . . . . 268 3.3.9.2 Gestaltung von Gesenkschmiedeteilen . . . . . . . 269 3.3.9.3 Eigenschaften von Gesenkschmiedeteilen . . . . . 272 3.4 Sonderverfahren der Massivumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274

Inhaltsverzeichnis

XIII

3.4.1 Sonderverfahren des Gesenkschmiedens . . . . . . . . . . . . . . 274 3.4.1.1 Genau- und Präzisionsschmieden . . . . . . . . . . . 274 3.4.1.2 Isotherm- und Heißgesenkschmieden . . . . . . . . . 276 3.4.2 Kombination der Kalt-, Halbwarm- und Warmumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 279 3.4.2.1 Kombination Halbwarm- und Kaltmassivumformen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 279 3.4.2.2 Kombination Warm- und Kaltmassivumformen280 3.4.3 Superplastische Umformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 281 3.4.3.1 Verfahrensprinzip und Voraussetzungen . . . . . . 281 3.4.3.2 Beschreibung des superplastischen Werkstoﬀverhaltens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 282 3.4.3.3 Superplastische Werkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . 283 3.4.3.4 Anwendungen in der Massivumformung . . . . . . 284 3.4.4 Thixoschmieden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 285 3.4.4.1 Verfahrensprinzip und Voraussetzungen . . . . . . 285 3.4.4.2 Beschreibung des thixotropen Werkstoﬀverhaltens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 286 3.4.4.3 Werkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 288 3.4.4.4 Verfahren und Anwendungen . . . . . . . . . . . . . . . 289 3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren . . . . . . . . . 291 3.5.1 Proﬁlwalzen von Fertigteilen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 291 3.5.1.1 Grundlagen und Übersicht über die Walzverfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 291 3.5.1.2 Walzen von Verzahnungsproﬁlen . . . . . . . . . . . . 293 3.5.1.3 Gewindewalzen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 302 3.5.2 Oberﬂächenfeinwalzen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 310 3.5.3 Werkstoﬀe für Walzverfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 319 3.5.4 Werkzeugbaustoﬀe für Walzverfahren . . . . . . . . . . . . . . . 320 3.5.5 Reibung und Schmierung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 321 4

Blechumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1 Tiefziehen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.1 Grundlagen des Tiefziehens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.1.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.1.2 Zulässige Formänderungen . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.1.3 Kräfte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.1.4 Reibung, Schmierung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.2 Verfahrensvarianten und Fertigungsbeispiele . . . . . . . . . 4.1.2.1 Tiefziehen mit starren Werkzeugen . . . . . . . . . . 4.1.2.2 Tiefziehen mit elastischen Werkzeugen und mit Wirkmedien . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.3 Werkzeuge . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.3.1 Werkzeuggestaltung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.3.2 Oberﬂächenbehandlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

323 323 323 323 326 330 333 335 335 342 346 346 348

XIV

Inhaltsverzeichnis

4.2

4.3

4.4

4.5

4.1.4 Werkstückwerkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.4.1 Blechqualitäten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.4.2 Wärmebehandlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.5 Fertigungsgenauigkeiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.5.1 Tiefziehfehler . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.5.2 Maß- und Formabweichung, Oberﬂächenausbildung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Kragenziehen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2.1 Grundlagen des Kragenziehens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2.1.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2.1.2 Zulässige Formänderungen . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2.1.3 Kräfte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2.1.4 Reibung, Schmierung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2.2 Verfahrensvarianten und Fertigungsbeispiele . . . . . . . . . 4.2.3 Werkzeuge . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2.4 Werkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2.5 Fertigungsgenauigkeiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Streckziehen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3.2 Verfahrensvarianten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3.2.1 Einfaches Streckziehen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3.2.2 Tangentialstreckziehen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3.2.3 Streckziehen mit Gegenwerkzeug . . . . . . . . . . . . 4.3.2.4 Streckziehen von Proﬁlen . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3.2.5 Warmstreckziehen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3.3 Formänderungen, Werkstückwerkstoﬀe und Kräfte . . . . 4.3.4 Werkzeuge . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Drücken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.1.1 Konventionelles Drücken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.1.2 Projizierstreckdrücken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.1.3 Abstreckdrücken (Streckdrücken) . . . . . . . . . . . 4.4.2 Zulässige Formänderungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.3 Kräfte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.4 Fertigungsbeispiele . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.5 Werkzeuge . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.6 Werkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.7 Fertigungsqualitäten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.7.1 Maß- und Formgenauigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.7.2 Oberﬂächengüte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4.8 Vor- und Nachteile des Drückens, Einsatzkriterien . . . . Biegen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.1 Grundlagen des Biegens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.1.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

349 350 351 352 352 354 355 355 356 357 359 360 360 363 364 364 365 366 367 367 369 370 373 374 374 376 377 377 378 379 381 382 384 386 389 391 392 392 393 393 394 395 395

Inhaltsverzeichnis

5

XV

4.5.1.2 Rückfederung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.1.3 Kleinstmögliche Biegeradien . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.1.4 Randverformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.2 Verfahrensvarianten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.2.1 Freies Biegen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.2.2 Biegen im Gesenk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.2.3 Schwenkbiegen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.2.4 Walzbiegen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.3 Werkzeuge und Werkstückformen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5.3.1 Biegen mit geradliniger Werkzeugbewegung . . 4.5.3.2 Biegen mit drehender Werkzeugbewegung . . . . 4.6 Sonderverfahren der Blechumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.1 Innenhochdruckumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.1.1 Innenhochdruck-Umformen von Blechen . . . . . 4.6.1.2 Innenhochdruck-Umformen von Hohlproﬁlen . 4.6.1.3 Herstellbare Formen und Verfahrensgrenzen . . 4.6.1.4 Genauigkeit und Werkstückeigenschaften . . . . 4.6.1.5 Werkzeuge und Umformmedien . . . . . . . . . . . . . 4.6.1.6 Sonderanwendungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.2 Superplastische Blechumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.2.1 Superplastizität . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.2.2 Verfahrensprinzipien . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.2.3 Werkstoﬀe und Anwendungsbeispiele . . . . . . . . 4.6.3 Formgebung mit Laserstrahlung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.3.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.3.2 Technologische Grundlagen . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.3.3 Anwendungsfelder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.4 Hochgeschwindigkeitsumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.4.1 Explosionsumformung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.6.4.2 Elektromagnetisches Umformen . . . . . . . . . . . . .

396 398 399 400 401 403 406 407 411 413 417 422 422 423 425 428 429 431 432 434 434 434 435 436 437 438 439 441 441 443

Blechtrennung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1 Schneiden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.1 Grundlagen des Schneidens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.1.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.1.2 Schneidspalt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.1.3 Schneidkraft und Schneidarbeit . . . . . . . . . . . . . 5.1.1.4 Zulässige Schnittteilgeometrie . . . . . . . . . . . . . . 5.1.1.5 Werkzeugverschleiß und Schmierung . . . . . . . . . 5.1.2 Verfahrensmerkmale und -varianten . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.2.1 Schnittliniengeometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.2.2 Werkzeugführung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.2.3 Verfahrensablauf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.2.4 Sonderverfahren: Knabberschneiden . . . . . . . . . 5.1.3 Fertigungsgenauigkeiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

449 449 450 450 452 453 457 458 460 460 461 465 469 470

XVI

6

Inhaltsverzeichnis

5.2 Feinschneiden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1 Grundlagen des Feinschneidens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.1 Verfahrensprinzip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.2 Qualitätsmerkmale und Einﬂussgrößen . . . . . . 5.2.1.3 Zulässige Schnittteilgestaltung . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.4 Schneidspalt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.5 Schneidkantengeometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.6 Ringzacken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.7 Ringzackenkraft . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.8 Gegenkraft . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.9 Schneidkraftbedarf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.10 Reibung und Schmierung . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1.11 Wirtschaftlichkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.2 Werkzeuge . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.2.1 Werkzeugarten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.3 Werkstoﬀe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.3.1 Stähle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.3.2 NE-Metalle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.4 Verfahrensvarianten und Fertigungsbeispiele . . . . . . . . . 5.2.5 Fertigungsgenauigkeiten und Bauteileigenschaften . . . .

473 474 474 479 480 481 481 482 483 484 484 486 488 488 488 491 491 493 494 497

Fügen durch Umformen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.1 Stanznieten und Durchsetzfügen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.1.1 Stanznieten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.1.2 Durchsetzfügen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.1.3 Statische und dynamische Festigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2 Bördeln und Falzen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2.1 Bördeln . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2.2 Falzen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3 Anwendungsbeispiele . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

503 503 503 505 509 510 511 512 514

Literaturverzeichnis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 517 Index . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54 7

Formelzeichen und Abkürzungen

XVII

Formelzeichen und Abkürzungen

Großbuchstaben A – A % A mm2 A0 mm2 A0 /A1 A1 A10 A5 Ag Amax Amin AN Aq AS Av Az B C D Dkrit Dmakro Dmikro E E

– mm2 % % % mm2 mm2 mm2 mm2 mm2 – mm2 mm – mm – – – MPa –

E1

–

Arbeitszone; Austrittsstelle; Kreuzungspunkt Bruchdehnung Querschnittsﬂäche Ausgangsﬂäche; Anfangsquerschnitt; Stirnseitenﬂächen der unverformten Probe Reckgrad Endquerschnitt Bruchdehnung: l0 /d0 = 10 Bruchdehnung: l0 /d0 = 5 Gleichmaßdehnung Stirnseitenﬂächen, verformte Probe Probenquerschnittsﬂäche, kleinste Fläche, vom Niederhalter beaufschlagt Fläche Schnittanteil Schnittﬂäche Kerbschlagarbeit Oberﬂäche Fertigteil Sattelbreite Größe, werkstoﬀspeziﬁsche Durchmesser Schadenswert, kritisch Bruchkriterium, makromechanisch Bruchkriterium, mikromechanisch Elastizitätsmodul Einriss im Vergleichsnormal; Eintrittsstelle; Entlastungszone Wärmeeinﬂusszone

XVIII Formelzeichen und Abkürzungen

F F F1 ; F b Fa FG FGf FGH FGl Fi FN Fq Fr FR FS FS FSB FSG FSP FSR FSt Ft FU FZ FZf FZ,id FZ,max G K L L Lc M N Nb Pi PN Pz

– N N N N N N N N N N N N N N N N N N N N N N N N N MPa – mm µm N Nm – – MPa MPa N

Fließscheide Kraft Stempelkraft, seitlich Axialkraft Gegenkraft Gegenkraft, feststehende Rolle Gegenhalterkraft Gegenkraft, lose Rolle Oberﬂächenkraft Normalkraft; Niederhalterkraft Querkraft Radialkraft Reibkraft Schneidkraft Reaktionskraft Streifenbiegungskraft Streifengegenkraft Einspannkraft Streifenreibungskraft Stempelkraft Tangentialkraft Umformkraft Ziehkraft Streifenziehkraft Ziehkraft, ideell Ziehkraft, maximal Schubmodul Penalty-Konstante Wellenlänge; Walzbreite Korngröße Last, kritisch Moment Lastspielzahl Biegezahl Innendruck Niederhalterdruck Ziehkraft

Formelzeichen und Abkürzungen

Ra Rm Rp Rp Rp /Rm Rp 0, 2 Rt R(T 0) Rz S SF T T TF TG TL TL TU TW U U V V (x, y, z) Vs WB Wef f Wid WS WSch WST Z

µm MPa µm MPa – MPa µm µm µm – mm2 s ℃ ℃ ℃ ℃ ℃ ℃ ℃ – mm mm3 – m3 /Nm J J J J J N %

Kleinbuchstaben a mm a – a ° az mm

Rautiefe / Mittenrauwert Zugfestigkeit Glättungstiefe Dehngrenze Streckgrenzenverhältnis Dehngrenze bei 0,2 % plastischer Dehnung Rautiefe Vorbereitungsrautiefe Rautiefe, gemittelt Feingliedrigkeit Oberﬂäche Zeit; Dauer Temperatur Schmelztemperatur, Reinmetall Gesenktemperatur Liquidustemperatur Solidustemperatur Umgebungstemperatur Werkstücktemperatur Umformzone Kragenumfang geometrisches Volumen; Werkstoﬀvolumen Geschwindigkeitsfeld Verschleißkoeﬃzient, volumetrisch Biegungsarbeit Umformarbeit, eﬀektiv Umformarbeit, ideelle Schneidarbeit Schiebungsarbeit Umformkraft, stationärer Prozess Brucheinschnürung

Mindestabstand Werkstoﬀkonstante Abstreckwinkel Abstand Abstreckringe

XIX

XX

Formelzeichen und Abkürzungen

b b b b0 b1 bE bG c c1 d d d0 d0,max d1 da db df df df,N eubildung df,W achstum di dM dm dSt dW f f fa fl ∆h h h0 h1 hE hg hR hS

– mm ° mm mm mm mm – – µm mm mm mm mm mm mm mm – – – mm mm mm mm mm mm – – – mm mm mm mm mm mm mm mm

Ziehverhältnis; Teilstück Lochabstand; Breite; Verzahnungsbreite Schrägungswinkel Ausgangsbreite Breite, nach Umformung Einzugsbreite Gratbreite Mindestrundungsfaktor; Korrekturfaktor Scherfestigkeitsfaktor Korndurchmesser Teilkreisdurchmesser Ausgangsdurchmesser Ausgangsdurchmesser, größtmöglich Bewegungskreisdurchmesser Kopfkreisdurchmesser Grundkreisdurchmesser Fußkreisdurchmesser Porenzunahme Porenzunahme aufgrund Porenneubildung Porenzunahme aufgrund Porenwachstum Bohrungsdurchmesser; Napﬁnnendurchmesser Matrizendurchmesser Zargendurchmesser, mittel Stempeldurchmesser Durchmesser Drückrolle Durchbiegung Porenvolumen; Reibfaktor Vorschub, axial Flüssigphasenanteil Höhenänderung Höhe; Stempelhub Ausgangshöhe Höhe, nach Umformung Einzugshöhe Grathöhe Gesamthöhe Ringzacke; Abrisshöhe Glattschnitt

Formelzeichen und Abkürzungen

i k kf kf 0 kf m kS l l0 l1 lG lR lS m m mh ms n nR p pi pm pmax p¯St qg ∆r r r r¯ r0◦ r45◦ r90◦ rA rE rF ; rs ri ri,min rk

– MPa MPa MPa MPa – mm mm mm mm mm mm – mm kg kg – min-1 MPa MPa MPa MPa MPa N – – mm – – – – mm mm mm mm mm mm

Schnittzahl Schubﬂießspannung Fließspannung Ausgangsﬂießspannung Fließspannung, mittlere Schneidwiderstand Länge Verzahnungslänge; Ausgangslänge Länge nach der Umformung Schnittlängen, Summe Gesamtlänge Ringzacke Länge Schnittlinie Geschwindigkeitsexponent; Modul; Reibfaktor Länge nach der Umformung Masse Hüllkörper Masse Gesenkschmiedestück Verfestigungsexponent Rollkopfdrehzahl Druck Innendruck Druck, hydrostatisch Flächenpressung, maximale Stempelbelastung, bezogene Gegenkraft, speziﬁsch Anisotropie, eben Anisotropiewert Radius, Grenzradius Anisotropie, mittlere Anisotropie, 0° zur Walzrichtung Anisotropie, 45° zur Walzrichtung Anisotropie, 90° zur Walzrichtung Radius Austrittsstelle Radius Eintrittsstelle Radius Fließscheide Innenradius Biegehalbmesser, kleinstmöglich Radius, ausformbar

XXI

XXII

Formelzeichen und Abkürzungen

rmax

mm

rR rSt ∆s s s s0 s1 s2 sax sB sk sv sw ∆t t tR ü ui us uz v v0 vR vrel vwz

mm mm s mm ° mm/s mm mm mm/s mm mm mm mm s s mm – – mm mm mm/s mm/s mm/s mm/s mm/s

vx , vy , vz

–

w wid wm wpl x xg x, y, z z

° J/mm3 J/mm3 J/mm3 mm mm – –

Radius des größten Querschnitts nach dem Stauchen Ziehringradius; Abrundungshalbmesser Stempelrundung Druckberührzeit Grathöhe; Strecke Öﬀnungswinkel Axialvorschub Blechdicke; Wandstärke nach dem Ausformen Dicke nach der Umformung Vorschubgeschwindigkeit Messabstand Eindringtiefe Stempelweg Länge, gedrückt Zeitdiﬀerenz Zeit Abrisstiefe Überwalzzahl Oberﬂächengeschwindigkeitsfeld Schneidspalt Stempelverschiebung; Ziehspalt Geschwindigkeit; Gleitgeschwindigkeit Geschwindigkeit des formgebenden Werkzeugs Relativgeschwindigkeit Relativgeschwindigkeit Werkstoﬀgeschwindigkeit im unverformten Schaft des Werkstücks Komponenten des Geschwindigkeitsfeldes; Oberﬂächengeschwindgkeitsfeld Winkelabweichung Umformarbeit, volumenbezogen ideell Umformarbeit, volumenverändernd bezogen Umformarbeit, plastisch volumenbezogen Schneidweg Gesamtschneidweg Koordinaten des kartesischen Koordinatensystems Zähnezahl

Formelzeichen und Abkürzungen XXIII

Griechische Buchstaben α ° Neigungswinkel; Kegelwinkel; Ziehspalt- Öﬀnungswinkel α – Verhältnis zwischen wahrer und scheinbarer Kontaktﬂäche; Viskositätsbeiwert αK – Kerbschlagzähigkeit; Formzahl ° Schwenkwinkel αs ° Steigungswinkel Werkzeug αW alz αW st ° Steigungswinkel Werkstück β – Tiefziehverhältnis; Drückverhältnis β ° Abrisswinkel; Achswinkel – Blechdickenverhältnis für d0 /s0 = 100 β100 βmax – Grenzziehverhältnis γ ° Scherwinkel Scherrate; Schergeschwindigkeit γ˙ s-1 δ – Bruchdehnung ε – bezogene Dehnung – Hauptdehnungen ε1 , ε2 , ε3 -1 s Hauptdehnungsgeschwindigkeiten ε˙1 , ε˙2 , ε˙3 – Querschnittsänderung, bezogen εA – maximal zulässige Dehnung in der Außenfaser εaB εh – Höhenabnahme; Formänderung; Stauchung, bezogen – Formänderung, örtlich εhö -1 s Formänderung, volumetrisch ε˙ii – Dehnung, plastisch εpl εs – bezogene Wanddickenänderung ε˙v s-1 Umformgeschwindigkeitsfeld η Pa s dynamische Viskosität – Umformwirkungsgrad ηF Pa s Scheinviskosität ηSch Pa s Gleichgewichtsviskosität η∞ λ s Relaxationszeit ˙λ – Proportionalitätsfaktor – Reckgrad λR λR,ges – Reckgrad, gesamt µ – Reibungskoeﬃzient, Reibwert

XXIV Formelzeichen und Abkürzungen

µGrenz µSZ ν δπ

– – mm2 /s W

π πf

W –

ρ ρ ρ ρa ρw ρwf σ σ 1 , σ2 , σ3 σ1 , σ2 , σ3 σbw σE σES σm σmax σN σr στ σv σ x , σy , σz σz τ τ τB τmax τR τR,max τS τxy , τyz , τzx ϕ

g/cm3 mm – mm mm N/mm2 MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa – MPa MPa MPa MPa MPa MPa –

Grenzreibzahl Streifenreibwert kinematische Viskosität Leistungsvariation mit Geschwindigkeitsfeldvariation Umform- und Reibungsleistung Umformwirkungsgrad; Formänderungswirkungsgrad Dichte Krümmungsradius der Einschnürzone Haftmaß Krümmungsradius der ausgebauchten Probe Krümmungsradius Drückrolle Walzkraft, ﬂächenbezogen Normalspannung Hauptnormalspannungen Hauptwerte des Spannungsdeviators Biegewechselfestigkeit Elastizitätsgrenze Eigenspannung Hauptnormalspannung, mittel Normalspannung, maximal Kontaktnormalspannung Radialspannung Tangentialspannung Vergleichsspannungsfeld Normalspannungen Axialspannung Schubspannung Teilung Scherfestigkeit Schubspannung, maximal Reibschubspannung Reibschubspannung, maximal Schneidspannung Schubspannungen Umformgrad, wahre Dehnung

Formelzeichen und Abkürzungen

ϕ˙ ϕ1 , ϕ2 , ϕ3 ϕb ϕBR ϕg ϕges ϕs ϕv ϕ˙ v ϕv0 ϕv1 ϕvB ϕvG ϕv,max ϕx , ϕy , ϕz , ϕxy , ϕyz , ϕzx ϕ˙ x , ϕ˙ y , ϕ˙ z , ϕ˙ xy , ϕ˙ yz , ϕ˙ zx

s-1 – – – – – – – s-1 – – – – –

Umformgeschwindigkeit Hauptumformgrade Umformgrad in Breitenrichtung Bruchumformgrad Umformgrad der Gleichmaßdehnung Gesamtumformgrad Umformgrad in Dickenrichtung Vergleichsumformgrad Vergleichsumformgeschwindigkeit Vergleichsumformgrad vor dem Prozess Vergleichsumformgrad nach dem Prozess Bruchumformgrad Grenzumformgrad Grenzvergleichsumformgrad

–

Komponenten des Dehnungstensors

s-1

Komponenten des Dehnungsgeschwindigkeitstensors

Abkürzungen AFP – BH cBN CP DP FEM GKZ HB HRC HV hdP; hex IF kfz krz ODS

XXV

– – – – – – – – – – – – – –

ausscheidungshärtender ferritisch-perlitischer Stahl Bake-Hardening-Stahl („beim Backen härtend“) kubisches Bornitrid Complex-Phasen-Stahl Dual-Phasen-Stahl Finite Elemente Methode geglüht auf kugeliges Zementit Härte nach Brinell Härte nach Rockwell Härte nach Vickers hexagonaler Kristallaufbau Interstitial-Free-Stahl (freie Zwischengitterplätze) kubisch ﬂächenzentrierter Kristallaufbau kubisch raumzentrierter Kristallaufbau oxiddispersionsverfestigend

XXVI Formelzeichen und Abkürzungen

TRIP

–

Transformation- Induced- Plasticity- Stahl (umwandlungsinduzierte Plastizität)

1. Einleitung

Kosten- und qualitätsbewusste Fertigungsingenieure beobachten mit besonderer Aufmerksamkeit, wie der Anteil der umformenden Prozesse bei der Herstellung von Serienteilen zunimmt. Außer den klassischen Vorzügen – z. B. die außergewöhnlichen Eigenschaften von Schmiedeteilen – ist es vor allem das Denken in Fertigungsfolgen und Substitionsmöglichkeiten, das die Chancen der Umformtechnik oﬀenbart, Fertigungsschritte der Nachbearbeitung zu beschleunigen oder einzusparen und Gestalterzeugung mit Eigenschaftsverbesserung zu verbinden. Die Verfahren der Umformtechnik sind in der DIN 8582 zusammengefasst und nach ihrer „Beanspruchung“, d. h. den überwiegend wirksamen Spannungen, gegliedert. Unabhängig hiervon folgt dieses Buch der in der Praxis üblichen Einteilung zwischen Massiv- und Blechumformung. Kaltmassivumformung und Schmiedetechnik ermöglichen durch die erhöhte Arbeitsgenauigkeit die Herstellung einbaufertiger Teile. Oft bietet solch eine Verfahrenssubstitution nicht nur Kosten- sondern auch Produktvorteile. Die günstige Gefügeausrichtung und die daraus resultierende höhere Betriebsfestigkeit der Werkstücke gestatten eine geringere Dimensionierung ohne Herabsetzung der Belastbarkeit. Im Automobilbau wird diese Entwicklung bei Achsen, Getriebewellen und Naben im Hinblick auf den Leichtbau genutzt. Die Massivumformung bietet vielfältige Möglichkeiten zur anwendungsgerechten Bauteilgestaltung. Die dazu verwendeten Verfahren der Massivumformung werden in diesem Buch anhand von Beispielen vorgestellt. Die Basis für eine breite Anwendung der Blechumformung wurde im 18. Jahrhundert durch das Walzen von Eisen-Feinblechen geschaﬀen. Hohlteile, die bereits im Mittelalter von „Fingerhütern“ und „Schellenmachern“ erzeugt worden waren, wurden in zunehmendem Maß durch Ziehen mit Hilfe von Vorrichtungen hergestellt, aus denen im 19. Jahrhundert die Ziehpressen entstanden. Zusammen mit der Entwicklung des Flussstahls waren damit die Grundlagen für den großindustriellen Einsatz der Verfahren der Blechumformung insbesondere des Tiefziehens geschaﬀen, die in den 20er Jahren des letzten Jahrhunderts durch den steigenden Bedarf der Automobilindustrie einen entscheidenden Impuls erhielten. Intensive Arbeiten auf dem Gebiet der Werkstoﬀtechnik und Verfahrensentwicklung führten die Blechumformung zu einem Stand, der es ermöglicht,

2

1 Einleitung

Bauteile aus Blech zu fertigen, die früher nur durch Gießen, Schmieden oder mittels spanender Verfahren herstellbar waren. Durch die Weiterentwicklung von Werkzeugen, Werkstoﬀen und Maschinen gelang es, die Flexibilität einiger Verfahren so weit zu steigern, dass auch mittlere und kleine Stückzahlen wirtschaftlich gefertigt werden können. Darüber hinaus konnten weitere Anwendungsgebiete erschlossen werden, die den konventionellen Verfahren aus wirtschaftlichen oder technischen Gründen bisher versagt waren. Die Blechumformung steht dabei in ständigem Wettbewerb mit anderen Technologien und Werkstoﬀen, insbesondere mit den Verfahren der Kunststoﬀtechnik und ihren Produkten. Mit der Finite Elemente Methode (FEM) steht dem Anwender ein Hilfsmittel zur Bauteil-Prozessauslegung zur Verfügung, dass schon in der Phase der Produktentwicklung zu bedeutenden Kosteneinsparungen beitragen kann. Für die Weiterentwicklung der Umformverfahren und das Auﬃnden neuer Einsatzgebiete ist die Kenntnis der Umformeigenschaften der zu verarbeitenden Werkstoﬀe von grundlegender Bedeutung. Neben den bekannten Werkstoﬀkenngrößen wurden hierzu in der Praxis Prüfverfahren und Kennwerte erarbeitet, die mit den gemeinsamen Grundlagen der Blech- und der Massivumformung den Auftakt dieses Buches darstellen.

2. Grundlagen

2.1 Einleitung Die Verfahrensgruppe Umformen wird im Folgenden näher vorgestellt. Zu Beginn wird dabei eine Reihe grundlegender Fragestellungen der Umformtechnik behandelt, um auf dieser Grundlage die bezogenen technologischen Eigenarten verstehen, einordnen und bewerten zu können. Im Mittelpunkt stehen der umzuformende Werkstoﬀ und sein plastisches Verhalten unter mechanischer Beanspruchung und unter Einwirkung von Temperatur. Dieses Kapitel dient dem Verständnis des Werkstoﬀverhaltens unter verschiedenen Beanspruchungen, wie sie innerahlb der Umformtechnik auftreten. Dazu werden die grundlegenden Erkenntnisse der Metallkunde und der Plastizitätstheorie ebenso erläutert, wie die tribologischen Verhältnisse zwischen Werkzeug und Werkstück. Des Weiteren werden die verschiedenen Ermittlungsmöglichkeiten für die Materialdaten von Werkstückwerkstoﬀen beschrieben und verschiedene rechnerische Lösungsmöglichkeiten für plastizitätstheoretische Probleme aufgezeigt. So sollen dem Ingenieur fertigungstechnische Gestaltungsweisen für Umformvorgänge aufgezeigt werden.

2.2 Metallkundliche Grundlagen zur Erfassung des Werkstoﬀzustands 2.2.1 Aufbau der Kristalle Die Metalle nehmen den größten Anteil bei den Werkstückwerkstoﬀen ein und bestehen aus Atomen, die metallisch gebunden sind. Gemeinsames Kennzeichen aller Eisenmetalle und Nichteisenmetalle ist der kristalline Aufbau, d. h. die regelmäßige, feste Anordnung der Atome. Die Metallphysik hat Modellvorstellungen der Kristallstruktur entwickelt, wie sie in Abbildung 2.1 in atomistischer und makroskopischer Betrachtung am Beispiel der Elementarzelle des α-Eisens dargestellt sind. Die meisten Metalle liegen im kubischen oder im hexagonalen Kristallsystem vor. Bei dem kubischen Kristallsystem wird zwischen einem raum- und einem ﬂächenzentrierten Gitteraufbau unterschieden. Beispiele für kubisch

4

2 Grundlagen

k fz

k rz

h d P

a to m is tis c h e B e tra c h tu n g a

c

a

K r is ta llg itte r

a

a

E le m e n ta r z e lle n

id e a lis ie r te r K r is ta lla u fb a u

G e fü g e b ild

2 D - S c h n itt

r ä u m lic h e s K r is ta llh a u fe n w e r k

S c h n itte b e n e

s c h e m a tis c h

A u fn a h m e

Abbildung 2.1: Atomistische und makroskopische Betrachtung des Metallaufbaus; rechts unten: Gefüge schematisch und real

raumzentrierte (krz) Gitter sind ferritischer Stahl, Chrom (Cr), Wolfram (W), Molybdän (Mo), Vanadium (V), Niob (Nb) und Tantal (Ta). Austenitischer Stahl, Aluminium (Al), Kupfer (Cu), Nickel (Ni), Silber (Ag), Platin (Pt), Gold (Au) und Blei (Pb) sind Beispiele für eine kubisch ﬂächenzentrierte (kfz) Kristallstruktur. Magnesium (Mg), Zink (Zn) und Beryllium (Be) sind hexagonal (hdP) aufgebaut. Manche Metalle können verschiedene Gitterstrukturen aufweisen. So ist Titan (Ti) unterhalb 1155 K hexagonal orientiert und oberhalb dieser Temperatur wandelt es sich in eine kubisch raumzentrierte Struktur um. Ähnlich verhält es sich mit Eisen (Fe). Bei Raumtemperatur besitzt Eisen eine krz-Gitterstruktur, bei 1184 K (911 °C) wandelt sich diese in eine kfz-Gitterstruktur um. Oberhalb von 1665 K (1392 °C) weist Eisen wieder eine kubisch raumzentrierte Kristallstruktur auf. Die Elementarzelle ist die kleinste geometrisch zusammenhängende Einheit eines Kristallgitters. Die Gitterkonstanten liegen für eine große Anzahl von Metallen im Bereich von 0,2 bis 0,5 nm. Setzt man gedanklich in allen drei Raumkoordinaten Elementarzellen aneinander, entsteht ein Kristallgitter, siehe Abbildung 2.1 oben links. Grundsätzlich sind in der Elementarzelle die wichtigsten Gesetzmäßigkeiten und Eigenschaften des gesamten Kristalls bereits enthalten. Durch das geometrische Aneinanderreihen von Elementarzellen entstehen Idealkristalle, d. h. fehlerfreie Kristalle, die in der Praxis nicht auftreten. Die realen Raumgitter der Metalle weisen eine Vielzahl von Abweichungen (Gitterfehler) auf. Grundsätzlich unterscheidet man drei Arten von Gitterfehlern:

2.2 Metallkundliche Grundlagen zur Erfassung des Werkstoﬀzustands

5

• Nulldimensionale Gitterfehler (punktförmige Gitterfehler): Sind Atome auf Zwischengitterplätzen eingelagert, spricht man von Zwischengitteratomen. Werden Atomplätze von Fremdatomen besetzt, spricht man von Austausch- oder Substitutionsatomen. Beﬁnden sich Fremdatome auf Zwischengitterplätzen werden sie Einlagerungsatome genannt. Plätze, die nicht mit Atomen besetzt sind, bezeichnet man als Leerstellen. Die Leerstellen, bzw. die Leerstellendichte, sind insbesondere für thermisch aktivierte Vorgänge, wie z. B. die Diﬀusion, von Bedeutung. • Eindimensionale Gitterfehler: Eindimensionale Gitterfehler sind linienförmige Strukturfehler (Versetzungen), siehe Abbildung 2.3. Die wichtigsten Versetzungen sind Stufenversetzungen und Schraubenversetzungen. In Abbildung 2.3 ist schematisch eine Stufenversetzung gezeigt. Versetzungen ermöglichen die plastische Formgebung und sind daher von besonderer Bedeutung. • Zweidimensionale Gitterfehler: Zweidimensionale Gitterfehler resultieren aus Oberﬂächeneﬀekten. Die wichtigsten zweidimensionalen Gitterfehler sind Korngrenzen und Phasengrenzﬂächen. Die Kristallisation aus dem ﬂüssigen Zustand beginnt im Allgemeinen an vielen verschiedenen Stellen. Ausgehend von Keimen wachsen die Kristalle aufeinander zu. Triﬀt ein Kristall in der Wachstumsphase auf einen zweiten Kristall (entweder aus dem ﬂüssigen Zustand oder auch bei der Rekristallisation), bilden die Gitterebenen im Allgemeinen einen größeren Winkel zueinander. Es entstehen Großwinkelkorngrenzen, oder im Allgemeinen Sprachgebrauch: Korngrenzen. Aufgrund der Gitterfehler unterscheiden sich Realkristalle und Idealkristalle erheblich. So liegt die Zugfestigkeit des Eisens z B. mehr als zwei Zehnerpotenzen unter der theoretisch für den Idealkristall möglichen Festigkeit. Eine Erklärung für diese Zusammenhänge wurde erst möglich, als die Wirkung der Gitterbaufehler grundsätzlich verstanden wurde, so dass entsprechende Modellvorstellungen aufgestellt werden konnten, auf die im folgenden Kapitel genauer eingegangen wird. In den Elementarzellen sind die Abstände der Atome untereinander in verschiedenen Richtungen unterschiedlich, siehe Abbildung 2.1 oben rechts. Hieraus kann bereits abgeleitet werden, dass auch bestimmte Eigenschaften der Metalle richtungsabhängig sind. Weiterhin können durch bestimmte Herstellverfahren, z. B. durch eine gerichtete Erstarrung beim Abkühlen oder auch durch Walzverfahren, Kristallite in bestimmte Richtungen orientiert werden. Dies bezeichnet man als Textur. Die Folge von Texturen ist, dass die Werkstoﬀeigenschaften richtungsabhängig sind. Diese Richtungsabhängigkeit bezeichnet man als Anisotropie. Eiseneinkristalle besitzen je nach Orientierung Elastizitätsmodule zwischen 130 GPa und 290 GPa. In vielkristallinen Werkstoﬀen sind die Kristallite häuﬁg statistisch regellos verteilt. Nach außen erscheint der Werkstoﬀ dann im Allgemeinen isotrop (quasiisotrop).

6

2 Grundlagen

Beim Erstarren technischer Schmelzen werden Verunreinigungen größtenteils vor der Erstarrungsfront hergeschoben und sammeln sich an den Korngrenzen. Abbildung 2.1 (unten rechts) zeigt ein Gefüge schematisch und ein reales Gefüge, so wie es nach einem metallograﬁschen Schliﬀ im Lichtmikroskop zu erkennen ist. Zu sehen sind Form, Größe und Anordnung der Kristalle, nicht jedoch deren innere Struktur. 2.2.2 Elastische und plastische Formänderung der Kristalle Die Formänderung eines Körpers geschieht durch äußere Kräfte, die an dem Körper angreifen. Hierbei wird die Formänderung in eine elastische und eine plastische Dehnung unterteilt. Bildet sich der deformierte Körper nach Aufhebung der äußeren Belastung vollständig zur Ausgangsform und -abmessung zurück, so handelt es sich um ein elastische Dehnung. Diese ergibt sich aus einer Verschiebung der Atome aus ihrer stabilen Gleichgewichtslage, indem sie ein Minimum an potenzieller Energie aufweisen, siehe Abbildung 2.2. Der Betrag der jeweiligen Verschiebung ist kleiner als ein Atomabstand. Aus der Festigkeitslehre ist zur funktionalen Beschreibung dieses Vorgangs das Hooke’sche Gesetz für eine Zug- und Druckbelastung bekannt. σ = E·ε

(2.1)

Bei Einwirkung einer Schubspannung τ ergibt sich für die hervorgerufene Schiebung γ folgender linearer Zusammenhang: τ = G·γ .

(2.2)

In der Umformtechnik ist die elastische Formänderung gegenüber der plastischen Formänderung im Allgemeinen sehr gering. Die elastische Formänderung kann deshalb häuﬁg vernachlässigt werden. Eine unerwünschte Eigenschaft des elastischen Verhaltens beim Umformen ist als Rückfederung bekannt. Dieses Phänomen tritt insbesondere beim Tiefziehen großﬂächiger Bauteile auf. Auf diese Problematiken wird im Kapitel 4.1 näher eingegangen. Bei der plastischen Formänderung kommt es zu einer Verschiebung der Atome in eine neue Lage des stabilen Gleichgewichts. Der Betrag der Verschiebung kann bedeutend größer als ein Atomabstand sein, und die Formänderung bleibt nach Aufhebung der äußeren Kräfte erhalten. Die Metallkunde kennt im Wesentlichen zwei Mechanismen der plastischen Formänderung: Gleitung (Translation) und Zwillingsbildung, siehe Abbildung 2.2. Zur Betrachtung dieser Vorgänge geht man zunächst vom Einkristall aus, so dass unterschiedliche Orientierung und Korngrenzen unberücksichtigt bleiben. Bei der mechanischen Zwillingsbildung handelt es sich um eine Verschiebung von Atomen, die auf Ebenen parallel zur Zwillingsebene liegen. Der

2.2 Metallkundliche Grundlagen zur Erfassung des Werkstoﬀzustands t

7

t g e la s tis c h e F o rm ä n d e ru n g

t t

t p la s tis c h e F o rm ä n d e ru n g d u r c h G le itu n g

t

t

Z w illin g s e b e n e

p la F o d u Z w

s tis c h e rm ä n d e ru n g rc h illin g s b ild u n g

t

Abbildung 2.2: Atomistische Darstellung der elastischen und plastischen Verformung des Kristallgitters

Betrag der Verschiebung ist proportional dem Abstand dieser Ebenen von der Zwillingsebene. Der Gitterbereich, der durch Zwillingsbildung deformiert ist, erscheint als Spiegelung des nicht deformierten Bereichs an der Zwillingsebene. Im Vergleich zur Gleitung erfordert das Auslösen der Zwillingsbildung verhältnismäßig hohe äußere Spannungen. Sie wird daher seltener beobachtet. Eine Ausnahme bilden hier die hexagonalen und kubisch raumzentrierten Metalle sowie Metalle unter schlagartiger Beanspruchung. Dagegen ist der Mechanismus der Gleitung in der Umformtechnik von größerer Bedeutung. Die atomistische Deutung dieses Vorgangs besagt, dass ganze Gitterbereiche entlang einer Gleitebene gegeneinander verschoben werden. Der Betrag der Verschiebung beträgt ein u. U. großes ganzzahliges Vielfaches des Atomabstands. Hierzu muss eine Schubspannung aufgebracht werden, die ausreicht, die elastischen Rückstellkräfte zu überwinden. Die zwischen-atomaren Bindungskräfte sind in den am dichtesten besetzten Gitterebenen am geringsten. Gleitung wird also bei gegebener äußerer Kraft dort zuerst einsetzen, wo die resultierende Schubspannung am größten ist (im einachsigen Zugversuch z. B. unter 45° zur Zugrichtung) und gleichzeitig günstig orientierte, dicht besetzte Gleitebenen vorhanden sind. Anzahl und Orientierung der möglichen Gleitebenen sind in den verschiedenen Kristallsystemen unterschiedlich. So weist ein hexagonales Gitter nur eine Gleitebene, eine kubisch ﬂächenzentrierte Gitterstruktur vier nicht parallele Gleitebenen auf. Gleitebenen und Gleitrichtungen bilden zusammen das Gleitsystem (kfz: 12; krz: 12; hdp: 3). So ist z. B. zu erklären, dass Eisen, Kupfer und Aluminium, d. h. Metalle mit einem kubischen Kristallaufbau,

8

2 Grundlagen

besser verformbar sind als Zink und Magnesium, die einen hexagonalen Gitteraufbau aufweisen. Als elementarer Mechanismus der Gleitung wird in der Metallphysik die Versetzungswanderung angenommen. Abbildung 2.3 zeigt links als Beispiel eine Stufenversetzung im Schnitt, die dadurch gekennzeichnet ist, dass die Atomreihe „2“ zusätzlich in die sonst regelmäßige kubische Gitterstruktur eingeschoben ist. Es genügt nun bereits eine geringe Schubspannung, um das Atom „A“ mit den darunter liegenden Atomen in die Reihe „2“ zu verschieben. Die Fehlstelle ist damit nach links gerückt. Dieser Vorgang wiederholt sich mehrmals, bis die Fehlstelle den betrachteten Gitterbereich verlassen hat und alle Atome der Gleitebene einen Platzwechsel vorgenommen haben. t 1

t

2

3 1

A

G le ite b e n e

2

t

3

A

t

G le ite b e n e

Abbildung 2.3: Atomistische Darstellung plastischer Verformung als Versetzungswanderung

Da in diesem Fall eine einzelne Atomreihe und nicht eine ganze Ebene wandert, ist die zum Einsatz der Gleitung erforderliche kritische Schubspannung gering, deren theoretisch berechneter Wert gut mit experimentellen Ergebnissen übereinstimmt. Für die Belange der Umformtechnik ist oft eine anschaulichere Vorstellung nützlich, in der das Werkstoﬀvolumen als ein Kartenstapel aus Gitterschichten und dazwischenliegenden Gleitebenen verstanden wird. Abbildung 2.4 stellt für diese Modellvorstellung das Werkstoﬀverhalten unter Zug, Druck und Scherung dar. Mit fortschreitender Kaltumformung wird bei Metallen eine Veränderung der Festigkeitswerte beobachtet, siehe Abbildung 2.5. Die Zugfestig-

2.2 Metallkundliche Grundlagen zur Erfassung des Werkstoﬀzustands F

F

9

F

Z u g

D ru c k F

S c h u b

F

Abbildung 2.4: Vereinfachte Darstellung von Gleitvorgängen am Einkristall

keit (Rm ), Dehngrenze (Rp ) und Härte (HB) steigen, während die Brucheinschnürung (Z) und die Gleichmaßdehnung (A10 ) fallen. 2 4 0

1 2 0 0

1 0 0 0

6 0

4 0

2 0 0

H B

8 0 0

1 6 0

R m

R p

6 0 0

1 2 0

Z

4 0 0

8 0

2 0 0

2 0

4 0

A

1 0

0

0

H ä rte H B

8 0

D e h n g re n z e R p / M P a Z u g fe s tig k e it R m / M P a

B ru c h d e h n u n g A / % B r u c h e in s c h n ü r u n g Z / %

1 0 0

1 0

2 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

8 0

0 9 0

D e h n u n g e / % W e r k s to ff : N i 9 9 ,5 %

Abbildung 2.5: Einﬂuss des Umformgrades auf Festigkeits- und Verformungskennwerte bei der Kaltumformung am Beispiel von Nickel

10

2 Grundlagen

Dieses Verhalten nennt man Kaltverfestigung. Die durch das Gitter wandernden Versetzungen behindern sich gegenseitig oder stauen sich an Korngrenzen und Phasengrenzﬂächen auf. Außerdem erhöht sich die Versetzungsdichte mit fortschreitender Umformung. Um das plastische Fließen dennoch aufrecht zu erhalten, müssen auch ungünstigere Gleitsysteme aktiviert werden. Der Kraftbedarf steigt, die Gleitmöglichkeiten (Duktilität) nehmen ab. Beim Erreichen von Versagensgrenzen des Werkstückwerkstoﬀs treten Risse auf oder es kommt zum Bruch. Das Metall ist versprödet. Die Abhängigkeit der zum Fließen erforderlichen Spannung kf vom Umformgrad wird durch Fließkurven dargestellt. Die Fließspannung ist diejenige Spannung, die zur Einleitung des plastischen Fließens und zur Überwindung der Verfestigung aufgebracht werden muss, siehe Abbildung 2.6. Die Fließspannung ist neben dem Umformgrad auch von der Kristallart und Kristallorientierung (Abbildung 2.7) sowie von der Umformgeschwindigkeit und der Umformtemperatur abhängig. Auf den Einﬂuss von Umformgeschwindigkeiten und Umformtemperaturen wird in späteren Kapiteln detailliert eingegangen. Die Steigung der Fließkurven über dem Umformgrad ist ein Maß für die Verfestigung. Sie hängt auch vom Gittertyp ab und wird wesentlich durch Legierungselemente beeinﬂusst. Bei bestimmten Werkstoﬀen können auch durch den Umformvorgang Änderungen im Kristallgitter initiiert werden, die die Kaltverfestigung verstärken. Dies tritt z. B. dann auf, wenn durch die Gleitvorgänge Umformmartensit entsteht.

F lie ß s p a n n u n g

z u r Ü b e r w in d u n g d e r V e r fe s tig u n g e r fo r d e r lic h e S p a n n u n g

z u r E in le itu n g p la s tis c h e n F lie ß e n s e r fo r d e r lic h e S p a n n u n g

U m fo rm g ra d

Abbildung 2.6: Schematischer Verlauf der Fließkurve eines Einkristalls

2.2 Metallkundliche Grundlagen zur Erfassung des Werkstoﬀzustands

11

E in k r is ta ll m it u n g ü n s tig e r O r ie n tie r u n g

F lie ß s p a n n u n g

V ie lk r is ta ll

E in k r is ta ll m it g ü n s tig e r O r ie n tie r u n g

U m fo rm g ra d

Abbildung 2.7: Einﬂuss von Art und Orientierung der Kristalle auf das Fließverhalten

2.2.3 Rekristallisation Unter technischen Gesichtspunkten wird ein Umformvorgang durch die Fließfähigkeit, das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs und die hierfür aufzubringenden Energien beschrieben. Um die technologischen Kenngrößen des Umformens richtig bewerten zu können, müssen auch die wichtigsten Werkstoﬀvorgänge auf atomarer Ebene verstanden werden. Hier spielen insbesondere thermisch aktivierte Prozesse und Veränderungen im Metallgitter bei höheren Temperaturen eine wichtige Rolle. Im Gleichgewicht ändert sich ein Stoﬀsystem nicht mehr. Durch eine plastische Umformung wird der Energieinhalt des Werkstoﬀs deutlich erhöht. Es sind hauptsächlich die Versetzungen, die elastische Verzerrungen des Gitters hervorrufen. Mit zunehmender Umformung, d. h. mit Erhöhung der Versetzungsdichte, wird ein steigender Ungleichgewichtszustand erzeugt. Bei Erwärmung streben die Atome wieder den Gleichgewichtszustand an, je höher die Temperatur, umso schneller läuft dieser Vorgang ab. Grundsätzlich sind zwei Vorgänge zu unterscheiden: die Kristallerholung und Rekristallisation, siehe Abbildung 2.8. Bei beiden Vorgängen handelt es sich um thermisch aktivierte Platzwechselprozesse im Gitter. Um die Vorgänge zu initiieren, muss eine bestimmte Energieschwelle überwunden werden, die als Aktivierungsenergie bezeichnet wird. Die bei der plastischen Formgebung aufgewandte Energie wird zum großen Teil in Wärme umgewandelt. Der Rest bleibt im Gitter als innere Energie, als elastische Verzerrungsenergie des Gitters, gespeichert. Für die Umformung von Bedeutung sind Zwillinge und Versetzungen sowie Leerstellen und Zwischengitteratome. Der größte Anteil der elastischen Verzerrungsenergie geht auf die Versetzungen zurück, deren Anzahl sich bei der Kaltumformung deutlich erhöht. Mit Überschreiten der Aktivierungsenergie kommt es

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2 Grundlagen

S c h e m a tis c h e r A b la u f d e r R e k r is ta llis a tio n k a ltv e r fo r m te n G e fü g e s R

A

K r is ta lle r h o lu n g

1 0

B ru c h d e h n u n g A Z u g fe s tig k e it R m

} m

1 0

}

g e r in g e A b n a h m e v o n R m

s ta rk e Z u n a h m e v o n A 10

T e m p e ra tu r

Abbildung 2.8: Auswirkung von Kristallerholung und Rekristallisation auf Zugfestigkeit und Dehnung eines kaltverformten Werkstoﬀs

zu einem Ausheilen und Umordnen der Gitterdefekte. Die Gitterfehler reagieren auch miteinander, indem sich z. B. entgegengesetzte Versetzungen in einer Gleitebene aufheben können. Gleichgerichtete Versetzungen wandern in energieärmere Positionen und bilden Subkorngrenzen. Die regellos verteilten Versetzungen ordnen sich in Reihen an, so entstehen innerhalb der Körner Kleinwinkelkorngrenzen. Dieser Vorgang wird auch als Polygonisation bezeichnet. Für die technische Anwendung wichtig ist, dass diese Vorgänge zwar ausschließlich auf atomarer Ebene ablaufen, aber dennoch bereits Veränderungen in wichtigen makroskopischen Eigenschaften des Werkstoﬀs bewirken, siehe Abbildung 2.8. Innere Spannungen werden abgebaut und die Bruchdehnung und Zugfestigkeit sinken leicht, allerdings bleibt das Verformungsgefüge bei der Kristallerholung grundsätzlich erhalten. Die Ausprägung der Kristallerholung ist neben dem Vorhandensein von Fremdatomen wesentlich vom Umformgrad, der Versetzungsdichte (Kaltverfestigung) und der Temperatur abhängig. Mit Erhöhung der Temperatur schreiten die Erholungsprozesse weiter fort, weil Versetzungen nun auch durch Einsetzen von Diﬀusion kletterfähig werden. Während die mechanischen Eigenschaften bei der Kristallerholung nur relativ gering verändert werden, erreichen andere Werkstoﬀeigenschaften, wie die elektrische Leitfähigkeit und der elektrische Widerstand, bereits in der Erholungsphase praktisch wieder ihre Ursprungswerte. Außerdem werden Eigenspannungen durch Kristallerholung deutlich abgebaut. Bei einer weiteren Temperaturerhöhung dienen diese Bereiche als Keime einer vollständigen Neuordnung des Gefüges. Jetzt werden neue Kornbereiche

2.2 Metallkundliche Grundlagen zur Erfassung des Werkstoﬀzustands

13

sichtbar, die alten Körner und das Umformgefüge werden vollständig aufgezehrt, siehe Abbildung 2.8. Es entsteht ein völlig neues, entspanntes und verzerrungsarmes Ausgangsgefüge. Die von verschiedenen Stellen aufeinander zuwachsenden Kristallisationsfronten bilden neue Korngrenzen, Korngrößen und Kornformen. Der wichtigste Vorgang hierbei ist die Bewegung der Korngrenzen. Die Korngröße ist eine Funktion des Umformgrades und der Rekristallisationstemperatur, siehe Abbildung 2.9. Aus diesem Diagramm können für das Umformen und die Rekristallisation folgende grundsätzliche Aussagen abgeleitet werden:

K o rn g rö ß e

• Der Umformgrad muss einen gewissen Mindestwert überschreiten. • Bei sonst gleichen Bedingungen führen geringe Umformgrade zu gröberen Korngrößen; durch hohe Umformgrade entstehen feinkörnige Gefüge. • Die Rekristallisationstemperatur muss einen gewissen Mindestwert überschreiten. • Bei höheren Umformgraden setzt die Rekristallisation bei niedrigeren Temperaturen ein.

n io a t r il s t u ta e ra is ke r m p te R

s -

B e r e ic h d e r R e k r is ta llis a tio n

U m fo rm g ra d

Abbildung 2.9: Einﬂuss von Umformgrad und Temperatur auf die Korngröße bei Rekristallisation [EISE66]

Diese zusammenfassenden Aussagen machen deutlich, dass die Rekristallisationstemperatur TR keine feste Werkstoﬀkenngröße ist. Dennoch kann man als Anhaltswert von folgendem Zusammenhang ausgehen [GOTT98]: TR ≈ 0, 4 · TS ,

(2.3)

hierin ist die Schmelztemperatur TS des Metalls in Kelvin einzusetzen. Häuﬁg sind nach der Rekristallisation vorherige Verformungstexturen aufgelöst. Unter bestimmten Verformungsbedingungen und bei bestimmten

14

2 Grundlagen

R e k r is ta llis a tio n s g lü h e n

m a x im a l e rz e u g b a re S p a n n u n g R e k r is ta llis a tio n s g lü h e n

F lie ß s p a n n u n g

Werkstoﬀen kann es allerdings auch sein, dass die Verformungstextur auch nach dem Rekristallisieren noch erhalten ist. Man spricht dann von Rekristallisationstexturen. Im Allgemeinen sind Texturen unerwünscht, weil sie anisotrope Eigenschaften nach sich ziehen. Bei einem praktischen Anwendungsfall aus dem Motorenbereich sind sie allerdings von großer Bedeutung. So werden in FeSi-Magnetblechen durch das Glühen Texturen erzeugt, bei denen später geringere Ummagnetisierungsverluste auftreten. In der Umformtechnik ist die Rekristallisation von zentraler Bedeutung. Vielfach kann nicht bis zu dem durch die Fertigungsaufgabe vorgegebenen Grad umgeformt werden, weil entweder die zur Verfügung stehende Pressenkraft nicht ausreicht, um auch bei fortschreitender Kaltverfestigung noch plastisches Fließen aufrechtzuerhalten, oder weil das Umformvermögen des Werkstoﬀs erschöpft ist und erste Risse auftreten. Es ist dann möglich, durch Rekristallisationsglühen das ursprüngliche, unverformte Gefüge wieder herzustellen und in einer zweiten Stufe den Umformvorgang am duktilen Werkstoﬀ mit geringer Pressenkraft fortzuführen. Für die Fließkurve bedeutet dies eine Verschiebung auf der Abszisse, siehe Abbildung 2.10. Prinzipiell ist der Wechsel von Kaltumformung und Rekristallisation beliebig oft wiederholbar.

j

j

B r

B r

U m fo rm g ra d

j

B r

:

B ru c h u m fo rm g ra d

Abbildung 2.10: Spannungsbedarf bei Kaltumformung mit zwischengeschaltetem Rekristallisationsglühen

Wichtig ist bei der Wärmebehandlung allerdings eine genaue Kontrolle der Bedingungen. Wie aus der schematischen Darstellung in Abbildung 2.9 ersichtlich ist, wird das rekristallisierte Gefüge bei „kritischen“ Kombinationen von Temperatur und Umformgrad sehr grobkörnig, was sich nachteilig auf die späteren Bauteileigenschaften auswirkt. Die Neigung zur Grobkorn-

2.2 Metallkundliche Grundlagen zur Erfassung des Werkstoﬀzustands

15

bildung wird ebenfalls durch den Gehalt an Kohlenstoﬀ und sonstigen Legierungselementen beeinﬂusst. Mit steigendem C-Gehalt ﬂacht das Maximum der Korngröße jedoch schnell ab, so dass oberhalb eines C-Gehalt von 0,3 % extremes Grobkorn nicht mehr entsteht [EISE66]. 2.2.4 Abgrenzung zwischen Kalt- und Warmumformung Eine in der Praxis häuﬁg angewandte Deﬁnition für Kalt- und Warmumformung ist folgende: Bei der Warmumformung liegt die Umformtemperatur oberhalb der Rekristallisationstemperatur; bei der Kaltumformung liegt die Umformtemperatur unterhalb der Rekristallisationstemperatur. Da Metalle sehr unterschiedliche Rekristallisationstemperaturen haben, führt diese Deﬁnition häuﬁg zu Missverständnissen. Mit Gleichung 2.3 ergibt sich für reines Eisen z. B. eine Rekristallisationstemperatur von ca. 450 ℃ (TR ≈(1536 K + 273 K) · 0,4 = 723 K ). Blei hat einen Schmelzpunkt von TS = 327 ℃, damit liegt die Rekristallisationstemperatur von Blei bei etwa 3 ℃. Ein Umformen bei Raumtemperatur bedeutet für Blei bereits eine Warmumformung. Eine genauere Deﬁnition der Warmumformung berücksichtigt die Rekristallisationsgeschwindigkeit und die Umformgeschwindigkeit. Sie besagt, dass Warmumformung dann vorliegt, wenn die Rekristallisationsgeschwindigkeit größer als die Umformgeschwindigkeit ist. In diesem Fall wird das Gefüge ständig neu gebildet und es tritt keine Kaltverfestigung auf. Bei niedrigen Umformgeschwindigkeiten würde die Fließspannung dann vom Umformgrad unabhängig sein, siehe Abbildung 2.11 unten. Bei sehr großen Umformgeschwindigkeiten oberhalb der Rekristallisationstemperatur kann allerdings die zur Rekristallisation notwendige Zeit nicht ausreichend sein, um die durch Umformung hervorgerufenen Kaltverfestigungsvorgänge rückgängig zu machen. In diesem Fall steigt die Fließspannung über dem Umformgrad, obwohl oberhalb von TR umgeformt wird, siehe Abbildung 2.11 mitte. Dieses Verhalten kann dann wichtig werden, wenn bei Temperaturen um TR mit hohen Umformgeschwindigkeiten (Beschleunigungen) gearbeitet wird, wie es z. B. bei bestimmten Schmiedeprozessen in der Halbwarmumformung (siehe auch Kapitel 3.2) auftreten kann. Eine andere wichtige Werkstoﬀeigenschaft kann dann technisch genutzt werden, wenn zwar oberhalb der Rekristallisationstemperatur umgeformt wird, jetzt allerdings mit ausgesprochen niedrigen Umformgeschwindigkeiten. Aufgrund der hohen thermischen Beweglichkeit beteiligen sich jetzt nicht nur die im Inneren eines Kristalls vorhandenen Atome an Umordnungsvorgängen, sondern auch die wesentlich schwächer eingebundenen Atome an den Korngrenzen am Abbau der Gitterverspannungen. Es kann Korngrenzengleiten auftreten, das bei manchen metallischen Werkstoﬀen in einer sehr großen plastischen Formänderungsfähigkeit mündet. Man bezeichnet dieses Verhalten auch als Superplastizität. Voraussetzung hierfür sind feinkörnige Gefüge, eine geeignete Temperaturführung und niedrige Umformgeschwindigkeiten,

16

2 Grundlagen

F lie ß s p a n n u n g

U m fo rm te m p e ra tu r u n te r R e k r is ta llis a tio n s te m p e r a tu r

h o h e U m fo r m g e s c h w in d ig k e it

U m fo rm te m p e ra tu r ü b e r R e k r is ta llis a tio n s te m p e r a tu r n ie d r ig e U m fo r m g e s c h w in d ig k e it

U m fo rm g ra d

Abbildung 2.11: Einﬂuss von Umformtemperatur und -geschwindigkeit auf den Verlauf der Fließkurve

siehe auch Kapitel 3.4.3 und 4.6.2. Bei superplastischen Werkstoﬀen kann bei geringen Umformgeschwindigkeiten der Umformgrad mehrere 100 % betragen. Eine wesentliche Grundvoraussetzung ist, dass die Ausgangskorngröße des Werkstoﬀes sehr klein ist und sich auch während des Umformens nicht vergröbert. Deshalb muss zur Aufrechterhaltung der Superplastizität eine zweite Phase im Werkstoﬀ vorhanden sein. Günstig sind eutektische oder eutektoide Legierungen. In der Praxis wird die Kaltumformung in vielen Fällen der Warmumformung vorgezogen. Als Vorteile gelten: • • • • • • •

kein Energieaufwand für die Erwärmung, geringe Werkzeugbaustoﬀkosten, geringer Einﬂuss der Umformgeschwindigkeit, keine Werkstoﬀverluste und Nachbehandlungen wegen Zunderbildung, keine Maßfehler durch Schwindung, bessere Oberﬂächengüte und Festigkeitssteigerung des Bauteils. Aus den Nachteilen, wie

• größerer Kraft- und Arbeitsbedarf und • begrenztes Umformvermögen wird verständlich, dass in der Regel erst dann zur Warmumformung übergangen wird, wenn zu hohe Kräfte beim Kaltumformen einen Werkzeugbruch

2.3 Plastomechanische Grundlagen

17

bzw. eine Überlastung der Maschine befürchten lassen, oder wenn die Beanspruchbarkeit des Werkstoﬀs die geforderte Formänderung nicht zulässt. Auch dann ist zu prüfen, ob eine stufenweise Kaltumformung mit jeweiligem Rekristallisationsglühen wirtschaftlicher ist.

2.3 Plastomechanische Grundlagen 2.3.1 Gegenüberstellung von Kristallphysik und Kontinuumsmechanik Für die plastische Formgebung metallischer Werkstückwerkstoﬀe sind meist große Kräfte bzw. Drücke erforderlich, so dass man sich bei der Auslegung von Umformprozessen mit einem geeigneten Rechenverfahren davon überzeugen muss, ob der angestrebte Prozess mit den vorhandenen Maschinen und Werkzeugen überhaupt realisierbar ist und der Werkstückwerkstoﬀ die geplante Formänderung zulässt. Außerdem möchte man in vielen Fällen wissen, wie sich die mechanischen Eigenschaften des Werkstücks durch den Umformprozess ändern. Eine Möglichkeit wäre, die kristallphysikalischen Vorgänge auf atomarer Ebene zu modellieren und zur Basis von Rechenmodellen zu machen. Dies geschieht mit molekulardynamischen Rechenansätzen [RAPA04]. Diese sind für die fertigungstechnische Praxis noch nicht ausreichend entwickelt, ﬁnden jedoch in der Forschung Anwendung. Für die praktische Anwendung wird der Werkstückwerkstoﬀ als ein homogenes Kontinuum angenommen, in dem die physikalischen Größen durch Raum- und Zeitkoordinaten beschrieben werden und ihre Funktionen stetig und diﬀerenzierbar sind. Die mit diesen Randbedingungen auftretenden Fehler sind im Allgemeinen tolerierbar. Ohne tiefer auf die mathematischen Einzelheiten plastomechanischer Lösungsmethoden einzugehen, werden im Folgenden die physikalischen Zusammenhänge dargestellt, die für ein Verständnis umformtechnischer Vorgänge erforderlich sind. 2.3.2 Der Spannungszustand Die Kraft, die das Umformwerkzeug auf das Werkstück ausübt, erzeugt im Innern des Werkstücks einen Spannungszustand. Dieser ist im Gegensatz zur vektoriellen Kraft (Tensor erster Stufe) eine doppelt gerichtete Größe, also ein Tensor zweiter Stufe. Zur allgemeinen Beschreibung des Spannungstensors müssen sechs seiner Komponenten, nämlich die Normalspannungen σ x , σy , σz und die Schubspannungen τxy = τyx , τxz = τzx , τyz = τzy

18

2 Grundlagen

bekannt sein. Während sich bei Drehung des Koordinatensystems die Komponenten des Spannungstensors ändern, bleibt die Summe der Normalspannungen konstant. Damit gilt: σx + σy + σz = const.

(2.4)

Die Summe der Normalspannungen ist eine Invariante und entspricht dem dreifachen Wert der mittleren Hauptnormalspannung σm , so dass gilt: 3σm = σx + σy + σz .

(2.5)

Häuﬁg wird σm auch durch den hydrostatischen Druck pm σm = −pm

(2.6)

beschrieben. Mit Gleichung 2.5 ist damit auch der hydrostatische Druck gegen Drehung des Koordinatensystems invariant. Er wirkt also in allen Richtungen des Kontinuums gleich stark. In jedem mit äußeren Kräften belasteten Körper können drei senkrecht aufeinander stehende Ebenen deﬁniert werden, in denen die Schubspannungskomponenten des Spannungstensors zu Null werden und in denen nur noch die Normalspannungen σ1 , σ2 , und σ3 wirken. Diese Spannungen nennt man Hauptnormalspannungen, die Ebenen heißen Hauptspannungsebenen. Für die Bezeichnung der Hauptnormalspannungen gilt deﬁnitionsgemäß σ1 ≥ σ2 ≥ σ3 . In vielen Fällen lässt sich die Lage der Hauptspannungsebenen aus der Art der äußeren Belastung des Körpers abschätzen. In Abbildung 2.12, oben, kann bei Reibungsfreiheit vereinfachend angenommen werden, dass in allen Ebenen des Vierkantstabes, die parallel zu den Druckplatten liegen, die durch die Kraft F3 verursachte Hauptnormalspannung σ3 wirkt. Der Spannungszustand ist einachsig. Ist der Vierkantstab auch von der Seite her von einem zweiten Stempelpaar mit der Druckkraft F2 belastet, wird der Spannungszustand zweiachsig, denn außer σ3 wirkt nun in allen Ebenen, die senkrecht zu F2 liegen, eine zweite Hauptnormalspannung σ2 . Schließlich erzeugt man einen dreiachsigen Spannungszustand, wenn ein drittes Stempelpaar die Kraft F1 auf die noch freien Seiten des Vierkantstabes ausübt und die Hauptnormalspannung σ1 erzeugt. Die Ebenen, in denen σ1 wirkt, stehen sowohl senkrecht auf den Wirkebenen von σ2 als auch auf denen von σ3 . Der rechte Teil von Abbildung 2.12 enthält die zu den Spannungszuständen gehörenden Mohr’schen Kreise. Mit ihnen können die Komponenten des Spannungstensors für jedes beliebige kartesische Koordinatensystem ermittelt werden.

2.3 Plastomechanische Grundlagen

F

F 3

3

t

s

h

t F F

F

F

V e r e in b a r u n g s 1> s 2> s 3 3

F 3

F

F

2

F

3

3

2

1

s

F

3

s

2

F

1

1

F

s 2

e in a c h s ig s

3

2

s 3

s 2

1

s

z w e ia c h s ig

3

s

F F

1

2

3

F

F 2

s

t

s 2

2

s

F

m a x

m a x

2

F

3

t

s

3

F

s 3

4 5 °

3

F F

19

3

2

t 3

s 3

s

s 2

1

s

d r e ia c h s ig

Abbildung 2.12: Spannungszustände mit den jeweiligen Mohr’schen Spannungskreisen

Ein Sonderfall des allgemeinen Spannungszustandes ist der hydrostatische Spannungszustand. Bei ihm sind die drei Hauptnormalspannungen gleich groß, so dass die Mohr’schen Kreise in einen Punkt zusammenfallen. Jeder Spannungszustand kann in einen deviatorischen und einen hydrostatischen Anteil zerlegt werden. σ1 = σ2 = σ3 =

deviatorischer Anteil σ1‘ σ2‘ σ3‘

+ + +

hydrostatischer Anteil σm σm σm

Der deviatorische Anteil ist für die Umformung relevant. Die maximalen Schubspannungen und die Lage der Schubspannungen können direkt aus den Mohr’schen Spannungskreisen abgelesen werden. Der hydrostatische Anteil legt die Lage der Mohr’schen Spannungskreise auf der Normalspannungsachse fest. Bei den in Abbildung 2.12 gewählten Bedingungen sind ausschließlich Druckspannungszustände berücksichtigt. Wenn Zugspannungen auftreten, verschieben sich die Kreise nach rechts. 2.3.3 Fließbedingung Die Fließbedingung beantwortet die Frage, wie ein Spannungszustand beschaﬀen sein muss, damit plastisches Fließen auftritt. Über die Fließbedingung wird ein funktionaler Zusammenhang zwischen der Fließspannung kf

20

2 Grundlagen

und dem Spannungszustand hergestellt. Dazu wird nachfolgend ein idealisiertes, gedankliches Experiment durchgeführt. Abbildung 2.13 zeigt wieder einen Vierkantstab, der von drei Stempelpaaren allseitig auf Druck belastet werden kann. Die Hauptspannungen im Innern des Probestabes sollen sich unabhängig voneinander aufbauen, so dass F3 σ3 , F2 σ2 und F1 σ1 erzeugt. Der Fließbeginn wird durch eine bleibende Formänderung des Werkstücks angezeigt.

s F

F

k f

1

3

s

F

F

3

3

2

2

k f

1

2

F F

2

F

s 1

1

k f

1

1

F lie ß e n

F

t0 3

t1

t2

t3

t4 Z e it t

t5

t6

Abbildung 2.13: Fließbeginn

Zunächst wird F3 aufgebracht und so lange gesteigert, bis sich plastisches Fließen einstellt (t0 bis t1 ). Der Spannungszustand ist einachsig und die einzige vorhandene Hauptnormalspannung σ3 entspricht der Fließspannung σ3 = −kf .

(2.7)

Nun werden durch die seitlichen Stempelkräfte F2 und F1 die Spannungen σ2 = −kf und σ1 = −kf erzeugt und es wird beobachtet, dass das Fließen unterbrochen wird (t1 bis t2 ). Auch wenn während der Zeit t2 bis t3 alle Stempelkräfte gleichmäßig verdoppelt werden, setzt das Fließen nicht wieder ein. Nimmt man dagegen zwischen t3 und t4 eine einzelne Stempelkraft, etwa F2 , fort, so setzt das Fließen wieder ein, wenn die verbleibenden Stempelkräfte zwischen t3 und t4 konstant bleiben. Erneutes Fließen wäre auch dann nicht zu beobachten, wenn zwischen t4 und t5 alle Kräfte gleichmäßig gesteigert würden. Erst wenn zwischen t5 und t6 eine der Kräfte alleine weiter erhöht wird, setzt das Fließen wieder ein. Ganz ähnlich hinsichtlich des Fließbeginns würde der Versuch ablaufen, wenn die Stempel an den Seiten des Vierkantstabes ziehen und damit Zugspannungen erzeugen könnten.

2.3 Plastomechanische Grundlagen

21

Zusammenfassend legt das beschriebene Experiment folgende Schlüsse nahe, siehe Abbildung 2.13: • Der Fließbeginn ist eine Funktion aller Hauptnormalspannungen σ1 , σ2 und σ3 ; • er ist keine Funktion der mittleren Hauptnormalspannung σm , σm =

1 3

(σ1 + σ2 + σ3 )

und muss damit • eine Funktion des deviatorischen Anteils des Spannungstensors, also eine Funktion der absoluten Beträge der Diﬀerenzen der Hauptnormalspannung sein: g (|σ1 − σ2 | , |σ1 − σ3 | , |σ2 − σ3 |) = 0 .

(2.8)

Die in der Regel verwendeten formelmäßigen Beziehungen für g sind mit unterschiedlichem physikalischen und mathematischen Hintergrund von Tresca (1864) [TRES64] und später von v. Mises (1913) [MISE13] angegeben worden. Nach der Schubspannungshypothese von Tresca ist das plastische Fließen nur abhängig von den Schubspannungen und setzt ein, wenn die größte Schubspannung den Wert τmax = k erreicht, siehe Abbildung 2.14. V e r e in b a r u n g : s 1 > s 2 > s

F

3

3

t t

m a x

s 3

tm

a x

s

1

s

F

e in a c h s ig 3

F lie ß b e g in n : G r ö ß te S c h u b s p a n n u n g t

m a x

e r r e ic h t d ie S c h u b flie ß g r e n z e k

Abbildung 2.14: Fließbedingung nach Tresca

Die größte Schubspannung kann man am Mohr’schen Kreis ablesen. Sie entspricht dem Radius des größten Spannungskreises bzw. der Hälfte der

22

2 Grundlagen

größten Hauptspannungsdiﬀerenz, so dass man die Fließbedingung nach Tresca auch so formulieren kann: max {|σi − σj |} = kf = 2k ,

(2.9)

(i und j laufen von 1 bis 3, i = j) Für den in Abbildung 2.14 gezeigten Fall gilt: kf = |σ1 − σ3 | = 2τmax . Der Fließbedingung nach v. Mises liegt ein energetischer Ansatz zugrunde. Bevor in einem Volumenelement des Werkstücks plastisches Fließen auftritt, muss ihm mechanische Energie w zugeführt werden. Die Energie w teilt sich auf in einen Anteil wm , der lediglich das Volumen verändert, und in einen Anteil wpl , der bei konstantem Volumen die Gestalt des Körpers verzerrt. Da metallische Werkstoﬀe, von Gitterumwandlungen und Ausscheidungen abgesehen, ihr Volumen nicht bleibend, also plastisch verändern, kann wm nur elastisch gespeichert werden und nicht zum plastischen Fließen beitragen. Spaltet man wm von w ab, dann bleibt der Anteil wpl übrig, der bestrebt ist, das Volumenelement zu verzerren und plastisches Fließen herbeizuführen, siehe Abbildung 2.15. F 3

d

k o m p r im ie r te s V o lu m e n e le m e n t ( G e o m e tr ie ä h n lic h v e r k le in e r t) z

u n v e rfo rm te s V o lu m e n e le m e n t W S

w =

ò

1

F 3d

. o s ta t h y d r

z

0

V o lu m e n W

F lie ß b e g in n : w

p l

d e v

= W W

h y d r o s ta t.

e r r e ic h t k r itis c h e n W e r t v e r z e r r te s V o lu m e n e le m e n t ( V o lu m e n u n v e r ä n d e r t)

Abbildung 2.15: Fließbedingung nach v. Mises

Mit Hilfe des Hooke’schen Gesetzes kann man wpl als Funktion der Hauptspannungen σ1 , σ2 und σ3 sowie des Schubmoduls G formulieren:

2.3 Plastomechanische Grundlagen

wpl =

1 2 2 2 (σ1 − σ2 ) + (σ2 − σ3 ) + (σ3 − σ1 ) . 12G

23

(2.10)

Die Fließbedingung kann nun folgendermaßen ausgesprochen werden: In einem Volumenelement des Werkstücks tritt dann plastisches Fließen auf, wenn wpl einen kritischen Wert erreicht. Da dieser kritische Wert nicht von der Art des Spannungszustandes abhängig ist, kann er beispielsweise im Zugversuch (σ1 = kf , σ2 = σ3 = 0) oder im Stauchversuch (σ3 = −kf , σ2 = σ1 = 0) ermittelt werden. Setzt man (wpl )Zug−/Stauchversuch = (wpl )allgemein dann liefert Gleichung 2.10 1 1 2 2 2 (2.11) · 2 · kf 2 = · (σ1 − σ2 ) + (σ2 − σ3 ) + (σ3 − σ1 ) 12G 12G die Fließbedingung nach v. Mises: 2

2

2

(σ1 − σ2 ) + (σ2 − σ3 ) + (σ3 − σ1 ) = 2kf 2

(2.12)

oder 2

2

2

(σ1 − σm ) + (σ2 − σm ) + (σ3 − σm ) =

2 2 kf . 3

(2.13)

Die Fließbedingungen von Tresca und v. Mises weichen je nach Spannungszustand nur wenig voneinander ab. Bei reinem Zug- oder Druckspannungszustand liefern sie gleiche Ergebnisse; bei reiner Torsion beträgt der maximale Unterschied 15 %. Versuche haben gezeigt, dass das Fließverhalten technischer Werkstückwerkstoﬀe durch die Fließbedingung nach v. Mises etwas besser beschrieben wird als durch die Fließbedingung nach Tresca [LANG90a]. Bei umformtechnischen Berechnungen entscheiden meist arithmetische Gründe darüber, mit welcher Fließbedingung gerechnet wird. So kann die Fließbedingung nach Tresca vorteilhaft sein, weil sie die Hauptspannungen nur als lineare Terme enthält; allerdings muss man vor der Rechnung ermitteln, welche Hauptspannungsdiﬀerenz maximal wird. Dieser Nachteil tritt bei der Fließbedingung nach v. Mises nicht auf; sie ist eine stetig diﬀerenzierbare Funktion aller Hauptspannungen. Nachteilig können sich dabei die quadratischen Hauptspannungsterme auswirken. 2.3.4 Kinematik des Kontinuums Erfüllt der Spannungszustand die Fließbedingung, tritt also im Innern des Werkstücks plastisches Fließen auf, dann möchte man wissen, wie sich

24

2 Grundlagen

die Geometrie des Werkstücks während des plastischen Fließens verändert. In klassischen Spannungs-Dehnungs-Diagrammen, bei denen im einachsigen Zugversuch wichtige Festigkeits- und Duktilitätskenngrößen aufgenommen werden, werden die Dehnungen und die Spannungen im Allgemeinen auf die Ausgangsgrößen bezogen, siehe auch S. 112. Die Spannung σ ist gleich dem Verhältnis F/A0 und die Dehnung ε entspricht dem Verhältnis ∆l/l0 . Die Bezugsgrößen sind hierbei die Querschnittsﬂäche A0 und die Ausgangslänge l0 . Für Festigkeitsberechnungen in der Konstruktion sind diese Kennwerte im Allgemeinen ausreichend, weil die Bauteile festigkeitsmäßig im elastischen Bereich ausgelegt werden. Hier sind die Dehnungen und auch die Querschnittsänderungen gering. Das Verhalten der Werkstoﬀe oberhalb der Fließgrenze interessiert in diesem Fall insoweit, als hieraus Informationen abgeleitet werden können, ob der Werkstoﬀ außerhalb des elastischen Bereiches eher spröde oder duktil reagiert. In der Umformtechnik steht dagegen die Plastizität der Werkstoﬀe im Vordergrund. Hier wird deshalb mit wahren Spannungs- und wahren Dehnungskennwerten gearbeitet. Bei der wahren Spannung wird die Umformkraft auf die tatsächliche (wahre) Fläche bezogen. Die wahre Spannung wird meist als Formänderungsfestigkeit oder Fließspannung kf bezeichnet. Ebenso werden die Dehnungen auf den tatsächlichen, sich mit der Verformung ändernden Bezugswert (den wahren Wert) bezogen. In der deutschen Literatur wird die wahre Dehnung mit dem Buchstaben ϕ gekennzeichnet. Für die bezogene Dehnung wird üblicher Weise der Buchstabe ε verwendet. In der englischsprachigen Literatur wird diese Unterscheidung nicht vorgenommen. Hier wird sowohl für die bezogene Dehnung (Nenndehnung) als auch für die wahre Dehnung (Umformgrad) die Bezeichnung ε verwendet. Welche Größe gemeint ist, wird dabei häuﬁg erst aus dem Kontext ersichtlich. Das folgende Beispiel zeigt, weshalb die Nenndehnungen zur Beschreibung plastischer Formänderungen nicht geeignet sind. Es sei zunächst angenommen, dass die Stempelverschiebung uz in Abbildung 2.16 klein gegenüber der Höhe h0 des Vierkantstabes ist. Dann gilt für die Hauptdehnung ε3 ε3 =

h1 − h0 uz =− . h0 h0

(2.14)

Würde man durch Stauchen eine Höhenreduktion um 50 % vornehmen, so wäre ε3 =

(0, 5h0 − h0 ) = −0, 5 . h0

Bei einer weiteren Höhenreduktion um 50 % erfährt der Werkstückwerkstoﬀ wieder eine Dehnung von ε3 = −0, 5. Errechnet man die Dehnung aber mit der Ausgangshöhe h0 , so ergibt sich ε3 =

(0, 25h0 − 0, 5h0 ) = −0, 25 . h0

2.3 Plastomechanische Grundlagen

25

Diese Überlegung verdeutlicht, dass bei großen Dehnungen, wie sie in der Umformtechnik auftreten, eine feste Bezugsgröße zur Berechnung der Dehnung nicht verwendet werden darf.

V

(x ,y ,z ) z

z

u

V y

h

(x ,y ,z )

V Z

x u

y

l0 y

b

b

(x ,y ,z )

0

h 1

u

x

x

l1

0

1

Abbildung 2.16: Kinematik eines idealisierten Stauchprozesses

Eine geeignete Größe ist dagegen die wahre Dehnung, für die der griechische Buchstabe ϕ eingeführt wird. Ihr liegt als Bezugsgröße die momentane geometrische Konﬁguration des Kontinuums zugrunde. Für eine kleine Stempelverschiebung duz in Abbildung 2.16 beträgt der Zuwachs an Dehnung duz h

dϕ3 =

(2.15)

Wird der Vierkantstab von der Höhe h0 auf die Höhe h1 gestaucht, gilt:

h1

ϕ3 = h0

duz = h

h1

h0

dh h1 = ln . h h0

(2.16)

Diese Größe heißt Umformgrad, logarithmische Dehnung oder wahre Dehnung. Der Umformgrad ist positiv, wenn eine Strecke gedehnt wird und negativ, wenn eine Strecke gestaucht wird. Wie in z-Richtung, so lassen sich für die x- und y-Richtung zwei weitere Umformgrade

l1

ϕ1 = l0

und

dl l1 = ln l l0

26

2 Grundlagen

b1

ϕ2 = b0

db b1 = ln b b0

(2.17)

einführen. Bezug nehmend auf das Beispiel in Abbildung 2.16 ergibt sich unter Verwendung des Umformgrades zur Beschreibung des abgebildeten Stauchvorgangs für die erste Höhenreduktion von h0 auf h1 : ϕ3 = ln

0, 5h0 h1 = ln = ln0, 5 ≈ −0, 69 . h0 h0

Für die zweite Höhenreduktion von h1 auf h2 ergibt sich: ϕ3 = ln

h2 0, 25h0 = ln = ln0, 5 ≈ −0, 69 . h1 0, 5h0

Im Unterschied zu den Nenndehnungen sind die Umformgrade für beide Höhenreduktionen gleich. Bei vielen umformtechnischen Problemen liegen die Verhältnisse nicht so einfach wie in dem in Abbildung 2.16 beschriebenen, idealisierten Stauchprozess, bei dem eine homogene, d. h. in allen Punkten des Kontinuums gleich verteilte Umformung angenommen wird. Die Bestimmung der Umformgrade bereitet dann je nach Problemstellung große Schwierigkeiten, und es kann sich als vorteilhaft erweisen, mit Umformgeschwindigkeiten zu rechnen. Die Umformgeschwindigkeiten ergeben sich durch Diﬀerenzieren des Geschwindigkeitsfeldes vx (x, y, z), vy (x, y, z), vz (x, y, z): ϕ˙ 1 =

ϕ˙ 2 =

∂vx , ∂x

∂vy und ∂y

ϕ˙ 3 =

(2.18)

∂vz . ∂z

Dehnung und Dehnungsgeschwindigkeiten sind Tensoren zweiter Stufe. Während für den Sonderfall in Abbildung 2.16 die über die Gleichung 2.16 und Gleichung 2.17 deﬁnierten Umformgrade den Hauptdehnungen entsprechen, sind die über Gleichung 2.18 deﬁnierten Umformgeschwindigkeiten die Hauptdehnungsgeschwindigkeiten. Bei einer allgemeinen Lage des Koordinatensystems lauten die Koordinaten des Dehnungstensors ϕx , ϕy , ϕz ,

2.3 Plastomechanische Grundlagen

ϕxy = ϕyx , ϕyz = ϕzy , ϕzx = ϕxz

27

(2.19)

und die des Tensors der Dehnungsgeschwindigkeiten ϕ˙ 1 =

∂vx , ∂x

ϕ˙ 2 =

ϕ˙ xy = ϕ˙ yx

1 = 2

ϕ˙ yz = ϕ˙ zy =

ϕ˙ xz = ϕ˙ zx

1 2

∂vy , ∂y

1 = 2

ϕ˙ 3 =

∂vx ∂vy + ∂y ∂x

∂vz ∂vy + ∂z ∂y

∂vz , ∂z

,

∂vx ∂vz + ∂z ∂x

und

(2.20)

.

Aus Gleichung 2.19 und Gleichung 2.20 geht hervor, dass der Dehnungstensor und der Tensor der Dehnungsgeschwindigkeiten ähnlich aufgebaut sind wie der Spannungstensor. Vor allem lassen sich beide in ihre deviatorischen und hydrostatischen Anteile zerlegen. Der deviatorische Anteil ist ein Maß für die Verzerrung (Dehnungstensor) bzw. Verzerrungsgeschwindigkeit des Kontinuums (Dehnungsgeschwindigkeitstensor). Der hydrostatische Anteil entspricht der Volumenänderung bzw. der Volumenänderungsgeschwindigkeit des Kontinuums. 2.3.5 Volumenkonstanz Bei plastischen Fließvorgängen bleibt das Volumen des Kontinuums so gut wie unverändert. Aus diesem Grunde werden die durch den hydrostatischen Spannungsanteil beschriebenen Dehnungen und Dehngeschwindigkeiten gleich null. Zum Beweis zeigt Abbildung 2.17 wieder den Vierkantstab mit den Kantenlängen h0 , b0 , l0 vor dem Stauchen und h1 , b1 , l1 nach dem Stauchen. Die Volumenkonstanz fordert dann h 1 · b1 · l1 = h 0 · b0 · l0 . Dividiert man bei der zuletzt angegebenen Gleichung die linke Seite durch die rechte Seite und logarithmiert dann, so erhält man h 1 b1 l 1 = ln 1 = 0 ln · · h 0 b0 l0 und damit

28

2 Grundlagen

b 0

l0 h

h

0

1

l1 b

V

=

1

k o n s t. =

h 0

b 0

l0 =

h 1

b 1

l1

Abbildung 2.17: Volumenkonstanz bei Umformvorgängen [LANG90a]

ln

h1 b1 l1 + ln + ln = ϕ1 + ϕ2 + ϕ3 = 0 . h0 b0 l0

(2.21)

Da sich ähnliche Überlegungen auch für die Umformgeschwindigkeiten anstellen lassen, gilt ebenfalls ϕ˙ 1 + ϕ˙ 2 + ϕ˙ 3 = 0 .

(2.22)

2.3.6 Fließgesetz Wurden Spannungen und Verformungen bisher getrennt behandelt, so benötigt man für plastomechanische Berechnungen ein Gesetz, mit dem der Zusammenhang zwischen Spannungen und Dehnungen mathematisch beschrieben wird. Dazu sei wieder das Stauchen des Vierkantstabes betrachtet. Beim Aufbringen der Stauchkraft treten zunächst elastische Dehnungen auf, die wegen des Hooke’schen Gesetzes den Spannungen proportional sind. Nach Erreichen der Fließgrenze bleibt die Spannung σ3 = −kf in etwa konstant, während bei weiterem Stauchen die Beträge der Dehnungen ϕ1 , ϕ2 , ϕ3 monoton anwachsen. Es kann also im plastischen Bereich ein ähnlich einfacher Zusammenhang wie das Hooke’sche Gesetz nicht angegeben werden. Außerdem muss bei realen Umformprozessen auch davon ausgegangen werden, dass die Hauptachsen des Spannungstensors ihre Richtungen ändern, so dass Spannungs- und Dehnungstensor nicht mehr die gleichen Hauptrichtungen aufweisen. Um diese Schwierigkeit zu überwinden, zerlegt man den Umformvorgang in kleine Schritte und betrachtet den Tensor des Dehnungszuwachses; er hat die Hauptwerte

2.3 Plastomechanische Grundlagen

29

dϕ1 , dϕ2 , dϕ3 . Da die Hauptachsen dieses Tensors nun bei jedem Umformschritt mit den Hauptachsen des Spannungstensors zusammenfallen, kann eine Proportionalität zwischen beiden Tensoren angesetzt werden. Allerdings ist zu beachten, dass aufgrund von Gleichung 2.21 auch die Spur des Tensors des Dehnungszuwachses verschwinden muss, so dass für die Proportionalität nur der deviatorische Anteil des Spannungstensors in Betracht kommt: dϕ1 = dλ (σ1 − σm ) , dϕ2 = dλ (σ2 − σm ) und

(2.23)

dϕ3 = dλ (σ3 − σm ) . Durch Division mit dt lässt sich Gleichung 2.23 auch in die Form ϕ˙ 1 = λ˙ (σ1 − σm ) , ϕ˙ 2 = λ˙ (σ2 − σm ) und

(2.24)

ϕ˙ 3 = λ˙ (σ3 − σm ) bringen. Bei allgemeiner Lage des Koordinatensystems geht Gleichung 2.24 über in ϕ˙ x =

∂vx = λ˙ {σx − σm } , ∂x

ϕ˙ y =

∂vy = λ˙ {σy − σm } , ∂y

ϕ˙ z =

∂vz = λ˙ {σz − σm } , ∂z

ϕ˙ xy =

ϕ˙ yz =

1 2

1 2

∂vy ∂vx + ∂y ∂x

∂vy ∂vz + ∂z ∂y

˙ xy , = λτ

˙ yz und = λτ

(2.25)

30

2 Grundlagen

ϕ˙ zx

1 = 2

∂vz ∂vx + ∂x ∂z

˙ zx . = λτ

Die Gleichungen 2.23 bis 2.25 heissen Fließgesetz oder Fließregel . Das Fließgesetz beschreibt gemeinsam mit der Fließbedingung das Stoﬀverhalten des Werkstückwerkstoﬀs im Zustand plastischen Fließens. Dabei sind dλ bzw. λ˙ skalare Größen, aber keine Konstanten; denn sonst würde eine Verdoppelung etwa der Dehnungsgeschwindigkeit auch zu einer Verdoppelung der Spannung führen. Für die Herleitung eines funktionalen Zusammenhangs für λ˙ wird Gleichung 2.24 Zeile für Zeile quadriert und anschließend summiert: 2 2 2 (2.26) ϕ˙ 21 + ϕ˙ 22 + ϕ˙ 23 = λ˙ 2 (σ1 − σm ) + (σ2 − σm ) + (σ3 − σm ) Auch während des plastischen Fließens muss der Spannungszustand ständig die Fließbedingung erfüllen. Daher kann mit Gleichung 2.13 die rechte Seite von Gleichung 2.26 durch die Fließbedingung nach v. Mises ersetzt werden, 2 ϕ˙ 21 + ϕ˙ 22 + ϕ˙ 23 = λ˙ 2 kf 2 3 so dass für λ˙

λ˙ =

3 2

(ϕ˙ 21 + ϕ˙ 22 + ϕ˙ 23 ) kf

oder mit Dehnungsinkrementen für dλ 3 2 2 2 2 (dϕ1 + dϕ2 + dϕ3 ) dλ = kf

(2.27)

(2.28)

(2.29)

gilt. Ist in Gleichung 2.28 und Gleichung 2.29 die Fließspannung kf konstant, so liegt ideal plastisches Werkstoﬀverhalten vor. Die Fließkurve in Abbildung 2.18 hat dann einen horizontalen Verlauf. Zur Berücksichtigung realen Werkstückwerkstoﬀverhaltens wird kf als Funktion des Umformgrades, der Umformgeschwindigkeit und auch der Temperatur ermittelt. Dazu werden Fließkurven experimentell ermittelt. Dies geschieht in einachsigen Versuchen, siehe S. 111. Daher muss man zwischen dem allgemeinen Formänderungszustand des betrachteten Umformvorgangs und dem speziellen einachsigen Umformvorgang, mit dem die Fließkurve ermittelt wurde, eine rechnerische Verbindung herstellen. Es sei dazu angenommen, dass die Fließkurve eines Werkstückwerkstoﬀs mit dem bereits beschriebenen idealisierten Stauchversuch aufgenommen

F lie ß s p a n n u n g k f V o lu m e n b e z o g e n e id e e lle U m fo r m b a r k e it w

id

2.3 Plastomechanische Grundlagen

W

id

31

j v ^= ò k d j f v 0

r e a le s W e r k s tü c k s to ffv e r h a lte n

k f

id e a lp la s tis c h e s W e r k s tü c k s to ffv e r h a lte n

W

k f .d j v

id

V e r g le ic h s u m fo r m g r a d

j v

Abbildung 2.18: Schematische Darstellung einer Fließkurve

wurde. Die einzige von Null verschiedene Hauptspannung ist während des Stauchens σ3 = −kf . Mit Gleichung 2.23 und Gleichung 2.29 kann für den Dehnungszuwachs dϕ3 in Stauchrichtung geschrieben werden: dϕ3 = −

3 2

(dϕ1 2 + dϕ2 2 + dϕ3 2 )

kf

dϕ3 = −

1 kf − kf 3

(2.30)

2 (dϕ1 2 + dϕ2 2 + dϕ3 2 ) 3

Aus Gleichung 2.30 kann folgende Aussage abgeleitet werden: Wird ein Volumenelement in der Zeit dt durch einen allgemeinen Umformvorgang um dϕ1 , dϕ2 , dϕ3 umgeformt, so entspricht diese Dehnung bei gleichem Werkstückwerkstoﬀverhalten dem Dehnungszuwachs dϕ3 in Zug- oder Stauchrichtung eines einachsigen Zug- oder Stauchversuchs. Durch Integration gelangt man zu einer Größe 2 (ϕ1 2 + ϕ2 2 + ϕ3 2 ) , (2.31) ϕv = 3

die Vergleichsdehnung oder Vergleichsumformgrad heißt. Ganz ähnlich lässt sich mit Gleichung 2.24 und Gleichung 2.28 die Vergleichsdehnungsgeschwindigkeit bzw. die Vergleichsumformgeschwindigkeit einführen:

32

2 Grundlagen

ϕ˙ v =

2 2 ϕ˙1 + ϕ˙2 2 + ϕ˙3 2 3

(2.32)

Mit Gleichung 2.31 und Gleichung 2.32 kann die Aussage einer Fließkurve auf allgemeine Umformprozesse übertragen werden. Beide Gleichungen bilden damit eine wichtige Grundlage für die Berechnung umformtechnischer Probleme. 2.3.7 Grenzen der plastischen Umformung In der Literatur werden zur Beschreibung der Grenzen der plastischen Umformung das Formänderungsvermögen und die Grenzformänderung verwendet. Das Formänderungsvermögen ist eine materialspeziﬁsche Größe, die den Umformprozess einschränkt, während die Grenzformänderung eine prozessspeziﬁsche Größe ist. Diese beiden Kenngrößen werden im Folgenden näher erläutert. 2.3.7.1 Formänderungsvermögen. Das Formänderungsvermögen ist ein allgemeiner Ausdruck für die Eigenschaft eines metallischen Werkstoﬀs, bleibende Formänderungen ohne Schädigung (Rissbildung oder Bruch) zu ertragen [VDI76]. Als Maß für das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs wird oft der Bruchumformgrad ϕvB benutzt. Der Bruchumformgrad ist allerdings nicht nur vom Werkstoﬀ abhängig, sondern viel entscheidender sind die Werkstücktemperatur und der auftretende Spannungszustand während des gesamten Umformprozesses [KOPP99]. Das werkstückseitige Versagen, welches das Formänderungsvermögen beschreibt, hängt von folgenden Größen ab: • • • •

Werkstückwerkstoﬀ, Werkstücktemperatur, Umformgeschwindigkeit und Art des Spannungszustands im Werkstück.

Werkstückwerkstoﬀ. Der Zustand des Werkstoﬀs ergibt sich aus der chemischen Zusammensetzung (z. B. Legierungselemente), dem Werkstoﬀgefüge (z. B. Korngröße), der Wärmebehandlung (z. B. Weichglühen, Rekristallisationsglühen, Anlassen, Vergüten) sowie den Bearbeitungsschritten im Laufe der Bauteilherstellung (z. B. Gießen, Schmieden, Walzen) [GRÄF93]. Der Werkstoﬀzustand hat somit einen großen Einﬂuss auf das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs. Eine weitere Detaillierung soll hier nicht vorgenommen werden, dafür sei an dieser Stelle auf das Kapitel 2.7.1.2 hingewiesen. Werkstücktemperatur. In der Regel erhöht sich mit zunehmender Werkstücktemperatur das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs. Der Grund dafür sind die Erholungs- und Rekristallisationsvorgänge während der Umformung, siehe Kapitel 2.2.3 und Kapitel 2.2.4. Bei Kohlenstoﬀstählen zeigt

2.3 Plastomechanische Grundlagen

33

der Blausprödigkeitsbereich zwischen 200 ℃ und 400 ℃ eine Ausnahme dieses Verhaltens, siehe Kapitel 3.2 auf Seite 224. Der Temperatureinﬂuss eines Werkstoﬀs kann mit Hilfe des Kerbschlagbiegeversuchs in der Kerbschlagarbeits-Temperatur-Kurve (Av − T − Diagramm) dargestellt werden. So sind die Stahleigenschaften um so besser, je höher die Kerbschlagarbeit bei niedrigen Temperaturen ist. Umformgeschwindigkeit. Auch die Umformgeschwindigkeit hat einen maßgeblichen Einﬂuss auf die Formänderungsgrenze des Materials. So nimmt mit einer höheren Umformgeschwindigkeit das Formänderungsvermögen in der Regel ab [LANG90a]. In vielen Fällen geht es dabei einher mit einer erhöhten Neigung zum Sprödbruch. Es muss jedoch beachtet werden, dass mit der steigenden Belastungsgeschwindigkeit eine stärkere Erwärmung des Werkstücks auftritt, da die Umformwärme nicht schnell genug abgeführt werden kann. Dieser Eﬀekt wird dem Verspröden des Werkstoﬀs überlagert. So führt er bei deutlich höheren Umformgeschwindigkeiten wieder zu einem höheren Umformvermögen des Werkstoﬀs, da sich die erzeugte Umformwärme stärker auf das Materialverhalten auswirkt [ELMA01]. Art des Spannungszustands im Werkstück. Das Formänderungsvermögen ist sehr stark vom Dehnungs- und Spannungszustand im Werkstück abhängig. Letzterer lässt sich in einen deviatorischen und einen hydrostatischen Anteil zerlegen. Während die Deviatorspannungen für das plastische Fließen maßgeblich sind, hat der hydrostatische Anteil auf das Fließen selbst nur unwesentlichen Einﬂuss, bestimmt aber das Umformvermögen des Werkstoﬀes entscheidend. Als Maß für den Einﬂuss des Spannungszustands kann auch der hydrostatische Spannungsanteil σm bezogen auf die Fließspannung kf als Wert herangezogen werden, siehe Abbildung 2.19. So ergibt sich bei einem einachsigen Zugversuch für σm /kf ein Wert von 0,33, bei einem Torsionsversuch von 0 und bei einem einachsigen Stauchversuch von -0,33. Je kleiner dieser Wert ist, umso größer ist der Bruchumformgrad ϕB , unter der Voraussetzung, dass die zweite Hauptnormalspannung σ2 konstant ist. Verschiebt sich σ2 hin zur kleinsten Hauptnormalspannung σ3 , so erhöht sich das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs, unter der Voraussetzung, dass der bezogene Spannungsmittelwert σm /kf konstant ist. Zusammenfassend ist festzuhalten, dass sowohl σm als auch σ2 Funktionen von Ort und Zeit in Abhängigkeit des Umformprozesses sind. Weiterhin wurde nachgewiesen, dass das Formänderungsvermögen auch von der Spannungsgeschichte abhängt [PUGH70]. Dazu stauchte Pugh in einem ersten Versuch eine Probe ohne äußeren umlagerten Druck bis zum Bruch. In einem zweiten Versuch stauchte er eine Probe mit umlagertem äußerem Druck vor und stauchte dieselbe Probe anschließend ohne umlagerten Druck bis zum Bruch. Bei diesem Experiment stellte er fest, dass das Umformvermögen in dem zweiten Versuch um ein Mehrfaches höher war als in dem ersten Versuch. Physikalisch ist dieser Sachverhalt folgendermaßen zu erklären: Während der Umformung versuchen sich mikroskopisch kleine

34

2 Grundlagen B ru c h u m fo rm g ra d j D ra h tz ie h e n

re ß p ie F l

Z u g v e rs u c h m it ta n g e n tia le r D r u c k ü b e r la g e r u n g

en ss

D ru c k v e rs u c h m it ta n g e n tia le r D r u c k ü b e r la g e r u n g

T o r s io n s v e rs u c h

e n c h a u S t

e in a c h s ig e r D ru c k v e rs u c h

s 2= s 1

= s 2

> s

B

s 1+ s

S t re ck z ie 3

h e n

2

3

s -0 ,3 3

e in a c h s ig e r Z u g v e rs u c h

h y d r o s ta tis c h e r S p a n n u n g s a n te il s F lie ß s p a n n u n g k f m

1

> s 2

= s 3

0 ,3 3

Abbildung 2.19: Einﬂuss des Spannungszustandes auf das Umformvermögen nach Stenger [STEN65]

Risse im Werkstückwerkstoﬀ zu öﬀnen und durch das ganze Werkstück hindurchzulaufen. Allseitige Druckspannungen sind bestrebt, diese Mikrorisse zu schließen und ihr Ausbreiten zu behindern. Aus dieser Deutung folgt sofort, dass nur mittlere Druckspannungen, also negative Werte von σm , die maximal erreichbaren Umformgrade steigern können. Mittlere Zugspannungen dagegen sind äußerst ungünstig, da sie die Risse öﬀnen und ihre Ausbreitung begünstigen. Viele technische Umformverfahren sind so angelegt, dass im Werkstück ein hydrostatischer Druck entsteht. So wird bei den Fertigungsverfahren Feinschneiden, siehe Kapitel 5.2, hydromechanisches Tiefziehen, siehe Kapitel 4.1.2, und Walzrundbiegen mit zusätzlicher Druckwalze [MEIE01] durch zusätzliche Werkzeugelemente in der Umformzone ein Druckspannungszustand eingestellt, der das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs deutlich erhöht. Auf diese Weise können auch hochfeste und spröde Werkstoﬀe plastisch verformt werden. 2.3.7.2 Schädigungsansätze. Wie bereits beschrieben, ist das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs von verschiedenen Einﬂussfaktoren abhängig und kann nur sehr schwer mit einer einzigen Materialkenngröße beschrieben werden. Daher sind verschiedene Bruchkriterien entwickelt worden, die das duktile Werkstoﬀversagen auf der Basis des eingebrachten Spannungs- und Verformungszustandes in Kombination mit Materialparametern beschreiben und in Form eines Kennwertes formulieren. Erreichen diese Kennwerte eine verfahrensspeziﬁsche Größe, so weist diese auf das Auftreten eines Risses im Werkstoﬀ hin. Diese Bruchkriterien können in makromechanische und mikromechanische Bruchhypothesen eingeteilt werden. Bei den makromecha-

2.3 Plastomechanische Grundlagen

35

nischen Kriterien kann eine Unterteilung in dehnungsunabhängige und dehnungsabhängige Hypothesen vorgenommen werden. Zeitunabhängige makromechanische Bruchkriterien. Bei den makromechanischen, zeitunabhängigen Bruchkriterien erfolgt eine Festlegung der einzelnen Größen des Spannungs- oder Verformungszustands als Grenzwerte. Die Umformhistorie und damit die Entwicklung des Risses wird bei diesen Kriterien nicht berücksichtigt. Im einfachsten Fall kann z. B. die kritische Vergleichsspannung nach v. Mises σV als Grenzwert verwendet werden. Komplexere Kriterien berechnen anhand einer umfangreichen Spannungsbeziehung einen Grenzwert [GOSH76]. Eine Ausnahmestellung nimmt bei diesen Kriterien der Bruchumformgrad ϕB ein. Der Bruchumformgrad ist zwar eine dehnungsabhängige Größe, wird aber aufgrund der gleichen Einschränkungen, wie sie für die übrigen makromechanischen Kriterien gelten, ebenfalls dieser Klasse zugeordnet. Große Bedeutung hat diese Klasse der Bruchkriterien in der Blechumformung in Form von Grenzformänderungsschaubildern erlangt, siehe Kapitel 2.7.3.5. In der Massivumformung haben sich diese Kriterien nicht durchsetzen können, da die vorherrschenden mehrachsigen Spannungszustände in unterschiedlichster Konﬁguration zum Werkstückversagen führen, und diese Kombinationen anhand der Kriterien nur ungenügend erfasst werden. Zeitabhängige makromechanische Bruchkriterien. Im Gegensatz zu den zeitunabhängigen Bruchkriterien werden die makromechanischen zeitabhängigen Bruchkriterien auch integrale Bruchkriterien genannt. Sie basieren auf der bei der Umformung eingebrachten Arbeit, die zum einen als plastische Energie im Werkstoﬀ gespeichert wird und zum anderen als Umformenergie in elastische Rückfederung und Wärme umgewandelt wird. Diese Klasse an Bruchkriterien ist in der Form aufgebaut: ϕ f (ϕ, σ, a) dϕ . (2.33) Dmakro = 0

Dabei werden mit ϕ die Dehnungen, mit σ die Spannungen und mit a verschiedene Werkstoﬀkonstanten berücksichtigt. Bei der Berechnung werden somit die umformbedingten inkrementellen Spannungs- und Verformungszuwächse eines Werkstoﬀelementes aufsummiert. Erreicht die eingebrachte Umformenergie in dem Werkstück einen kritischen Schadenswert Dkrit , so ist das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs in diesem Bereich erschöpft. Die integralen Bruchkriterien unterscheiden sich in der Zusammensetzung der Energieterme. Die bekanntesten Kriterien sind in den meisten FEM-Codes integriert [FREU50, STEN65, COCK66, BROZ72, AYAD84]. Mikromechanische Bruchkriterien. Parallel zu den integralen Kriterien wurden auch mikromechanische Bruchkriterien entwickelt [MCCL68, RICE69, GURS77, OYAN80]. Diese versuchen das Materialverhalten und somit die Schädigung direkt zu berechnen, indem sie von einem Porenvolumen f ausgehen und eine Porenzunahme df aufgrund von Porenneubildung und Porenwachstum aufaddieren.

36

2 Grundlagen

Dmikro = f + dfN eubildung + dfW achstum

(2.34)

Die Berücksichtigung der geminderten Festigkeit des geschädigten Werkstoﬀbereiches gegenüber dem ungeschädigten erfolgt meist in Form einer speziellen Fließfunktion, die das Porenvolumen f abbildet. Erreicht das berechnete Porenvolumen f in Kombination mit der Porenzunahme df ein kritisches Maß, so ist das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs erschöpft und es tritt im Werkstück eine makroskopische Werkstoﬀtrennung und damit ein Riss auf. Zusammenfassung. Eine Vielzahl an mikromechanischen und makromechanischen Schädigungsansätzen sind in den meisten FEM Programmen integriert und werden zur Abschätzung des Formänderungsvermögens eines Werkstoﬀ verwendet. Dabei können die während der Umformung höchst belasteten Umformbereiche gut ermittelt werden. Die Schwierigkeiten treten bei der Bestimmung des maximalen Schadenswertes für die einzelnen Schadenskriterien, Werkstoﬀe und Umformverfahren auf. So ist es bei der Ermittlung des Umformvermögens eines Werkstoﬀs für ein bestimmtes Umformverfahren entscheidend, ein Prüfverfahren auszuwählen, das mit seinem Umformverhalten dem Umformverfahren sehr nahe kommt, damit dessen Umformgeschichte an dem Ort der ersten Rissbildung mit der Umformgeschichte an der kritischen Stelle des Bauteils übereinstimmt bzw. dieser sehr nahe kommt. Die Berücksichtigung verschiedener Umformgeschichten zur Bestimmung eines Werkstückversagens kompensiert in Ansätzen den Nachteil der makromechanischen und mikromechanischen Bruchkriterien, dass ein kritischer Schadenswert in Abhängigkeit von dem Umformprozess variieren kann. In der Arbeit von Zitz [ZITZ95] wird gezeigt, dass durch die Erfassung der bezogenen größten Hauptnormalspannung in Abhängigkeit von der Vergleichsformänderung für unterschiedlichste Prüfkörpergeometrien eine Aufteilung in einen rissfreien und einen rissbehafteten Bereich erfolgen kann. Dazu wurde in Versuchsreihen mit rotationssymmetrischen Prüfkörpern unterschiedlichster Geometrie im Stauchversuch das Umformvermögen ermittelt. Anhand einer FE-Simulation konnte die Umformgeschichte der rissgefährdeten Bereiche ermittelt werden. Durch eine Verbindungslinie der Endpunkte wird der Spannungs- und Verformungsraum in einen rissfreien und einen rissbehafteten Bereich aufgeteilt. Durch die Abbildung einer Umformgeschichte eines rissgefährdeten Bereiches kann anhand des Schnittpunktes mit der Grenzkurve und dem Verlauf der Umformgeschichte ein Grenzumformgrad für diesen Prozess ermittelt werden. Weitere Untersuchungen gehen dahin, nicht nur einen Teil des Spannungs- und Verformungszustands zum Zeitpunkt der Rissentstehung zu betrachten, sondern sowohl den vollständigen Spannungs- und Verformungszustand, als auch die Variation dieses Zustands in Abhängigkeit von der Umformung in die Bruchvorhersage mit einzubeziehen [KLOC03a, KLOC04a].

2.4 Plastizitätstheoretische Lösungsmöglichkeiten für umformtechnische Probleme

2.3.7.3 Grenzformänderung. Bei der Grenzformänderung führt nicht das Werkstoﬀversagen zum Prozesserliegen, sondern verfahrensspeziﬁsche Größen, wie: • • • •

Werkzeugbruch, nicht ausreichende Maschinenkräfte, unzulässige Form- und Maßabweichungen und unzulässige Oberﬂächengüten.

Nach der VDI-Richtlinie 3137 [VDI76] wird bei Erreichen dieser Prozessgrenzen der im Bauteil maximal erreichte Vergleichsumformgrad als Grenzumformgrad ϕvG bezeichnet. Er ist somit eine Maßzahl für die Grenzformänderung. Im Allgemeinen gilt, dass die Grenzformänderung höchstens gleich dem Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs sein kann, in den meisten Fällen ist sie geringer. Dies zeigt sich besonders deutlich in der Massivumformung mit hohen Werkzeugbelastungen (z. B. Kaltﬂießpressen, Warmgesenkschmieden) wobei ϕvG ≤ ϕvB ist, während in der Blechumformung meist werkstückseitiges Versagen auftritt und somit ϕvG = ϕvB ist.

2.4 Plastizitätstheoretische Lösungsmöglichkeiten für umformtechnische Probleme In diesem Kapitel werden, aufbauend auf den in Kapitel 2.3 vermittelten Grundlagen, verschiedene Möglichkeiten zur Analyse umformtechnischer Probleme vorgestellt. Werden die drei Komponenten vx , vy und vz des Geschwindigkeitsfeldes, der Proportionalitätsfaktor λ˙ und die sechs Komponenten des Spannungstensors als Unbekannte eines plastomechanischen Randwertproblems aufgefasst, dann stehen diesen zehn Größen mit dem Stoﬀgesetz, also mit der Fließbedingung, siehe Gleichung 2.12, und dem Fließgesetz, siehe Gleichung 2.25, sieben Gleichungen gegenüber. Die noch fehlenden drei Gleichungen liefern die Gleichgewichtsbedingungen ∂τxy ∂τxz ∂σx + + =0, ∂x ∂y ∂z ∂τyx ∂σy ∂τyz + + = 0 und ∂x ∂y ∂z ∂τzx ∂τzy ∂σz + + =0, ∂x ∂y ∂z

(2.35)

denn unabhängig davon, ob elastische Verformung oder plastisches Fließen vorliegt, muss der Spannungszustand so geartet sein, dass sich alle Gebiete des Werkstücks im Zustand statischen Gleichgewichts beﬁnden. Dynamische Eﬀekte sind in der Regel vernachlässigbar [PAWE76]. Obwohl damit prinzipiell die Lösbarkeit des plastomechanischen Randwertproblems bewiesen

37

38

2 Grundlagen

ist, lässt die Anzahl der partiellen Diﬀerentialgleichungen erahnen, dass eine geschlossene Lösung nur in seltenen Fällen gelingt. Aus diesem Grund hat man eine Vielzahl von Lösungsmethoden entwickelt. Gemäß ihren Lösungsansätzen und Vorgehensweisen kann eine Einteilung getroﬀen werden, siehe Abbildung 2.20.

P la s tiz itä ts th e o r e tis c h e L ö s u n g s v e r fa h r e n in d e r U m fo r m te c h n ik

" e le m e n ta r e " P la s tiz itä ts th e o r ie

a n a ly tis c h e M e th o d e n

P la s tiz itä ts th e o r ie

g r a p h is c h e - , e m p ir is c h e - , a n a ly tis c h e M e th o d e n

E n e r g ie m e th o d e S tr e ife n m o d e ll

G le itlin ie n v e rfa h re n

R ö h r e n m o d e ll a u fg ru n d v o n V e r e in fa c h u n g e n

S c h ra n k e n v e rfa h re n

S tre n g e L ö s u n g

S c h e ib e n m o d e ll

n u m e r is c h e M e th o d e n

V is k o p la s tiz itä t

F e h le r a b g le ic h v e r fa h r e n F in ite - E le m e n te - M e th o d e

a u fg r u n d d e r T h e o r ie

g e s c h lo s e n e L ö s u n g

N ä h e r u n g s lö s u n g

Abbildung 2.20: Plastizitätstheoretische Lösungsverfahren in der Umformtechnik (nach Roll)

Die Lösungsverfahren der elementaren Plastizitätstheorie gehen von geometrischen, kinematischen und stoﬀlichen Vereinfachungen aus und überführen das allgemeine Gleichungssystem in ein System von analytisch lösbaren Gleichungen. Durch den Einsatz leistungsfähiger Digitalrechner besteht heute auch die Möglichkeit, komplexe Probleme zu berechnen. Grundlage dafür sind numerische Berechnungsverfahren, mit denen häuﬁg die analytischen Ansätze behandelt werden. 2.4.1 Lösungsmethoden der elementaren Plastizitätstheorie Die grundlegende Annahme der elementaren Plastizitätstheorie ist, dass ursprünglich ebene Schnitte bei der Umformung keine Verwölbung erfahren. Ist für einen Schnitt die Geschwindigkeit in Normalrichtung bekannt, so kann über die Bedingung der Volumenkonstanz die Geschwindigkeit an anderer Stelle berechnet werden und somit eine Aussage über die dort vorliegende Umformgeschwindigkeit getroﬀen werden.

2.4 Plastizitätstheoretische Lösungsmöglichkeiten für umformtechnische Probleme

Aufgrund dieser Annahmen zur Kinematik des Umformprozesses erhält man einfache Gleichungen für die Umformkraft und die Spannungen. Außerdem impliziert der ebene Bewegungszustand einen homogenen Formänderungszustand im gesamten Schnitt. Folgende Annahmen kennzeichnen die Möglichkeiten und Grenzen der elementaren Theorie: • • • •

der Werkstoﬀ verhält sich homogen und isotrop, es wird ein starr-idealplastisches Werkstoﬀmodell vorausgesetzt, es wird eine ebene Formänderungskinematik angenommen und das Werkstoﬀverhalten wird im plastischen Zustand durch das Fließkriterium und die Volumenkonstanz beschrieben.

Mit diesen Voraussetzungen wird das Problem der plastischen Deformation auf ein statisch bestimmtes System zurückgeführt. 2.4.2 Energiemethode Den geringsten Berechnungsaufwand erfordert die Energiemethode. Mit ihr lassen sich Umformkräfte und -leistungen näherungsweise berechnen. Sie ist anwendbar, wenn die Kinematik des plastischen Fließens eines Fertigungsprozesses abgeschätzt werden kann. Ein Nachteil der Energiemethode besteht darin, dass der Spannungsverlauf nur überschlagsmäßig ermittelt werden kann. Als Beispiel für diese Methode wird das Stauchen eines Vierkantstabes betrachtet [FINK74]. Es soll die Fließspannung kf als Funktion des Vergleichsumformgrades ϕv , also die Fließkurve des Werkstückwerkstoﬀs, aufgenommen werden. Hat die Probe einen quadratischen Querschnitt, dann sind die Umformgrade ϕ1 und ϕ2 während des Stauchvorgangs aus Symmetriegründen einander gleich, so dass aufgrund der Gleichung 2.21 und Gleichung 2.31 ϕv = |ϕ3 | gilt. Während eines Umformschritts |dϕ3 | = dϕv verrichten die Stauchbahnen die Arbeit dWid = FSt |dh| = A · kf |dh| .

(2.36)

Nach der Division durch das Volumen der Stauchprobe ergibt sich dwid =

|dh| A · kf |dh| = kf = kf |dϕ3 | = kf dϕv . Ah h

(2.37)

Durch Integration von Gleichung 2.37 erhält man die volumenbezogene ideelle Umformarbeit wid

39

40

2 Grundlagen

wid =

0

ϕv

kf (ϕv ) dϕv .

(2.38)

Sie hat die Dimension einer Spannung und entspricht der Fläche unterhalb der Fließkurve, siehe Abbildung 2.18. Häuﬁg enthält ein Diagramm außer der Fließgrenze kf (ϕv ) auch den Kurvenverlauf wid (ϕv ). Die bezogene Umformarbeit eines allgemeinen Umformprozesses kann über den Vergleichsumformgrad berechnet werden, so dass die Bestimmung von Umformarbeit, Umformkraft und Werkstückfestigkeit in folgenden Schritten abläuft: 1. Aus der Werkzeugbewegung während des Umformvorgangs, den Geometrieeigenschaften des Problems und der Kontinuitätsgleichung, aber auch aus Versuchen, werden Annahmen über den Stoﬀﬂuss getroﬀen und die Umformgrade ϕ1 , ϕ2 und ϕ3 abgeschätzt. 2. Über Gleichung 2.31 wird der Vergleichsumformgrad ϕv und mit Hilfe der Fließkurve die Fließspannung kf (ϕv ) sowie die volumenbezogene ideelle Umformarbeit wid (ϕv ) bestimmt. Da kf in etwa der Dehngrenze Rp im gleichen Werkstoﬀzustand entspricht, können Aussagen über die zu erwartende Werkstückfestigkeit nach der Umformoperation getroﬀen werden. 3. Aus wid dV (2.39) Wid = V

ergibt sich die für den Umformprozess aufzuwendende ideelle Umformarbeit. 4. Aus der Werkzeugverschiebung und der Umformarbeit wird die Umformkraft berechnet. Es zeigt sich in der Praxis, dass für die meisten Umformprozesse eine eﬀektive Umformarbeit Wef f erforderlich ist, die größer als die ideelle Umformarbeit Wid ausfällt. Das Verhältnis Wid = ηF Wef f bezeichnet man als Umformwirkungsgrad. Ursache für die Diﬀerenz zwischen ideeller und eﬀektiver Umformarbeit ist im Wesentlichen die bisher noch nicht berücksichtigte Reibung zwischen Werkzeug und Werkstück. Auf die Reibung bei umformtechnischen Vorgängen wird in Kapitel 2.8.2, S. 132, eingegangen. 2.4.3 Berechnungsverfahren mit dem Streifen-, Scheiben-, Röhrenmodell Kennzeichnend für dieses Verfahren sind die der Rechnung zugrunde gelegten streifen-, scheiben- und röhrenförmigen Volumenelemente, siehe Abbildung 2.21. Die Werkzeugform bzw. der Umformvorgang bestimmt, welches

2.4 Plastizitätstheoretische Lösungsmöglichkeiten für umformtechnische Probleme

Modell angewendet wird. Die Anwendung der Gleichgewichtsbedingungen führt bei allen drei Modellen zu einer linearen, inhomogenen Diﬀerentialgleichung erster Ordnung. Sie ist zumindest bereichsweise analytisch lösbar. Durch Zusammenfügen der Lösungen mehrerer Bereiche erhält man eine Gesamtlösung.

S tr e ife n R ö h re

S tr e ife n m o d e ll S c h e ib e

R ö h r e n m o d e ll S c h e ib e n m o d e ll

Abbildung 2.21: Volumenelemente in der elementaren Plastomechanik für verschiedene Modellansätze (nach Pawelski)

Als Beispiel wird das Ziehen von Draht oder Rundstäben betrachtet [PAWE76]. Entsprechend Abbildung 2.22 ergibt die Gleichgewichtsbedingung in Ziehrichtung σz + A

dσz + p (1 + µ cot α) = 0 . dA

(2.40)

Die Trescasche Fließbedingung lautet p + σz = kf .

(2.41)

Dabei wird sowohl p als Druckspannung als auch σz als Zugspannung positiv deﬁniert. Die Querschnittsﬂäche A wird als unabhängige Variable gewählt. Die Elimination von p liefert eine gewöhnliche Diﬀerentialgleichung erster Ordnung: µ cot α kf (1 + µ cot α) dσz − σz + =0. dA A A Sie entspricht dem Typ von Diﬀerentialgleichungen

(2.42)

41

42

2 Grundlagen

a

r m

r a

a A 0

s

+ d s z

z

A s

1

F

z

F lä c h e n : A + d A A d A

d A /s in a

Abbildung 2.22: Spannungen am scheibenförmigen Volumenelement beim Ziehen eines Drahtes oder eines Rundstabes nach Pawelski [PAWE76]

σz + f (x) σz + g (x) = 0 ,

(2.43)

wie sie bei Zugrundelegen der elementaren Plastizitätstheorie immer vorliegen. Die Funktionen f (x) beschreiben die Umformgeometrie und den Reibungseinﬂuss. Solche Diﬀerentialgleichungen sind manchmal analytisch, immer jedoch numerisch lösbar, z. B. mit dem Runge-Kutta-Verfahren. Für konstante Werte von kf und µ führt die Lösung auf die Ziehkraftformel nach [SACH27]: Pz = σz (A1 )A1 = kf

1 1+ µ cot α

1−

A1 A0

µ

cot α

(2.44)

2.4.4 Strenge Lösung Sogenannte strenge Lösungen können nur bei einfachen, überschaubaren Problemstellungen gefunden werden. Eine strenge Lösung bedeutet, dass im gesamten plastischen Gebiet Funktionen für die Spannungsverteilung und den Bewegungszustand vorliegen, die die Kontinuitätsgleichung, die Gleichgewichtsbedingungen, die Fließbedingung sowie das Stoﬀgesetz nach von v. Mises erfüllen. Außerdem müssen sie den Randbedingungen genügen. Meistens handelt es sich hierbei um Aufgaben, bei denen durch die Geometrie der Werkzeuge die Spannungs- und Formänderungsgrößen teilweise festgelegt sind. Dies ist oftmals beim ebenen Formänderungszustand möglich.

2.4 Plastizitätstheoretische Lösungsmöglichkeiten für umformtechnische Probleme

Beispiele für Vorgänge, die streng behandelt werden können, sind in [PRAG54] zu ﬁnden. 2.4.5 Gleitlinienverfahren Unter Gleitlinien werden Linien verstanden, die in jedem ihrer Punkte die Richtung der maximalen Schubspannung haben. Die Theorie des Gleitlinienverfahrens beruht auf der ebenen Betrachtung des Umformvorganges. Den drei unbekannten Spannungen σx , σz und τzx stehen die Gleichgewichtsbedingungen in x- und in z-Richtung und die Fließbedingung gegenüber. Die Aufgabe ist also statisch bestimmt. Aus diesen drei statischen Grundgleichungen erhält man ein System partieller Diﬀerentialgleichungen erster Ordnung, die zwei orthogonale Kurvenscharen repräsentieren, die den Gleitlinien entsprechen. Sie werden in α- und β-Gleitlinien eingeteilt. Der Vorteil dieser Methode besteht in der exakten Lösung der Grundgleichungen, so dass Aussagen über den örtlichen Spannungszustand in der Umformzone möglich sind. Als Nachteile sind zu nennen, dass diese Theorie nur für eine ebene Umformung und für einen ideal-plastischen Werkstoﬀ gilt. Auch ist die Berücksichtigung der Wandreibung am Werkzeug schwierig. Wird die Gleitlinienmethode auf axialsymmetrische Probleme angewandt, ergeben sich Formulierungen, die bisher nur mit numerischen Iterationsverfahren gelöst werden können. Man spricht dann vom Hauptlinienverfahren. Eine detailliertere Beschreibung des Verfahrens ﬁndet sich in [HILL50, PRAG54, DIET86]. 2.4.6 Visioplastizität und Messrasterverfahren Mit der Visioplastizitätsmethode, die auch Ist-Verzerrungsmethode genannt wird, können auf plastizitätstheoretischem Wege bessere Annäherungen an wirkliche Umformvorgänge erzielt werden als es mit der reinen Theorie möglich ist. Das umzuformende Versuchswerkstück wird in einer Symmetrieebene geteilt und auf der Teilfuge ein Liniennetz aufgebracht. So kann über die bei der Umformung eintretende Verzerrung des Netzes das Geschwindigkeitsfeld näherungsweise ermittelt werden. Mit diesen Eingangsgrößen werden dann über die Plastizitätstheorie Spannungen und Kräfte berechnet. Dies soll nach [LANG90a] in gekürzter Form an einem axialsymmetrischen Fließpressvorgang erläutert werden, siehe Abbildung 2.23. Es wird angenommen, dass die Stempelgeschwindigkeit und damit die Geschwindigkeit des Werkstoﬀs im unverformten Schaft des Werkstücks den Wert vwz besitze. Dann geht eine Linie I–I im Schaft, siehe Abbildung 2.23, in der Zeit ∆t =

∆s0 ∆vwz

(2.45)

43

44

2 Grundlagen

r I

II

A

v

W z

I

A '

II

z l

Abbildung 2.23: Ermittlung des Geschwindigkeitsfeldes aus dem verzerrten Netz bei einem stationären Vorgang nach [LANG90a]

in die Linie II–II über. In der gleichen Zeit wandert der Kreuzungspunkt A des Netzes in der Umformzone nach A . Wird die Projektion der Strecke AA auf die r-Achse mit ∆sr und diejenige auf die z-Achse mit ∆sz bezeichnet, so besitzt man mit v¯r =

∆sr und ∆t

(2.46)

∆sz . ∆t

(2.47)

v¯z =

Näherungswerte für die Geschwindigkeitskomponenten des Punktes A, die umso genauer sind, je enger das Netz gewählt wurde. Bei instationären Vorgängen erhält man die Geschwindigkeiten auf ähnliche Weise, wenn man die Änderung der Gitterverzerrung für zwei sehr nahe aufeinanderfolgende Schritte des Umformvorgangs feststellt. Aus den Geschwindigkeiten vi kann man nun die Formänderungsgeschwindigkeiten graphisch ermitteln, indem die für die einzelnen Netzpunkte berechneten Geschwindigkeitskomponenten v¯r und v¯z über r und z aufgetragen und durch Kurvenzüge miteinander verbunden werden. Aus den Steigungen dieser Kurven erhält man die Formänderungsgeschwindigkeiten ¯ε˙r =

∂v ¯r ∂r

¯ε˙ϑ = v¯r r

(2.48)

2.4 Plastizitätstheoretische Lösungsmöglichkeiten für umformtechnische Probleme

¯ε˙z =

∂v ¯z ∂z

¯ε˙rz = 1 2

∂¯ vr ∂¯ vz + ∂z ∂r

(2.49)

Dazu muss das Netz fein genug gewählt werden, damit eine Interpolation von v¯r und v¯z auf Linien r = const. und z = const. mit ausreichender Genauigkeit möglich ist. Aus den Formänderungsgeschwindigkeiten lassen sich jetzt auch näherungsweise die Formänderungen berechnen, indem man die Formänderungsgeschwindigkeiten, die ein Teilchen auf seinem Weg entlang einer Bahnlinie erfährt, auﬁntegriert. Berechnet man noch den Vergleichsumformgrad, dann kann man damit aus der Fließkurve die Fließspannung ablesen und damit über das von Mises’sche Fließgesetz Näherungswerte für die Deviatorkomponenten des Spannungszustandes als Funktionen der Ortskoordinaten berechnen. Bei diesem Verfahren wird ein Liniennetz bestimmter Geometrie, das sog. Messraster, auf die umzuformende Blechoberﬂäche aufgebracht und nach der Umformung ausgewertet. Die in der Praxis gebräuchlichsten Rasternetze sind fast ausschließlich aus Kreisen aufgebaut, die jedoch auch mit Quadratrastern kombiniert werden können. Die Auswertung ist bei den Kreisrastern bedeutend einfacher, da sie durch die Umformung zu Ellipsen verzerrt werden, deren Hauptachsen sowohl die Größe als auch die Richtung der Hauptformänderungen anzeigen. Quadratraster verzerren dagegen meist zu undeﬁnierten Rhomben, deren Auswertung sehr schwierig ist [KÜBE80]. Die Kreisraster haben je nach Größe des Ziehteils einen Durchmesser von rund 3 bis 10 mm. Kleine Abmessungen erschweren zwar die Ausmessung, lassen jedoch eine diﬀerenziertere Beurteilung kleinerer Bereiche zu. An die Verfahren zur Aufbringung von Messrastern werden hohe Anforderungen gestellt. Um die Formänderungen genau ermitteln zu können, muss das Raster die Umformung des Blechs ohne Schäden überstehen. Dies bedingt eine gute Haftfähigkeit, wobei das Verformungsverhalten des Blechs möglichst nicht beeinﬂusst werden soll. Ferner muss die Genauigkeit der Abmessungen so weit gewährleistet sein, dass sich ein Ausmessen vor der Umformung erübrigt [MÜSC69]. Das früher weit verbreitete mechanische Aufbringen von Messrastern mit Hilfe von Reißnadel bzw. Anreißzirkel ist hinsichtlich der gerätetechnischen Voraussetzung die kostengünstigste Methode, jedoch auch sehr zeitaufwendig und von geringer Genauigkeit. Zudem darf die durch das Anreißen hervorgerufene Kerbwirkung und die damit verbundene Beeinﬂussung der Werkstoffoberﬂäche gerade bei Feinblechen nicht vernachlässigt werden. Die genauesten und hinsichtlich der Qualität der Raster besten Ergebnisse liefern das elektrochemische und das photochemische Verfahren. Allerdings ist dabei der gerätetechnische Aufwand erheblich größer. Beim elektrochemischen Aufbringen wird das Blech mit einer Schablone bedeckt und angeätzt. Beim photochemischen Verfahren wird das Raster zunächst mit einem lichtempﬁndlichen Lack mittels eines Rasternegativs auf das Blech aufgebracht. Anschließend erfolgt eine Ätzung der nicht durch Lack geschützten Oberﬂäche.

45

46

2 Grundlagen

Eine einfache und wirtschaftliche Möglichkeit ein Liniennetz aufzubringen, ist das Aufdrucken mittels Gummirollstempel, das Siebdruckverfahren oder das Oﬀsetverfahren. Aufgrund der geringen Abriebfestigkeit scheiden diese Methoden für das Tiefziehen in der Regel aus, können jedoch für Streckziehverfahren oder den Zugversuch eingesetzt werden. Bei der Auswertung eines verformten Kreisrasters wird die Länge der beiden Achsen der entstandenen Ellipse gemessen und zur Bestimmung der Umformgrade in Längsrichtung (ϕ1 ) und Breitenrichtung (ϕ2 ) auf den Ausgangsdurchmesser d0 des Kreises bezogen. Mit Hilfe der Volumenkonstanz kann aus den beiden Umformgraden die Formänderung in Dickenrichtung (ϕ3 ) bzw. die örtliche Blechdicke errechnet werden, siehe Abbildung 2.24.

b

d 0

1

1

= j

j 2

= j l = ln

l1

j

j z

= ln

= ln b

s

s 1 0

b d

1

d

0

l1 0

= 0

Abbildung 2.24: Bestimmung der Umformgrade aus einem verformten Messraster

Bei gekrümmten Flächenbereichen ist darauf zu achten, dass die Formänderungen an der Ober- und Unterseite des Blechs annähernd identisch sind. 2.4.7 Schrankenverfahren Für den Fall, dass für ein Umformverfahren die exakte Lösung für die Umformleistung nicht bestimmt werden kann, genügen oftmals die obere und die untere Schranke, zwischen denen die exakte Lösung liegt. Zur Bemessung der Umformmaschinen ist man dabei besonders an der oberen Schranke interessiert. Bei der exakten Lösung erfüllt sowohl das errechnete Spannungsfeld als auch das errechnete Geschwindigkeitsfeld die Gleichgewichtsbedingungen, das

2.4 Plastizitätstheoretische Lösungsmöglichkeiten für umformtechnische Probleme

Stoﬀgesetz, die Bedingung der Volumenkonstanz und alle Rand- und Anfangsbedingungen des Problems. Es gibt in der Regel mehrere Spannungsund Geschwindigkeitsfelder, die unabhängig voneinander einen Teil der genannten Bedingungen erfüllen. Bei der Berechnung der unteren Schranke für die Umformleistung wird nur ein statisch zulässiges Spannungsfeld gefordert, die Kinematik wird nicht berücksichtigt. Ein solches Feld hat nur die Gleichgewichtsbedingungen, die Fließbedingung sowie die Spannungsrandbedingungen zu erfüllen. Bei der Berechnung der oberen Schranke wird von einem kinematisch zulässigen Geschwindigkeitsfeld ausgegangen, das die Volumenkonstanz- und Geschwindigkeitsrandbedingungen erfüllen muss [LANG90a]. 2.4.8 Fehlerabgleichverfahren (FAV) Das FAV hat seinen Ursprung in der direkten Behandlung von Aufgaben der Variationsrechnung. Es ist im Wesentlichen auf ebene und axialsymmetrische Umformvorgänge beschränkt. In einem Gebiet eines Kontinuums wird eine Funktion (Geschwindigkeits-, Spannungsfeld) gesucht, die durch eine Diﬀerentialgleichung und eine Randbedingung bestimmt sei. Für die unbekannte Lösung wird ein Näherungsansatz, z. B. in Form einer Potenzreihe, aufgestellt. Wird diese Näherungslösung in die Diﬀerentialgleichung eingesetzt, so wird diese nicht exakt erfüllt. Der Fehler hängt von der Form des Ansatzes und der Wahl der Parameter ab. Diese Parameter sind nun so zu bestimmen, dass die Fehlerverteilung den gewünschten Anforderungen genügt. Das kann z. B. nach der Methode der kleinsten Fehlerquadrate erfolgen. Im ersten Ansatz wird dabei meist ein viskoses Werkstoﬀgesetz zugrunde gelegt. Danach wird dann das plastische Verhalten des betrachteten Werkstoﬀes berücksichtigt. Bei der praktischen Berechnung wird abwechselnd aus dem konstant gehaltenen Geschwindigkeitsfeld ein Spannungsfeld berechnet bzw. umgekehrt. Dies wird so lange wiederholt, bis die Fehler keine Verkleinerungen mehr zeigen bzw. die Geschwindigkeits- und Spannungsfelder sich nicht mehr ändern. Mit dem Fehlerabgleichverfahren können die örtlichen Geschwindigkeitsverteilungen, Formänderungsgeschwindigkeitsverteilungen, Formänderungen bzw. Verzerrungen, Spannungsverteilungen sowie Fließspannung, Reibwert, Umformkraft und -leistung sowie Temperaturfelder berechnet werden. Gebiete, die während der Umformung starr bleiben, können mit dem FAV nur schlecht erfasst werden. Es entstehen Fehler bezüglich der Einhaltung der Fließbedingung, die sich auch in den plastischen Bereich fortpﬂanzen. Die Folge davon ist eine ungenaue Berechnung der Spannungsverteilung. Die Anwendung dieses Verfahrens ist oftmals durch geometrische Gegebenheiten eingeschränkt. Die ausführliche Beschreibung der Anwendung des FAV beim Stauchen eines zylindrischen Körpers ist in [LANG90a] nachzulesen. Weitere Beispiele werden u. a. in [ROLL81] beschrieben.

47

48

2 Grundlagen

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM) Sowohl in der Blech- als auch in der Massivumformung hat sich die Simulation innerhalb der letzten 20 Jahre als unverzichtbares Werkzeug in der Forschung und industriellen Praxis etabliert. Das am häuﬁgsten eingesetzte Verfahren zur Simulation von Umformprozessen ist die Finite Elemente Methode (FEM). Dabei handelt es sich um ein numerisches Verfahren zur näherungsweisen Lösung kontinuierlicher Feldprobleme. Dies sind Probleme, in denen das Verhalten des Kontinuums durch partielle, orts- und zeitabhängige Diﬀerentialgleichungen beschrieben werden kann. Jede Zustandsgröße (z. B. Spannung, Temperatur) eines Kontinuums besitzt unendlich viele Werte, da sie eine Funktion jedes Punktes des Kontinuums darstellt. Das Problem besitzt folglich eine unendliche Anzahl von Unbekannten. Das Grundprinzip der FEM besteht in der Zerlegung des Kontinuums in endlich viele Teile, die ﬁniten Elemente. Das zunächst komplexe, kontinuierliche Problem wird also in eine endliche Anzahl einfacher, voneinander abhängiger Probleme unterteilt. Angewandt auf Prozesse aus der Umformtechnik erlaubt die FEM Aussagen über Größe und Verteilung verschiedener Zustandsgrößen in Werkstück und Werkzeugen während, bzw. nach der Umformung. Damit stellt sie ein wertvolles Hilfsmittel zur Auslegung und Analyse von Umformprozessen dar. Mittels der FEM lassen sich auch solche umformtechnischen Vorgänge untersuchen, die aufgrund ihrer Komplexität mit analytischen Verfahren nicht oder nur unter großem Aufwand zu behandeln sind. Da die Entwicklung der grundlegenden Konzepte der FEM gleichzeitig und mit unterschiedlichen Motivationen in den Bereichen der angewandten Mathematik, der Physik und der Ingenieurwissenschaften stattfand, ist der Zeitpunkt der Entstehung der FEM nicht exakt festzulegen. Die Bezeichnung „Finite Element Method“ wurde jedoch erstmals 1960 von Clough [CLOU60] verwendet. Die Geschichte der FEM unter Berücksichtigung der Entwicklungen in den drei genannten Fachgebieten ist unter anderem in [HUEB82, KNOT92] aufbereitet. Im Folgenden werden die grundlegenden Konzepte der FEM sowie einige Anwendungsbeispiele aus der Umformtechnik vorgestellt. Ziel ist dabei nicht die Einführung in die Grundlagen der FEM, sondern die Vermittlung der grundlegenden Konzepte sowie einiger Fachbegriﬀe. Zur Einführung in die Grundlagen der FEM für Ingenieure sind z. B. [KNOT92,BETT03,HUEB82] geeignet. In [ROLL93,KOBA89] wird die Methode unter speziellem Bezug auf die Umformtechnik erläutert. Standardwerke zur Vertiefung der Grundlagen sind [BATH96, ZIEN00, REDD93]. 2.5.1 Grundlegende Konzepte der Finite Elemente Methode Auch beim Einsatz umformspeziﬁscher Programmpakete ist es für den Anwender hilfreich, die grundlegenden Konzepte der FEM zu kennen, um Fehler

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

49

zu vermeiden und die Ergebnisse der Berechnung zu bewerten. Der Anwender sollte sich der durch die Software getroﬀenen Annahmen und ihrer möglichen Auswirkungen auf das Berechnungsergebnis bewusst sein. Die Betrachtung eines Prozesses mittels der FEM wird auch als Finite Elemente Analyse (FEA) bezeichnet. Die nachfolgend genannten Schritte ﬁnden in jeder FEA statt [HUEB82, ZIEN00, REDD93, ROLL93]: 1. 2. 3. 4. 5.

Diskretisierung des Kontinuums, Auswahl von Interpolationsfunktionen, Bestimmung der Elementeigenschaften, Zusammensetzen der Elementgleichungen und Lösung der Systemgleichungen.

Während der Diskretisierung des Kontinuums wird die Lösungsdomäne, z. B. das Werkstück, in endlich viele Subdomänen, die ﬁniten Elemente, unterteilt. Dabei werden Typ, Anzahl, Größe und Verteilung der Elemente festgelegt. Die Auswahl von Interpolationsfunktionen, die oft auch als Shape-, Formoder Ansatzfunktionen bezeichnet werden, ﬁndet in der Praxis gleichzeitig mit der Auswahl des Elementtyps statt. Die Interpolationsfunktionen dienen dazu, den Verlauf der Zustandsgrößen innerhalb eines Elementes anzunähern. Als Stützstellen für die Interpolation dienen die Elementknoten. Bei sogenannten linearen Elementen sind dies die Eckpunkte eines Elementes. Elemente höherer Ordnung verfügen über eine festgelegte Anzahl zusätzlicher Knoten auf den Elementkanten, bzw. im Innern der Elemente und liefern aufgrund ihrer höheren Knotenzahl eine genauere Lösung. Wegen ihrer Diﬀerenzierbarkeit bzw. Integrierbarkeit ﬁnden als Interpolationsfunktionen häuﬁg Polynome Verwendung. Die Ordnung der Polynome hängt dabei von der Anzahl der Elementknoten, der Anzahl der Unbekannten eines jeden Knotens sowie den Kontinuitätsbedingungen an den Knoten ab. Da die Interpolationsfunktionen das Verhalten der Zustandsgröße im Elementinnern repräsentieren, stellen die Werte der Zustandsgröße an den Knoten die Unbekannten des diskretisierten Problems dar. Nach der Auswahl der Elementtypen und der zugehörigen Interpolationsfunktionen werden die Elementgleichungen (Elementmatrizen) bestimmt. Diese Gleichungen beschreiben die Zusammenhänge zwischen den primären Unbekannten (z. B. Geschwindigkeit, Verschiebung, Temperatur) und den sekundären Unbekannten (z. B. Spannungen). Zur Bestimmung der Elementgleichungen kommen mehrere Ansätze in Frage. Die grundlegende Variationsformulierung für plastische Probleme lautet [ROLL93, KOBA89]: σV δ ε˙V dV + K ε˙ii δ ε˙ii dV − Fi δui dS = 0 (2.50) δπ = V

V

SF

50

2 Grundlagen

mit: π : δπ : σV : ε˙V : V : K :

Leistung, die durch Umformung und Reibung erzeugt wird Variation der Leistung mit der Variation des Geschwindigkeitsfeldes Vergleichsspannungsfeld Feld der Umformgeschwindigkeit Volumen Straﬀaktor (Penalty-Konstante) zur Begrenzung der Volumenänderung ε˙ii : Volumetrische Formänderung SF : Oberﬂäche Fi : Oberﬂächenkräfte ui : Oberﬂächengeschwindigkeitsfeld

Nun wird mit Hilfe numerischer Methoden das Geschwindigkeitsfeld gesucht, welches Gleichung 2.50 erfüllt. Dieses Geschwindigkeitsfeld minimiert den Leistungsverbrauch und damit den Energieaufwand. Der sogenannte Penalty-Term sorgt dafür, dass die volumetrische Formänderung sehr gering bleibt, die Bedingung der Volumenkonstanz also nahezu erfüllt ist. Zusätzlich muss das gesuchte Geschwindigkeitsfeld den Randbedingungen genügen. Einer der grundsätzlichen Unterschiede zwischen der FEM und anderen numerischen Näherungsmethoden liegt darin, dass die Lösung zunächst für jedes einzelne Element formuliert wird. Um die Eigenschaften des aus den Elementen gebildeten Gesamtsystems anzunähern, werden die Elementmatrizen zur globalen Matrix des Problems zusammengesetzt (assembliert). Weiterhin werden die Randbedingungen (Einspannungen, äußere Kräfte, etc.) eingeführt. Das Zusammensetzen der Elementgleichungen führt zu den Systemgleichungen, die mit Hilfe geeigneter Verfahren gelöst werden. Die zur Integration der Elementmatrizen verwendeten numerischen Integrationsverfahren erfordern die Auswertung der Integrale an bestimmten Punkten innerhalb eines Elementes, den sogenannten Integrationspunkten. Dabei kann die Anzahl der erforderlichen Integrationspunkte bei gleichbleibender Genauigkeit durch gezielte Wahl ihrer Position reduziert werden. Ein überaus gebräuchliches Verfahren zur numerischen Integration in der FEM ist die Gauß-Quadratur. Die Positionen der Integrationspunkte innerhalb eines Elementes sind genau festgelegt und repräsentieren die Positionen, an denen Spannungen und Dehnungen berechnet werden [KOBA89,ROLL93,ZIEN00]. Auch wenn die prinzipielle Vorgehensweise aller FEM basierten Berechnungen gleich ist, unterscheiden sich die verwendeten Programme in einigen grundlegenden Aspekten. 2.5.2 Lagrange’sche und Euler’sche Betrachtung des Kontinuums Die Diskretisierung des Kontinuums kann aus verschiedenen Betrachtungsweisen heraus erfolgen. Die in der FEM gebräuchlichsten Betrachtungsweisen sind die Lagrange’sche und die Euler’sche [BATH96].

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

51

In der Umformtechnik dominiert der Lagrange’sche Ansatz. Dabei bewegen sich die Knoten eines Elementes mit dem Werkstoﬀ. Ein auf einem Knoten reisender Beobachter würde die Veränderung der Zustandsgrößen eines bestimmten Partikels über den gesamten Umformprozess beobachten. Ein Nachteil des Lagrange’schen Ansatzes ist die mit großen plastischen Deformationen einhergehende Verzerrung des Netzes, die unter Umständen eine Neuvernetzung (Remeshing) erfordert. Die danach erforderliche Interpolation der Zustandsgrößen vom verzerrten auf das neu erzeugte Netz führt je nach Anzahl der Neuvernetzungszyklen zu einer unerwünschten, mehr oder weniger stark ausgeprägten Glättung der Zustandsgrößen. Der Euler’sche Ansatz geht von der Bewegung des Kontinuums durch ein ortsfestes Netz aus. Ein Beobachter auf einem Knoten eines solchen Netzes würde die Zustände aller Partikel beobachten, die seinen raumfesten Beobachtungspunkt passieren. Dieser Ansatz ist besonders zur Untersuchung stationärer Prozesse geeignet und wird häuﬁg in der Strömungssimulation eingesetzt. Eine zunehmende Verbreitung ﬁndet der sogenannte ALE („Arbitrary Lagrangian Eulerian“) Ansatz, der eine Kombination der beiden vorgenannten Ansätze darstellt und dem Netz eine vom Werkstoﬀ unabhängige Bewegung erlaubt, solange dabei die Gestalt der betrachteten Domäne erhalten bleibt [KOBA89, WU03]. 2.5.3 Explizite und implizite Lösungsverfahren Die meisten in der Massivumformung verwendeten Programme verwenden sogenannte implizite Verfahren, wohingegen in der Blechumformung und für hochdynamische Anwendungen, wie z. B. Crash-Simulationen, die explizite Zeitintegration weit verbreitet ist. Explizite Verfahren betrachten den untersuchten Prozess als ein in Zeitschritte unterteiltes dynamisches Problem. Die gesuchten Größen zum Zeitpunkt t + ∆t werden allein aus zum Zeitpunkt t verfügbaren Werten bestimmt. Dies geschieht meist mittels des DiﬀerenzenSchemas. Dieses Verfahren ist jedoch nur stabil, wenn der Zeitschritt ∆t kleiner ist, als die Zeit, die eine elastische Welle benötigt, um eine der kürzesten Elementkante entsprechende Strecke zurückzulegen. Damit wird die mögliche Zeitschrittweite abhängig von der im Werkstoﬀ vorliegenden Schallgeschwindigkeit c. Für Festkörper gilt: c=

E . ρ

Die maximal mögliche Zeitschrittweite hängt also von der Dichte ρ und dem Elastizitätsmodul E des Werkstoﬀs ab. Da die Zeitschrittweite im Bereich von Mikrosekunden liegen kann, ist unter Umständen eine sehr hohe Anzahl von Rechenschritten erforderlich. Durch sogenanntes „Mass-Scaling“,

52

2 Grundlagen

bzw. künstliches Erhöhen der Werkstoﬀdichte oder durch künstliche Verkürzung der Prozesszeit wird versucht, die mögliche Zeitschrittweite zu vergrößern. Die durch solche Eingriﬀe bewirkten Masseneﬀekte müssen durch geeignete Maßnahmen kompensiert werden [ROLL93, CHUN98]. Bei Verwendung impliziter Verfahren ist diese Begrenzung nicht gegeben. Implizite Solver suchen die Lösung für jeden Zeitpunkt t + ∆t unter Berücksichtigung der Werte der gesuchten Größen sowohl zum Zeitpunkt t, als auch zum Zeitpunkt t + ∆t [HUEB82]. Wegen der enthaltenen Nichtlinearitäten erfordert dies die Lösung eines nicht linearen Gleichungssystems mittels eines Iterationsverfahrens (z. B. Newton-Raphson) [ROLL93,ZIEN00]. Dem Vorteil der bis um den Faktor 1.000 größeren möglichen Zeitschrittweite im Vergleich zum expliziten Verfahren steht also die für die iterative Gleichungslösung benötigte Rechenzeit gegenüber. 2.5.4 Thermische Kopplung Zur Berücksichtigung thermischer Vorgänge müssen die mechanische und die thermische Berechnung gekoppelt werden. Im Fall der simultanen Kopplung erfolgt dies durch Aufstellen eines vollständig gekoppelten Gleichungssystems. Die nicht simultane Kopplung geht von einer rein mechanischen Formulierung aus, bei der die Temperatur lediglich zur Ermittlung der temperaturabhängigen Werkstoﬀkennwerte (z. B. der Fließkurve) dient. Die mechanische Rechnung berechnet Reibungswärme, Wärme aus der plastischen Deformation und den Wärmeaustausch mit anderen Objekten oder der Umgebung. Diese Daten dienen der thermischen Berechnung als Eingangsgrößen. Diese Kopplung kann bei jeder Iteration (iterative Kopplung), oder bei jedem Zeitinkrement (inkrementelle Kopplung) erfolgen [KOPP99]. 2.5.5 Elementtypen Grundsätzlich werden in der Umformtechnik drei verschiedene Kategorien von Elementen eingesetzt [ROLL93]: • Volumenelemente (Kontinuumselemente), • Membranelemente und • Schalenelemente. In der Massivumformung werden hauptsächlich Kontinuumselemente verwendet. Dabei unterscheidet man in Abhängigkeit vom Formänderungszustand zwischen ebenen, axialsymmetrischen und dreidimensionalen Elementen. Kontinuumselemente ermöglichen es, alle Normal- und Schubspannungen zu erfassen. Die vollständige Deﬁnition eines Elementtyps beinhaltet Elementform, Anzahl der Knoten, die Art der Knotenvariablen und die Interpolationsfunktionen. In der Massivumformung haben sich sogenannte isoparametrische Elemente ohne Mittelknoten etabliert [ROLL93]. Ein Element

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

53

ist dann isoparametrisch, wenn es die gleiche Interpolationsfunktion sowohl für die Zustandsgrößen innerhalb des Elements, als auch für die Koordinatentransformation vom globalen in das lokale Koordinatensystem (Elementkoordinatensystem) besitzt [ZIEN00, ROLL93]. Abbildung 2.25 zeigt beispielhaft einige Elementtypen, die in der Umformtechnik verwendet werden. Typische Elementformen sind Dreieck- und Viereckelemente mit drei bzw. vier Knoten sowie Tetraeder- und Hexaederelemente mit vier bzw. acht Knoten [HUEB82]. In der Blechumformung ﬁnden hauptsächlich Membran- und Schalenelemente, in seltenen Fällen auch Kontinuumselemente Anwendung. Membranelemente können keine Biegemomente übertragen, eignen sich nicht zur Erfassung der Faltenbildung und ﬁnden daher kaum noch Verwendung. Schalenelemente hingegen sind in der Lage, Biegemomente zu übertragen und Faltenbildung in der Blechumformung zu berücksichtigen. Sogenannte dünne Schalenelemente (nach Kirchhoﬀ) besitzen eine endliche Biegesteiﬁgkeit, wohingegen die Schubsteiﬁgkeit unendlich ist. Dicke Schalenelemente (nach Mendlin) besitzen eine endliche Biege- und Schubsteiﬁgkeit [ROLL93]. Da sich dreieckige Schalen- und Membranelemente nur in ihren Knotenfreiheitsgraden unterscheiden, gilt die Darstellung in Abbildung 2.25 a) für beide Elementtypen.

D r e ie c k

V ie r e c k

E b e n e a b

V o lu m e n c d

Abbildung 2.25: Beispiele für in der Umformtechnik verwendete Elementformen: Dreieck (a), Viereck (b), Tetraeder (c) und Hexaeder (d)

54

2 Grundlagen

2.5.6 Nichtlinearitäten Unter einer linearen Analyse versteht man die Analyse eines Problems, das einen linearen Zusammenhang zwischen den aufgebrachten Lasten und der Antwort des Systems aufweist. Die lineare Analyse stellt eine Vereinfachung dar, da jedes reale physikalische System nichtlinear ist. Diese Nichtlinearitäten können jedoch in vielen Fällen vernachlässigt werden. Spricht man von nichtlinearen Problemen in der FEM, so bedeutet das, dass Nichtlinearitäten berücksichtigt werden müssen. Grundsätzlich unterscheidet man zwischen drei verschiedenen Arten von Nichtlinearitäten: • materielle Nichtlinearitäten, • geometrische Nichtlinearitäten und • Nichtlinearitäten in den Randbedingungen. Materielle Nichtlinearitäten resultieren z. B. aus einem nichtlinearen Zusammenhang zwischen Spannung und Verschiebung, wie er bei metallischen Werkstoﬀen nach Verlassen des Hooke’schen Bereichs auftritt. Weitere Ursachen für materielle Nichtlinearitäten sind ein von der Umformgeschwindigkeit und/oder der Temperatur abhängiges Werkstoﬀverhalten sowie Werkstoﬀversagen. Geometrische Nichtlinearitäten werden durch eine Veränderung der Geometrie während der Berechnung verursacht. Sobald die auftretenden Verschiebungen groß sind und daher das Verhalten des Systems beeinﬂussen, liegt eine Nichtlinearität vor. Nichtlinearitäten in den Randbedingungen entstehen z. B. durch die Veränderung der äußeren Lasten bzw. durch die Neukontakt oder Kontaktverlust zwischen zwei Objekten (z. B. Werkzeug – Werkstück). In der Regel triﬀt man in einer typischen umformtechnischen Prozesssimulation alle drei Arten von Nichtlinearitäten an. 2.5.7 Stoﬀgesetze Die in der Simulation von Umformprozessen zur Repräsentation metallischer Werkstoﬀe eingesetzten Stoﬀgesetze lassen sich in zwei Hauptgruppen unterteilen: Solche, die die elastischen Werkstoﬀeigenschaften berücksichtigen, indem sie den Werkstoﬀ zunächst elastisch und bei weiterer Deformation plastisch berücksichtigen, und solche, die den Werkstoﬀ als starr betrachten, bis die plastische Grenze erreicht wird, siehe Abbildung 2.26. Die Verwendung eines starr-plastischen Stoﬀgesetzes beschleunigt die Berechnung und liefert für viele Anwendungen der Massivumformung zufriedenstellende Simulationsergebnisse, da der Anteil der plastischen im Vergleich zur elastischen Formänderung bedeutend größer ist [ROLL93]. Elastisch-plastische Werkstoﬀmodelle sind dort von Bedeutung, wo elastische Eﬀekte, wie z. B. Rückfederung und im Bauteil verbleibende Eigenspannungen, nicht vernachlässigbar sind. Die

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

55

Geschwindigkeitsabhängigkeit des Werkstoﬀverhaltens, wie sie die „viskosen“ Stoﬀgesetze berücksichtigen, spielt für Stahlwerkstoﬀe hauptsächlich in der Warm- und Halbwarmumformung eine Rolle. Die meisten Programme erlauben die Einbeziehung der Temperaturabhängigkeit des Werkstoﬀverhaltens. Die Berücksichtigung von Texturen und der damit verbundenen geometrischen Anisotropie des Werkstoﬀverhaltens ist besonders in der Blechumformung von Bedeutung, gewinnt aber mit den steigenden Anforderungen an die Bauteilqualität auch in der Massivumformung an Wichtigkeit. Die Beachtung der Anisotropie im Spannungsraum (Bauschinger-Eﬀekt) gewinnt besonders in der Massivumformung an Bedeutung.

S to ffm o d e lle fü r g r o ß e F o r m ä n d e r u n g e n

S to ffm o d e lle o h n e e la s tis c h e s V e r h a lte n

v is k o - p la s tis c h

s ta r r - p la s tis c h s j j. 1

.

j

. j

2

2

j

. 1

< j

. 2

< j

.

j

s

j. . j .

j

.

j

1 ,

.

V e r h a lte n

e la s tis c h v is k o - p la s tis c h

e la s tis c h - p la s tis c h

s .

j

1 ,

¹

S to ffm o d e lle m it e la s tis c h e m

j j

2 1

3

j j

. 1

¹

j

.

.

s 2

3

2

j j

. 1

< j

. 2

j

.

3

.

2 1

< j. 3

j

Abbildung 2.26: Einteilung der Stoﬀmodelle für große plastische Formänderungen [ROLL93]

2.5.8 Software Zur Prozesssimulation in der Umformtechnik haben sich kommerziell verfügbare und auf Umformprozesse zugeschnittene FEM Pakete etabliert. Eine Übersicht über derartige Pakete bietet z. B. [ADLO04]. Diese Programme bieten Benutzerschnittstellen, die den Bedarfen der Umformtechnik angepasst sind und erleichtern dem Anwender so den Aufbau und die Durchführung der Simulationen. Die vereinfachte Bedienbarkeit solcher spezialisierter Programmsysteme geht meist mit einer Einschränkung der Möglichkeiten zur Einﬂussnahme auf das Modell einher. Sogenannte „general purpose“ Systeme dagegen sind zwar hoch ﬂexibel und bieten auch außerhalb der Umformtechnik vielfältige Einsatzmöglichkeiten, erfordern jedoch während der Modeller-

56

2 Grundlagen

stellung oft ein großes Maß an Erfahrung und einen höheren Zeitaufwand. Je nach Anwendungsspektrum ist der Einsatz verschiedener FEM-Programme innerhalb eines Unternehmens daher durchaus üblich. Innerhalb der auf die Umformtechnik spezialisierten Programme wird zwischen Programmen für die Blechumformung und solchen für die Massivumformung unterschieden. Die Unterteilung resultiert aus den unterschiedlichen Anforderungen, die die Fertigungsprozesse an die Simulation stellen und äußert sich beispielsweise in den verwendeten Elementtypen sowie den Möglichkeiten zu Beschreibung des Werkstoﬀverhaltens. Die Entscheidung, ob ein Problem zweidimensional oder räumlich untersucht werden soll, hängt von der Aufgabenstellung und dem vorherrschenden Formänderungszustand ab. Viele Problemstellungen weisen Achsen- bzw. Rotationssymmetrie auf, bzw. es kann ein ebener Dehnungs- bzw. Spannungszustand angenommen werden [ROLL93]. Durch Ausnutzung vorliegender Symmetrien kann die benötigte Rechenzeit im Vergleich zur dreidimensionalen Berechnung eines ganzen Bauteils deutlich reduziert werden. 2.5.9 Hardware Mit der raschen Entwicklung in der Computerbranche wird Rechenleistung fortlaufend günstiger. Waren zur Durchführung von Berechnungen mittels der FEM vor einigen Jahren noch kostenintensive Rechenanlagen erforderlich, so verfügt heutzutage bereits ein Großteil der als Arbeitsplatzrechner eingesetzten Personalcomputer (PC) über die zur Durchführung einfacher Berechnungen notwendigen Voraussetzungen hinsichtlich Arbeitsspeicher und Rechenleistung. Personalcomputer zur Berechnung größerer Probleme sind bereits zu moderaten Preisen erhältlich. Als Folge der geringen Hardwarekosten im PCBereich ist die überwiegende Mehrheit aller kommerziellen FE-Pakete auch für die auf solchen Rechnern üblicherweise eingesetzten freien oder proprietären Betriebssysteme erhältlich. Zur Behandlung sehr anpruchsvoller Probleme mit einer großen Anzahl von Elementen bietet sich solche Hardware auch zum Betrieb in sogenannten Clustern an. Dabei werden mehrere Rechner so miteinander vernetzt, dass ein umfangreiches Problem parallel auf mehreren Computern berechnet werden kann. Voraussetzung dafür ist die Unterstützung dieser Funktionalität durch die FE Software. Die Rechenzeit für ein Problem reduziert sich dabei nicht linear mit der Anzahl der Knoten (hier: Rechner) eines Clusters. Der eﬀekive Geschwindigkeitszuwachs hängt vielmehr von der eingesetzten Hard- und Software ab. Das Verhalten einer Software in Abhängigkeit der verfügbaren Rechenleistung bezeichnet man als Skalierbarkeit. Eine Software skaliert gut, wenn sich die für eine Aufgabe benötigte Rechenzeit bei Verdopplung der verfügbaren Rechenleistung in etwa halbiert.

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

57

2.5.10 Phasen einer Finite Elemente Analyse (FEA) Eine typische Finite Elemente Analyse (FEA) ﬁndet aus Anwendersicht in drei Phasen statt: • Datenaufbereitung mittels des Preprozessors, • Berechnung und • Auswertung der Ergebnisse mittels des Postprozessors. Mit Hilfe des Preprozessors stellt der Anwender der Software alle zur Modellierung des Problems notwendigen Informationen zur Verfügung. Dabei muss er das Problem soweit abstrahieren, dass es mit Hilfe der Software abgebildet werden kann. Die getroﬀenen Vereinfachungen und die Qualität der Daten, die der Anwender dem System übergibt, haben dabei entscheidenden Einﬂuss auf die Qualität der Simulationsergebnisse. In der Regel beinhaltet das Preprozessing folgende Schritte: • • • •

Geometriedeﬁnition, Vernetzung, Eingabe der Werkstoﬀdaten und Deﬁnition der Randbedingungen.

Moderne Programme verfügen über Importﬁlter für gebräuchliche CAD Formate. Die Geometrien der an der Simulation beteiligten Objekte können daher oft aus in der Konstruktion bzw. dem Werkzeugbau in elektronischer Form vorhandenen 2D oder 3D CAD Datensätzen übernommen werden. Nach der Deﬁnition aller Objektgeometrien, ﬁndet die Vernetzung der Objekte (Diskretisierung) statt. Zur Netzerzeugung stellen die meisten Softwarehersteller Werkzeuge zur Verfügung, die eine schnelle Vernetzung von Geometrien erlauben. Stoßen diese Werkzeuge an ihre Grenzen, so können separat angebotene, kommerzielle Netzgeneratoren (Mesher) eingesetzt werden. Stehen mehrere Elementtypen zur Verfügung, so liegt die Auswahl beim Anwender. Spezialisierte Softwarepakete geben jedoch häuﬁg einen Elementtyp vor. Größe und Verteilung der Elemente werden durch den Anwender bestimmt. Der Elementtyp und die Elementdichte eines Netzes besitzen einen signiﬁkanten Einﬂuss auf die Qualität des Simulationsergebnisses. Grundsätzlich gilt, dass die Verwendung einer größeren Anzahl von Elementen zu genaueren Ergebnissen führt. Zur Einsparung von Rechenzeit werden häuﬁg adaptive Netze mit einer örtlich variierenden Dichte verwendet, so dass lokale Gradienten in den Zustandsgrößen besser aufgelöst werden können. Einige Programme bieten die Möglichkeit zur automatischen, adaptiven Neuvernetzung, bei der die Elementdichte automatisch an vorliegende Gradienten angepasst wird. Nach der Diskretisierung erfolgt die Eingabe der mechanischen und thermophysikalischen Werkstoﬀdaten. Dieser Schritt erfordert die Verfügbarkeit

58

2 Grundlagen

der entsprechenden Daten unter den in der Simulation auftretenden Bedingungen. Im Anschluss werden die Randbedingungen wie äußere Lasten, Kontaktbedingungen und Reibung zwischen verschiedenen Objekten sowie Geschwindigkeiten vorgegeben. Nach der Berechnung werden die Ergebnisse im sogenannten Postprozessor ausgewertet. Je nach Software bietet sich hier eine Vielzahl von Möglichkeiten zur graphischen Darstellung und Weiterverarbeitung der Ergebnisse. Die Auswertung der Ergebnisse beinhaltet auch die kritische Beurteilung der Ergebnisse durch den Anwender. Ein Vergleich der Resultate mit Erfahrungswerten, überschlägigen Berechnungen oder experimentellen Ergebnissen ist unverzichtbar. Zu den möglichen Fehlerquellen einer FE Analyse gehören: • Diskretisierungsfehler durch Interpolation der Geometrie bei der Vernetzung und Interpolation der Zustandsgrößen, • fehlerhafte Eingangsdaten (z. B. Werkstoﬀdaten, Prozessdaten, Reibverhältnisse), • numerische Fehler (z. B. durch numerische Integrationsverfahren) und • Rundungsfehler durch begrenzte Genauigkeit der Gleitkommadarstellung im Rechner. 2.5.11 Einsatz der FEM in der Umformtechnik Aufgrund der unterschiedlichen Prozesskinematiken und der verschiedenen Schwerpunkte bei der Prozessbetrachtung ist ein Großteil der FEM Programme auf spezielle Verfahren der Massivumformung und der Blechumformung zugeschnitten. Nur wenige Programme eignen sich für beide Bereiche. Die Geometrie der Bauteile und die auftretenden Verformungszustände führen dazu, dass in der Massivumformung überwiegend mit Volumenelementen und in der Blechumformung mit Schalenelementen gearbeitet wird. Auch der Fokus der Ergebnisauswertung ist deutlich unterschiedlich. Wird in der Massivumformung der Materialﬂuss und damit das Formfüllungsverhalten und das Formänderungsvermögen sowie die Werkzeugbelastung untersucht, liegen in der Blechumformung schwerpunktmäßig das Formänderungsvermögen (Ausdünnung und Risswahrscheinlichkeit), die Faltenbildung und die Rückfederung des Bauteils im Fokus der Betrachtung. 2.5.11.1 Massivumformung. Hand in Hand mit der steigenden Rechnerleistung führten feinere und detailliertere Modelle in den 90er Jahren zu einer drastischen Verbesserung der Massivumformsimulation. Kommerzielle FEMSysteme erlauben die Berechnung des 3D-Werkstoﬀﬂusses einer Umformstufe mit einer hohen Genauigkeit in wenigen Stunden. Der Fokus wird bei der Simulation von Massivumformprozessen werkstückseitig meist auf den Werkstoﬀﬂuss, die Formfüllung, den späteren Faserverlauf, die Werkstoﬀverfestigung, die Gefügeausbildung und das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs gelegt. Auf der Werkzeugseite werden die mechanischen, thermischen

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

59

und tribologischen Werkzeugbelastungen und die Werkzeugnachgiebigkeit bestimmt. In den letzten Jahren haben sich so für den industriellen Einsatz mehrere praxistaugliche Programme für die Massivumformung etabliert [ADLO04]. Der Nutzen einer FE-Simulation und das mögliche Einsparpotenzial ist laut [FELD01] nicht mehr zu vernachlässigen. Werkzeugauslegung. Mechanische Werkzeugbelastungen. Zur Berechnung von Werkzeugbelastungen müssen die elastischen Materialeigenschaften bekannt sein. In Abbildung 2.27 sind die auftretenden Matrizenbelastungen dargestellt, die infolge einer Querﬂießpressoperation zur Herstellung einer Schrägverzahnung auftreten. Eine Betrachtung der in die Matrize induzierten Spannungen zeigt, dass die maximalen Hauptnormalspannungen σ1 durch eine Vorspannung der Matrize deutlich reduziert werden können. So treten in der nicht vorgespannten Matrize im Bereich des Zahnfußes die maximalen Zugspannungen auf. Der Zahnfuß wirkt auf die Matrize als Kerbe und kann in Kombination mit den hohen Zugspannungen zur Rissbildung in diesem Bereich der Matrize führen. Eine nicht vorgespannte Matrize zeigt nach kurzer Einsatzzeit in nahezu jedem Zahnfuß Haarrisse, die radial nach außen wachsen. Mit Hilfe einer Matrizenvorspannung kann die Rissbildung unterbunden werden. Dazu darf bei maximaler Belastung durch den Umformvorgang die erste Hauptnormalspannung im Zahnfuß der Matrize nicht im positiven Bereich (Zugspannungsbereich) liegen. o h n e V o rs p a n n u n g

s

m it V o r s p a n n u n g

1 [ M P a ] 1 0 0 0

5 0 0 0 -5 0 0 -1 0 0 0 R is s b ild u n g

K a ltflie ß p r e s s e n e in e r S c h r ä g v e r z a h n u n g W e rk s tü c k w e rk s to ff:

1 6 M n C r5

W e rk z e u g w e rk s to ff:

H S 6 -5 -2

W e rk z e u g h ä rte :

6 4 H V

Z ä h n e z a h l:

2 4

M o d u l:

2 m m

Abbildung 2.27: 3D-Simulation der Belastungen einer Werkzeugmatrize zum Querﬂießpressen einer Schrägverzahnung

60

2 Grundlagen

Tribologische und thermische Werkzeugbelastungen. Am Beispiel des Feinschneidprozesses soll gezeigt werden, wie die FE-Simulation dazu genutzt werden kann, die tribologischen Bedingungen, wie z. B. die Kontaktspannungsverteilung, die Relativgeschwindigkeiten der Kontaktpartner und die Temperaturverteilung zu ermitteln. Analytische Betrachtungen können hier nur grobe Anhaltswerte über die Größenordnung der zu erwartenden Kontaktnormalspannungen geben. Die thermischen Vorgänge sind sehr transient, so dass elementare Betrachtungen keine genügende Genauigkeit aufweisen, um zur Korrelation mit Verschleißvorgängen herangezogen werden zu können. Weiterhin lassen sich beim Feinschneiden die entstehenden Temperaturen nur unter sehr hohem Aufwand messtechnisch erfassen, wobei die Messergebnisse insgesamt nicht zufriedenstellend ausfallen. Der interessierende Bereich, in dem die Gefahr der Adhäsionsbildung am größten ist, ist der Bereich direkt über der Stempelkante. Es ist nahezu unmöglich, diesen Bereich mit Thermoelementen zu erreichen. Des Weiteren ist der durch die hohe Temperatur betroﬀene Bereich sehr klein, so dass nach Öﬀnen des Werkzeugs schon ein so großer Temperaturabfall stattgefunden hat, dass eine pyrometrische (optische) Messung zu diesem Zeitpunkt keinen Sinn mehr macht. Aus diesem Grund bietet sich auch hier eine FE-Simulation des Vorgangs an. Für das in Abbildung 2.28 dargestellte Beispiel ist das Temperaturfeld einmal mit und einmal ohne Reibung berechnet. Für das Reibmodell wurde ein freies Reibgesetz verwendete, dass einen trockenen Kontakt der Reibpartner charakterisiert und in Kapitel 2.8.2.3 näher beschrieben wird. Für die in Abbildung 2.28 angegebenen Parameter sind die berechneten Maximaltemperaturen für beide Fälle gleich hoch. Zu Beginn des Einschneidvorgangs unterscheiden sich die Kontaktzonentemperaturen nicht signiﬁkant, am Ende werden für den reibungsbehafteten Fall deutlich höhere Temperaturen berechnet. Aus diesen Ergebnissen kann man für den hier vorliegenden Fall auch ableiten, dass der durch den Umformvorgang erzeugte Wärmeanteil wesentlich größer als der Reibwärmeanteil ist. Dieses ist aber nicht grundsätzlich so, sondern gilt beispielhaft nur für die in Abbildung 2.28 gezeigten Bedingungen. Werkstückauslegung. Bestimmung von Werkstückgeometrien. Das Feinschneiden gehört zur Gruppe der blechtrennenden Fertigungsverfahren, die in der Formgebungszone ablaufenden Umformvorgänge entsprechen allerdings denen der Massivumformung. Deshalb werden Feinschneidvorgänge im Allgemeinen mit den Methoden der Massivumformung beurteilt. Bis zum Zeitpunkt der endgültigen Abtrennung des Werkstoﬀs handelt es sich beim Feinschneiden um eine reine Werkstoﬀumformung, die durch eine starke Scherung charakterisiert ist. Durch die stark lokalisierte Scherung und Oberﬂächenneugenerierung ergeben sich simulationstechnisch besondere Randbedingungen: Insbesondere die Elemente an den Oberﬂächen und in der oberﬂächennahen Randzone können sehr schnell stark verzerrt werden. Um die Simulation dennoch stabil weiterführen zu können, müssen die Netze häuﬁg neu generiert werden, wobei

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

61

T e m p e ra tu r / ° C

m it R e ib u n g

1 4 0

S te m p e l

1 2 0 W e rk s tü c k T

m a x

1 0 0

= 9 2 ° C

T

m a x

= 1 3 6 °C

T

m a x

= 1 2 0 ° C

8 0

o h n e R e ib u n g

6 0 4 0 2 0

T

m a x

= 9 4 ° C

M a te r ia l: 1 6 M n C r 5 ;

T

m a x

= 1 3 6 °C

P ro z e s s s ta rtte m p e ra tu r: 2 0 ° C ;

T

m a x

F lie ß s p a n n u n g k f = 4 5 0 M P a

0

= 8 9 °C b e i 2 0 ° C u n d j = 2 ,5 s

-1

Abbildung 2.28: 2D-Simulation des Temperaturfeldes während des Feinschneidvorgangs [RAED02]

die berechneten Knoteninformationen auf das neue Netz übertragen werden müssen. Dies erfolgt im Allgemeinen automatisch. Ein ganz besonderes Problem tritt beim Feinschneiden feiner Konturen, z. B. von Verzahnungen, auf. Hier wird das Material zu Beginn des Feinschneidvorgangs besonders stark an den Kanten in Schnittrichtung eingezogen. Man nennt dieses Phänomen Kanteneinzug. Kanteneinzüge sind unerwünscht, weil sie die nutzbaren Funktionsﬂächen verkleinern. Es ist deshalb zur Auslegung der Aktivelemente eines Feinschneidwerkzeuges, dies sind Schneid- und Gegenstempel sowie Matrize und Ringzacke (Niederhalter), von besonderer Bedeutung, den zu erwartenden Kanteneinzug vorher zu bestimmen, um ggf. über die Werkzeugauslegung und die Prozessführung Gegenmaßnahmen einzuleiten. Die Abbildung 2.29 zeigt den Aufbau einer 3DSimulation für das Feinschneiden eines Zahnrades und die Ausbildung des Einzugs an der Blechoberﬂäche. Durch Ausnutzung der ebenen Symmetrie des Zahnrades reicht es für den Modellaufbau aus, eine halbe Zahnbreite abzubilden. Die vier beteiligten Werkzeugelemente wurden starr abgebildet, für das Werkstück wurde ein elastisch-plastisches Materialverhalten (Stoﬀgesetz) zugrunde gelegt. Die Berechnungsergebnisse zeigen, dass der Kanteneinzug am Kopf sehr stark ist, da beim Einleiten des Schneidvorganges an der Blechoberﬂäche im Bereich der Scherzone die Spannungen nicht ausreichend sind, damit sich plastisches Fließen einstellt. Das Material wird im Bereich des Zahnkopfes aufgrund der Relativbewegung zwischen Stempel und Matrize gebogen, so dass eine plastische Verformung des Zahnkopfes in Zahnbreitenrichtung auftritt. Zusammenfassend kann gesagt werden, dass die Simulation

62

2 Grundlagen

des Feinschneidens mit der Simulation eines Kaltumformprozesses verglichen werden kann. S te m p e l M a tr iz e B a u te il

S im u la tio n s e r g e b n is

V e r g le ic h s s p a n n u n g M P a

S im u la tio n s s c h r itt 5 0

S im u la tio n s s c h r itt - 1

7 5 0

4 0 m m

7 0 0

S im u la tio n s a u fb a u

6 5 0

S c h n e id s te m p e l m it E v o lv e n te

S im u la tio n s s c h r itt 1 5 0

6 0 0

S im u la tio n s s c h r itt 3 0 0

N ie d e r h a lte r

5 5 0

B le c h

M a tr iz e

M a te r ia l: 1 6 M n C r 5 ;

5 0 0 G e g e n s te m p e l

P ro z e s s s ta rtte m p e ra tu r: 2 0 ° C ;

4 5 0 F lie ß s p a n n u n g k f = 4 5 0 M P a

b e i 2 0 ° C u n d j = 2 ,5 s

-1

4 0 0

Abbildung 2.29: 3D-Simulation eines Feinschneidvorgangs im Hinblick auf die Bildung eines Einzugs an der Blechoberﬂäche [KLOC02a]

Als Beispiel für die Warmumformung soll das Taumelschmieden einer Radnabe aus C55E betrachtet werden. Die Abbildung 2.30 zeigt die Simulation des Taumel-schmiedeprozesses mit Hilfe der FEM. Es handelt sich hierbei um ein inkrementell arbeitendes Umformverfahren, bei dem die Kontaktﬂäche zwischen Obergesenk und Werkstück klein im Verhältnis zur Gesamtﬂäche ist und mit fortschreitender Umformung um die Werkstückachse rotiert. Durch das partielle Umformen kann die Umformkraft im Gegensatz zum Massivumformen deutlich reduziert werden. Abbildung 2.30 zeigt das feststehende Untergesenk und ein Obergesenk, welches eine lineare Vorschubbewegung ausführt, der eine taumelnde Vorschubbewegung überlagert wird. Aufgrund der komplexen Prozesskinematik muss die Berechnung dreidimensional durchgeführt werden, auch wenn das erzeugte Bauteil rotationssymmetrisch ist. Der Schnitt durch das Hauptteil zeigt, dass die Vergleichsspannungen im Bereich des unteren Zapfens die Fließspannung kf des Werkstoﬀs kaum übersteigt. Dies ist in Flanschbereichen nicht so. Der Flansch wird gut ausgeformt. Aufgrund der vollständigen Formfüllung kommt der Werkstoﬀﬂuss im Flanschbereich zum Erliegen. Trotz erhöhter Stempelkräfte kann die Fließbedingung im Bereich des Zapfens nicht aufrecht erhalten werden. Eine vollständige Formfüllung des Zapfens ist mit den gezeigten Parametern nicht möglich.

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM) V e r fa h r e n s p r in z ip lin e a r e V o rs c h u b b e w e g u n g

ta u m e ln d e V o rs c h u b b e w e g u n g T a u m e lw in k e l

S im u la tio n s s c h r itt 1 0 0

63

V e r g le ic h s s p a n n u n g

S im u la tio n s s c h r itt 2 0 0

M P a 4 0 0

S te m p e lk ra ft

3 0 0

S p a n n u n g s v e r te ilu n g

K o n ta k tflä c h e

S im u la tio n s s c h r itt 4 0 0

S im u la tio n s s c h r itt 5 0 0

2 0 0

R o ta tio n d e r K o n ta k tflä c h e M a te r ia l: C 5 5 E ;

P ro z e s s s ta rtte m p e ra tu r: 7 2 0 ° C ;

2 0 0

F lie ß s p a n n u n g k f

= 3 0 5 M P a

b e i 7 0 0 ° C u n d j = 3 ,5 s

-1

0

Abbildung 2.30: 3D-Simulation des Taumelschmiedens

Bestimmung einer Stadienfolge. In der Stadienfolge werden die wichtigsten Arbeitsschritte der Umformprozesskette bis zum Erreichen der Endkontur festgelegt. Als Beispiel soll hier das Schmieden einer Exzenterwelle für eine vollvariable Ventilsteuerung dienen. Die Abbildung 2.31 zeigt die Stoﬀﬂusssimulation dieses komplexen Schmiedeteils. Eine Darstellung des realen Bauteils und der einzelnen Zwischenstufen zeigt Abbildung 3.55. Mittels Induktion wird der zylindrische Ausgangsrohling (Abschnitt) auf die Prozessstarttemperatur von 1.250 ℃ erwärmt. Da das Zahnsegment in der Mitte der Exzenterwelle eine stark inhomogene Werkstoﬀverteilung über die Länge des Schmiedeteils erfordert, wird in einer ersten Umformstufe mittels Vorstauchen in diesem Bereich eine Materialanhäufung eingebracht. Im Anschluss folgt eine Vorformstufe und abschließend die Fertigstufe. In der Fertigstufe wird weitgehend die Endkontur der Exzenterwelle mit Schmiedeaufmaß erreicht. Da die fast vollständige Formfüllung schon in der Vorstufe erzielt wird, dient die Fertigstufe in erster Linie dazu, die Toleranzbreite nochmals zu reduzieren und eventuell auftretende Maßabweichungen infolge eines Werkzeugverschleißes in der Vorstufe auszugleichen. Der Vergleich der Simulationsergebnisse mit dem Realbauteil in Abbildung 3.55 zeigt, dass die Simulation den Prozess gut abbildet, was sich auch deutlich in der geringen Gratausbildung zeigt. Mit Hilfe der Simulation konnte so eine Stadienfolge mit einer optimalen Werkstoﬀausnutzung realisiert werden. Ebenfalls konnte mit Hilfe der FE-Simulation die erreichbare Bauteilqualität eines querﬂießgepressten geradverzahnten Stirnrades, bei dem beide Verfahrensprinzipien radiales Querﬂießpressen und „divided ﬂow“ zum Einsatz kommen, berechnet werden. Die Abbildung 2.32 zeigt in der oberen Bild-

64

2 Grundlagen A b s c h n itt

V o r s ta u c h lin g

V o rs tu fe

F e r tig s tu fe

T / °C 1 3 0 0 1 2 5 0 1 2 0 0 1 1 5 0 1 1 0 0 M a te r ia l: 3 8 M n V S 6 ;

S ta rtte m p e ra tu r: 1 2 5 0 ° C ;

F e s tig k e its k e n n w e r te b e i 2 0 ° C : R

P 0 .2

= 6 6 5 M P a , R m

= 8 9 5 M P a

Abbildung 2.31: 3D-FEM-Stoﬀﬂusssimulation beim Schmieden einer Exzenterwelle in drei Stufen (Quelle: Hirschvogel Umformtechnik GmbH)

reihe die erste Umformstufe, bei der ein ringförmiger Stempel ein „geteiltes Fließen“ („divided ﬂow“) sowohl in axialer als auch radialer Richtung einleitet. Im inneren Bauteilbereich ﬁndet ein Materialﬂuss in axialer Richtung und im äußeren Bauteilbereich in radialer Richtung nach außen statt. In der ersten Umformstufe reicht der radiale Materialﬂuss nicht aus, um eine vollständige Materialfüllung der Zähne zu erzielen. Daher wird in der zweiten Umformstufe durch ein Stauchen des äußeren Zahnradbereiches in axialer Richtung das Material radial nach außen in die Zahnform und radial nach innen gepresst. Somit wird über die komplette Zahnbreite die Zahnform ausgebildet. Diese beiden Beispiele zeigen, dass die FE-Simulation ein wichtiges Hilfsmittel bei der Auslegung einzelner Umformstufen in der Massivumformung ist. Erkennt der Konstrukteur in der Simulationsrechnung Probleme, so kann er auf unterschiedlichste Art eingreifen. Zum einen kann er durch Variation der Einlegeposition in die Gravur das Endergebnis positiv beeinﬂussen, zum anderen kann eine Änderung der Werkzeuggeometrie der entsprechenden Umformstufe notwendig sein. Eine Änderung der vorgelagerten Umformstufe wäre mit einem deutlich höheren Aufwand verbunden und ist keineswegs wünschenswert. Daher gibt es Bestrebungen, ausgehend von der Fertigteilgeometrie durch Rückwärtssimulation des Materialﬂusses die einzelnen Umformstufen zur ermitteln. Dabei ist die sichere Vorhersage des Werkstoﬀﬂusses unabdingbar, da sonst eine genaue Ermittlung der einzelnen Umformstufen nicht möglich ist [BEHR04a]. Modellierung von Wärmebehandlungsvorgängen. Bei der Wärmebehandlung laufen viele thermische, umwandlungsbedingte und mechanische Vorgänge

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

65

V e r g le ic h s u m fo rm g ra d

1 . U m fo rm s tu fe

1 ,6

1 ,2

F

2 . U m fo rm s tu fe F

0 ,8

F

0 ,4

M a te r ia l: 4 2 C r M o 4 ; P r o z e s s s ta r tte m p e r a tu r : 6 5 0 ° C ; F lie ß s p a n n u n g k f = 4 1 0 M P a

b e i 6 0 0 °C u n d j = 8 s

-1

0

Abbildung 2.32: 3D-Simulation des Querﬂießpressen schrägverzahnter Stirnräder in zwei Stufen mit dem Verfahrensprinzip „divided ﬂow“

gleichzeitig ab, die sich gegenseitig beeinﬂussen. Daraus ergeben sich die Anforderung an die Eingangsdaten, die für die Simulation der Wärmebehandlung benötigt werden. So müssen neben dem temperaturabhängigen elastischen und plastischen Materialverhalten auch Angaben zur Gefügeumwandlung (z. B. ZTU- und ZTA-Diagramme), Diﬀusionskoeﬃzienten, Kohlenstoﬀverteilung sowie Aufkohlungs- und Diﬀusionszeiten bekannt sein. Viele dieser Größen sind nur schwer zu bestimmen oder mit einer großen Ungenauigkeit behaftet. Dies gilt besonders, wenn die gegenseitige Abhängigkeit der Vorgänge voneinander berücksichtigt werden soll. Daher ist die Ermittlung dieser Materialdaten meist sehr aufwendig und kostenintensiv, so dass solche Berechnungen bisher meist nur bei besonders anspruchsvollen Bauteilen eingesetzt werden. Die Abbildung 2.33 zeigt auf der linken Seite die Martensitbildung an den Zahnﬂanken eines Kegelrades aus Kohlenstoﬀ-Manganstahl, die sich beim Abkühlen von einer Austenitisierungstemperatur von 850 ℃ bis auf Raumtemperatur einstellt. Als Abkühlmedium wird Öl verwendet. Die rechte Seite in Abbildung 2.33 zeigt eine sich unter Kenntnis des Rekristallisationsverhaltens des Werkstoﬀes einstellende Korngrößenverteilung beim Hammerschmieden einer Niederdruckverdichterscheibe aus Inconel 718. In thermisch und mechanisch hoch belasteten Bauteilen spielt die Korngröße eine wichtige Rolle, wobei eine gegenläuﬁge Tendenz zu erkennen ist. Mit sinkender Korngröße steigt die Festigkeit des Werkstoﬀes an, aber die Kriechfestigkeit fällt ab [GOTT98]. In Turbinenbauteilen wird versucht, in unterschiedlichen Bauteilbereichen unterschiedliche Korngrößen einzustellen. Dies

66

2 Grundlagen

ist durch eine gezielte, über den Bauteilquerschnitt inhomogene thermomechanische Führung des Umformprozesses erreichbar. W ä r m e b e h a n d lu n g (H ä rte p ro z e s s ) Z ie - W - G - V - E

lg r ö ß e e rk s to e fü g e v e rz ü g e ig e n s p

n : ffs tru k tu r e r te ilu n g

1 0 0 %

H a m m e r s c h m ie d e n M a r te n s it

a n n u n g e n 1 0 0 %

B a in it

N ie d e r d r u c k v e r d ic h e r s c h e ib e a u s In c o n e l 7 1 8 Z ie lg r ö ß e n : - S to ffflu s s - K o r n g r ö ß e n v e r te ilu n g in A S T M 1 5 1 4 1 3 1 2 1 1 1 0 9 8 7

K e g e lr a d a u s K o h le n s to ff- M a n g a n s ta h l 6

Abbildung 2.33: Modellierung von Wärmebehandlungsvorgängen – links: Berechnung der Martensitbildung beim Kegelrad aufgrund einer Wärmebehandlung (Quelle: SFTC); rechts: Berechnung der Korngrößenverteilung beim Hammerschmieden einer Niederdruckverdichterscheibe (Quelle: MTU Aero Engines und Thyssen Umformtechnik GmbH)

2.5.11.2 Blechumformung. Der Entwicklungsfokus der FEM im Bereich der Blechumformung liegt in der Machbarkeitsanalyse einzelner Umformoperationen. Zusätzlich wird seit Ende der 80er Jahre des 20sten Jahrhunderts das Crashverhalten von Automobilen analysiert. Hierbei liegt das Hauptaugenmerk auf der Verformung der Karosserieteile, die fast ausschließlich Blechumformteile sind. In Abbildung 2.34 ist eine solche FEM-Crashsimulation exemplarisch dargestellt. Aufgrund des Wandels der Automobilindustrie, die den größten Anwender der FEM-Simulation im Bereich der Blechumformung darstellt, wurden auch die Anforderungen an die moderne Simulationstechnik angepasst. Mit Hilfe der FEM können die erdachten Konzepte bereits in einer sehr frühen Phase der Entwicklung auf deren Machbarkeit im Produktionsprozess überprüft werden. Dies führt zu insgesamt kürzeren Produktzyklen mit entsprechend kurzen Entwicklungszeiten. Gleichzeitig hat sich im Zuge eines gewachsenen Umweltbewusstseins die Automobilindustrie kraftstoﬀsparende Fahrzeuge auf der Basis von Leichtbaukonzepten zum Ziel gesetzt. Leicht und sicher zugleich sollen Fahrzeuge

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

67

Abbildung 2.34: Aufbau einer Crashsimulation mit dem Programm Pam-Crash der Fa. ESI GmbH

sein. Im Hinblick auf dieses Ziel wurden neue Werkstoﬀe für Bauteile, Karosserie aber auch für die Innenausstattung entwickelt. Aluminiumlegierungen und neue Stahlsorten wie DP-, CP- und TRIP-Stahl, deren Leistungsfähigkeit über den Grenzbereich früherer Stahlsorten weit hinausreichen, werden eingesetzt, siehe Kapitel 2.7.1.1. Bauteile aus diesen Werkstoﬀen lassen sich nur mit einem höheren Grad an Präzision in der Umformsimulation umsetzen. Die Anwendungen heutiger FEM-Simulationen im Bereich der Blechumformung konzentrieren sich auf den Bereich der Verformungsvorhersage. Mit Hilfe der gebräuchlichen Software-Tools wird überwiegend eine Machbarkeitsanalyse unterschiedlicher Blechgeometrien vollzogen. Von besonderer Bedeutung ist hierbei das Erkennen und die Vorhersage einer Materialausdünnung. Solche Eﬀekte während des Tiefziehprozesses führen zu Schwachstellen im Bauteil, von denen eine erhöhte Versagensgefahr ausgeht. Neben der Ausdünnung tritt häuﬁg auch eine Materialanhäufung über der Bauteilgeometrie auf. Durch eine geeignete Prozessauslegung kann erreicht werden, dass die Bereiche, in denen es zu Ausdünnungen kommt, mit ausreichend nachﬂießendem Material versorgt werden und in den Bereichen, in denen Anhäufungen auftreten, das Material eﬀektiver ausgenutzt werden kann [FRIE02]. In Abbildung 2.35 ist eine beispielhafte Simulation der Blechdickenänderung an einem PKW-Kotﬂügel dargestellt. Eine Steuerung des Materialﬂusses erfolgt in der Blechumformung überwiegend mit Hilfe von Ziehsicken, siehe Kapitel 4.1.2.1. Diese Sicken können mit Hilfe der FEM für den jeweils vorliegenden Belastungsfall ausgelegt und konstruktiv angepasst werden. Ohne geometrische Veränderungen des

68

2 Grundlagen 1 9 %

B e s c h n ittk u r v e

B le c h d ic k e n a b n a h m e / % -5 ,0

2 3 %

2 1 %

U m fo rm g ra d j

2 ,5

0 ,2 4

1 0 ,0

0 ,1 6

1 7 ,5

0 ,0 8

2 8 ,7

2 2

U m fo rm g re n z e

0 ,3 2

- 0 ,3

-0 ,2

-0 ,1

0 ,1 0

U m fo rm g ra d j 1

M a x . 2 8 ,7 %

1 9 %

S im u la tio n s z ie le : R is s b ild u n g

O b e r flä c h e n q u a ltitä t

P la tin e n z u s c h n itte r m ittlu n g

F a lte n b ild u n g

A n h a u k a n te n

Z ie h s ic k e n la g e e r m ittlu n g

Abbildung 2.35: Simulation eines Kotﬂügels mit Berechnung der Blechdickenänderung und der lokalen Umformgrade im Hinblick auf Rissbildung (Quelle: Thyssen Nothelfer GmbH)

Bauteiles dabei in Betracht zu ziehen, kann so bereits eine Optimierung des Blechumformprozesses vorgenommen werden. Eine wichtige Einﬂussgröße bei Blechumformoperationen ist die Faltenbildung im Prozess. Im Besonderen bei Außenhautteilen für Karosserien ist es wichtig, dass keine Faltenbildung auftritt, da diese auch nach einer Lackierung sichtbar bliebe. Außerdem kann die Faltenbildung auch Schwachstellen im Bauteil hervorrufen, die im Belastungsfall zum Versagen führen. Aus diesen Gründen muss eine Faltenbildung vermieden werden. Weiterführende Ausführungen hierzu werden in Kapitel 2.7.1.1 gegeben. In den meisten Fällen wird in der Blechumformung mit Schalenelementen simuliert. Eine Variation der Materialdicke während des Prozesses wird bei Verwendung von Schalenelementen über spezielle Algorithmen berechnet. Nutzt man Volumenelemente, kann die tatsächliche Blechdickenänderung realitätsnäher berechnet werden. Problematisch ist jedoch, dass ein Volumenelement mehr Freiheitsgrade als ein Schalenelement besitzt, was zu einer Erhöhung der Berechnungszeit führt. In den letzten Jahren hat die zunehmende Weiterentwicklung der Computertechnologie dazu geführt, dass die verwendeten Elementzahlen oder Elementinformationen weiter gesteigert werden können, ohne eine Verlangsamung der Simulation zu verursachen. Dadurch ist die Verwendung von Volumenelementen auf dem Vormarsch [WU00]. In der Blechumformung reicht in den meisten Fällen jedoch die Verwendung von Schalenelementen aus, da eine Blechdickenänderung nur in wenigen Prozessen gewollt ist [KUBL95].

2.5 Finite-Elemente-Methode (FEM)

69

Eines der größten Probleme stellt die Berechnung der Rückfederung nach einem Umformprozess dar. Sie wird im Wesentlichen durch freie Biegung hervorgerufen und kann nur schwer vorausberechnet werden. An der Lösung dieses Problems wird zur Zeit noch gearbeitet. Neben vollständigen Berechnungsansätzen werden in der Blechumformung auch Teilansätze angewandt, um bestimmte Einzelfragen zu beantworten: 1. Querschnittssimulation Bei der Querschnittssimulation wird nicht das komplette Bauteil betrachtet, sondern lediglich der vermutete gefährdete Querschnitt. Durch die Betrachtung nur eines Teiles des gesamten Werkstücks wird die Simulationsdauer drastisch reduziert. Ein weiterer Vorteil bei der Betrachtung nur eines Querschnittes ist die Möglichkeit einer Reduzierung der notwendigen Eingangsdaten. Lediglich die im betrachteten Querschnitt benötigten Daten und nicht die exakte Deﬁnition des gesamten Bauteils sind zum Erhalt einer lauﬀähigen Simulation notwendig. Nachteilig ist, dass der zu betrachtende Querschnitt so gewählt werden muss, dass er die Eﬀekte, die analysiert werden sollen, auch abbildet. Die korrekte Wahl des Querschnitts ist hierbei nicht trivial, und es besteht die Gefahr, dass in dem gewählten Querschnitt die zu analysierenden Effekte nicht auftreten. Ebenfalls geht die Betrachtung nur eines kleinen Ausschnittes des gesamten Umformproblems mit einer hohen Vereinfachung einher. Diese Vereinfachung führt deshalb dazu, dass die ermittelten Ergebnisse lediglich qualitative, selten nur quantitative Aussagen ermöglichen. 2. Einschritt-Simulation Die Einschritt-Simulation wird dazu genutzt, eine Geometrieüberprüfung vorzunehmen. Mit Hilfe dieser Simulation wird eine Machbarkeitsanalyse schnell und eﬃzient durchgeführt, ohne dass lange Rechenzeiten benötigt werden. Ausschlaggebend für die ermittelten Ergebnisse ist lediglich die Geometrieänderung von der Platine zum Bauteil. Rückwärts kann mit dieser Methode der für die Umformoperation notwendige Blechzuschnitt ermittelt werden. In einer Vorwärtsbetrachtung kann aufgrund der Geometrieänderung der Umformgrad abgeschätzt werden. Eine Beanspruchung des Werkstückes jenseits des Formänderungsvermögens kann damit in einem frühen Stadium der Entwicklung ermittelt und vermieden werden. Durch die Berechnung des zu untersuchenden Sachverhaltes in lediglich einem Simulationsschritt wird die Rechenzeit wesentlich herabgesetzt. Auch in diesem Fall sind normalerweise die Anforderungen an die Eingangsdaten nicht so hoch wie bei einer ganzheitlichen Simulation. Es ist somit möglich, schnell wertvolle Ergebnisse zu erzielen. Mit dieser Vorgehensweise werden z. B. in der Produktentstehung erste Abschätzungen

70

2 Grundlagen

zur Umsetzbarkeit vorgenommen. Eine detailgenaue Betrachtung des Gesamtprozesses ist mit diesem Ansatz jedoch nicht möglich.

2.6 Metallographie und Analyse 2.6.1 Einführung Die Metallographie umfasst die Untersuchung des Gefüges mit dem Ziel einer qualitativen und quantitativen Beschreibung. Die Gefügeuntersuchung lässt Rückschlüsse auf die physikalischen, chemischen und mechanischen Eigenschaften eines Werkstoﬀes zu. Die dazu erforderlichen mikroskopischen Untersuchungsverfahren werden in der Entwicklung und laufenden Qualitätskontrolle bei der Herstellung von Umformteilen sowie bei der Klärung von Schadensfällen an Umformwerkzeugen und umgeformten Bauteilen angewandt. Das Gefüge ist gekennzeichnet durch Größe, Form, Verteilung und Volumenanteil der Phasen. Die qualitative oder quantitative Gefügebeurteilung gibt Aufschluss über Phasengrenzen, Ausscheidungen, Entmischungen, Korngrößenverteilung, Gitterfehler, Verformungsstrukturen und deren Erholung und Rekristallisation sowie über Risse, Poren und andere Unregelmäßigkeiten. Die wichtigsten Methoden und Geräte der Metallographie werden innerhalb dieses Kapitels aus der Sicht des Fertigungstechnikers in kurzer Form beschrieben. Anhand von Beispielen soll aufgezeigt werden, welche Möglichkeiten die Metallographie innerhalb der Fertigungstechnik im Allgemeinen und der Umformtechnik im Speziellen eröﬀnet. Zur vertiefenden Studie der Grundlagen wird an den entsprechenden Stellen auf die einschlägige Literatur verwiesen. Eine ausführliche Darstellung der Thematik mit hohem Praxisbezug ist in [SCHU04b] gegeben. 2.6.2 Lichtmikroskopie Für die metallographische Untersuchung ist das sichtbare Licht mit einer Wellenlänge zwischen 350 und 780 nm am wichtigsten. Die Wellenlänge stellt hierbei den limitierenden Faktor für die maximale Auflösung in Lichtmikroskopen dar. Die erzielbare Tiefenschärfe beträgt bei einer Vergrößerung von 1.000 in Abhängigkeit von der Apertur des Linsensystems weniger als ein µm [DOMK86, SCHU04a]. Für die metallkundliche Lichtmikroskopie werden nur Auflichtmikroskope verwendet. Im Gegensatz zum Durchstrahlungsmikroskop (Medizin) gelangen nur die reﬂektierten Lichtbündel in den Tubus und können vom menschlichen Auge bzw. von Kameras oder optischen Sensoren (Digitalkameras) erfasst werden. Beispiele für Gefügeaufnahmen, die mit einem Auflichtmikroskop bei relativ geringen Vergrößerungen angefertigt wurden, zeigt Abbildung 2.36.

2.6 Metallographie und Analyse

H ä r te H V 0 ,1 4 0 0 0

2 0 0 µ m

b

8 0 0

a

0 ,5

2 0 0 µ m

1

1 2 0 0

b

8 0 0 1 ,5

2

H V 0 ,0 1

A b s ta n d z u r O b e r flä c h e / m m

M e s s s tre c k e

(M e s s s tre c k e )

0

M e s s s tre c k e

a

71

n e u e s G e s e n k ü b e r h itz te s G e s e n k

4 0 0 0 0

0 ,4 0 ,6 0 ,2 A b s ta n d z u r O b e r flä c h e / m m

1 0 ,8 (M e s s s tre c k e )

Abbildung 2.36: Beispiele für lichtmikroskopische Aufnahmen geätzter Gefügeschliﬀe und zugehörige Tiefenverläufe der Mikrohärte nach Vickers; (a) Probe entnommen aus der Oberﬂäche eines geschmiedeten, induktionsgehärteten und geschliﬀenen Bauteils aus 100 Cr 6, 100fache Vergrößerung; (b) Probe aus dem Übergang zwischen Gravur und Gratbahn eines deutlich überhitzten und plastisch verformten Schmiedegesenks aus plasmanitriertem Warmarbeitsstahl X 38 CrMoV 5-1, 50fache Vergrößerung

Der Kontrast zwischen unterschiedlichen Gefügebestandteilen entsteht dabei durch das unterschiedliche Reﬂexionsvermögen einzelner Gefügebestandteile (Lichtabsorption, Brechungsindex, Rauigkeit bzw. Reﬂexionswinkel [DOMK86, SCHU04a]). Da das Brechungs- bzw. Reﬂexionsvermögen der Metalle sehr ähnlich ist, müssen in den meisten Fällen verschiedene Maßnahmen zur Steigerung des Kontrastes herangezogen werden, wie z. B. Ätzen, Mehrfachreﬂexion durch Aufdampfschichten, etc. [DOMK86, PETZ94, SCHU04a]. Die einzelnen Methoden werden in Kapitel 2.6.5 genauer behandelt. Zur genauen Charakterisierung von metallischen Werkstoﬀen werden Methoden der quantitativen Gefügeanalyse eingesetzt [EXNE86,SCHU04b]. Ermittelt werden Gefügekennzahlen, die u. a. Volumenanteil, Größe, Abstand und Orientierung einzelner Phasen und Gefügebestandteile beschreiben, wobei diverse Zähl- und Messverfahren sowie Vergleichsverfahren mit Richtreihen zum Einsatz kommen können. 2.6.3 Mikrohärteprüfung Neben den konventionellen Härteprüfverfahren nach Rockwell, Brinell, Knoop und Vickers, welche bei relativ großen Prüfkräften durchgeführt werden,

72

2 Grundlagen

sind Prüfverfahren mit extrem kleinen Prüfkräften dazu geeignet, Untersuchungen an Gefügeschliﬀen vorzunehmen. Die Vickers-Prüfung nach DIN EN ISO 6507-1 unterscheidet daher zwischen Vickers-Härteprüfung, VickersKleinkrafthärteprüfung und Vickers-Mikrohärteprüfung [ISO04a]. Letztere ist für den Einsatz in der Metallographie geeignet [SCHU04b]. Die Prüfkräfte liegen hier zwischen 0,09807 und 1,961 N (0,001 bis 0,2 kp). Die Bezeichnung des ermittelten Wertes richtet sich nach der Prüfkraft (Bsp.: HV 0,2 entspricht einer Prüfkraft von 1,961 N). Wenn die Anwendung eine besonders geringe Eindringtiefe des Indenters erfordert, wird zudem häuﬁg eine KnoopPyramide anstelle der Vickers-Pyramide verwendet [SCHU04b]. Mit Hilfe der Mikrohärtemessung können neben Messungen an feinstrukturierten Oberﬂächen oder dünnen Schichten auch hochauﬂösende Härteverläufe über den Querschliﬀ metallischer Proben ermittelt werden. In Abhängigkeit von der Korngröße der zu untersuchenden Gefügeprobe können zudem Härteunterschiede zwischen einzelnen Körnern ermittelt werden. Bei Beschichtungen ist dies zudem das einzige Verfahren, mit dem Härte und E-Modul ermittelt werden können, siehe Kapitel 2.8.5.3. In vielen Anwendungen wird die Mikrohärteprüfung zur Untersuchung des Härtegradienten in der Randzone von Bauteilen eingesetzt. Abbildung 2.36 zeigt zwei typische Beispiele. Links in Abbildung 2.36 ist der geätzte Querschliﬀ durch den oberﬂächennahen Bereich eines geschmiedeten und induktionsgehärteten Bauteils aus 100 Cr 6 abgebildet. Nach der Aufnahme des geätzten Schliﬀs, auf welchem die Einhärtetiefe deutlich zu erkennen ist (farbliche Veränderung), wurde die Probe erneut poliert und es wurden zahlreiche Mikrohärteeindrücke mit einer Prüfkraft von 1.000 mN eingebracht (entspricht HV 0,1). Auf diese Weise kann die Härte der Randschicht zu Zwecken der Qualitätskontrolle quantiﬁziert werden, siehe linkes Diagramm in Abbildung 2.36. Das zweite Beispiel zeigt den Verlust an Härte in der Randzone einer Probe aus dem Übergang zwischen Gravur und Gratbahn eines überhitzten und plastisch verformten Schmiedegesenks, siehe REM-Aufnahme rechts oben in Abbildung 2.36. Hier wurde die Härtemessung zur Schadensanalyse genutzt. Bei dem Gesenk handelte es sich um ein Schmiedegesenk aus plasmanitriertem Warmarbeitsstahl X 38 CrMoV 5-1. Die Härte der Nitrierschicht, die nach der Beschädigung vollständig abgetragen ist, ist im Diagramm rechts in Abbildung 2.36 deutlich zu erkennen (im Schliﬀbild in Abbildung 2.36 nicht mehr zu erkennen). 2.6.4 Elektronenmikroskopie EM Im Gegensatz zur Lichtmikroskopie, die mit sichtbarem Licht arbeitet, werden in der Elektronenmikroskopie Elektronen im Hochvakuum (< 10-3 mbar) durch bzw. auf das Präparat gesendet und unterschiedlich abgelenkt. Detektoren nehmen die durch verschiedene Wechselwirkungen erzeugten Elektronen auf und verwandeln diese in elektriche Spannung. Verstärkt und modu-

2.6 Metallographie und Analyse

73

liert wird ein sichtbarer Lichtpunkt auf einem Bildschirm erzeugt. Der Elektronenstrahl tastet dabei nach und nach den abzubildenden Oberﬂächenbereich des Präparats ab. Das zu untersuchende Objekt muss einer angepassten Präparationstechnik unterzogen werden und völlig wasserfrei sein. Je nachdem, ob die Elektronen die Oberfäche eines Präparates abtasten oder diese durchdringen, unterscheidet man zwischen Rasterelektronenmikroskopie (REM) und Transmissionselektronenmikroskopie (TEM), siehe Abbildung 2.37. R E M

W e c h s e lw ir k u n g e n im T u b u s m it H o c h v a k u u m

R E M S ig n a le

A n o d e K o n d e n s o re n

O b je k tiv

P r im ä r E le k tr o n e n s tr a h l R ö n tg e n s tr a h lu n g

E le k tr o n e n q u e lle (K a th o d e )

R ü c k g e s tre u te E le k tr o n e n

( L ic h t u n d A u g e rE le k tr o n e n )

P ro b e

T u b u s m it H o c h v a k u u m E le k tr o n e n q u e lle (K a th o d e ) A n o d e K o n d e n s o re n

P ro b e

P ro b e

R ö n tg e n (B re m s -) s tr a h lu n g

O b je k tiv

T E M S ig n a le

e la s tis c h g e s tre u te E le k tr o n e n

T E M

S e k u n d ä rE le k tr o n e n

D e te k to r(e n )

P ro b e n k a m m e r

E M

in e la s tis c h g e s tre u te E le k tr o n e n

P r im ä r E le k tr o n e n s tr a h l

P ro b e n k a m m e r

P r o je k tiv e

D e te k to r(e n )

Abbildung 2.37: Vereinfachter, schematischer Aufbau von REM und TEM sowie Wechselwirkungen zwischen Elektronenstrahl und Probe

Zur Bilderzeugung werden Signale genutzt, die bei der Wechselwirkung zwischen Elektronenstrahl und Präparat entstehen. Der rechte Teil in Abbildung 2.37 zeigt die einzelnen Signale, wobei der Abbildungsteil über der Probe Signale repräsentiert, welche für die REM bedeutsam sind. Der Abbildungsteil unterhalb der Probe zeigt hingegen diejenigen Signale, die für die TEM genutzt werden. 2.6.4.1 Rasterelektronenmikroskopie REM. Einführung. Mit dem Rasterelektronenmikroskop ist es möglich, eine Oberﬂäche mittels eines Elektronenstrahls, der sehr fein gebündelt wird, abzutasten. Im Gegensatz zur Vergrößerung eines Lichtmikroskops (maximal ca. 1.000fach) kann mit Hilfe des Rasterelektronenmikroskops ein sehr großer Vergrößerungsbereich zwischen 10 und 150.000 erreicht werden. Die Auflösung liegt bei einigen nm, also im Bereich großer Moleküle. Da die Abbildung ohne Linsen auskommt, werden die damit verbundenen Unzulänglichkeiten (stark

74

2 Grundlagen

eingeschränkter Tiefenschärfebereich und Verzeichnungsfehler) vermieden. So entstehen sehr plastisch wirkende Bilder der geometrischen Oberﬂächengestalt der Probe, die sowohl die Darstellung grober, schluchtenartiger Strukturen als auch die Aufzeichnung feinster Details bis in den Nanometerbereich erlaubt. Abbildung 2.38 zeigt eine beispielhafte Aufnahme eines Hartmetallgefüges im Querschliﬀ durch die Oberﬂäche eines Umformwerkzeugs. Hier wird eine Auswaschung der Kobaltbindephase sichtbar, die in der Folge zu Ausbrüchen führen kann. a

Im p u ls a n z a h l

b

b

a

6 µ m

0

4

8

1 2

Im p u ls s tä r k e / k e V

Abbildung 2.38: Rasterelektronenmikroskopische Aufnahme und EDX-Messschriebe eines Gefügeschliﬀs senkrecht zur Oberﬂäche eines beschädigten Umformwerkzeugs aus Hartmetall; (a) unbeschädigtes Grundgefüge; (b) Gefüge der Schadstelle (Kobaltauswaschung)

Das REM eignet sich zur Darstellung der Oberﬂächengestalt vom Millimeter- bis zum Nanometerbereich, für die Suche nach Strukturanomalien und Beschädigungen an Bauteiloberﬂächen und -querschliﬀen wie Korrosionsinseln, Verschleiß etc. Ferner dient es als idealer Such-Monitor für EDXAnalysen, siehe Kapitel 2.6.4.3 und Abbildung 2.38 rechts. Aufbau. Das Rasterelektronenmikroskop ist wie folgt aufgebaut, siehe Abbildung 2.37 links [SCHM94]: • Strahlerzeugungssystem, bestehend aus einer Wolfram-Glühkathode, aus der Elektronen abgegeben werden, einem Steuerzylinder (Wehnelt- Zylinder) und einer Anode. Die Elektronen werden durch die elektrische Spannung zwischen Kathode und Anode beschleunigt. • XY-Ablenksystem zur Erzeugung eines Zeilenrasters.

2.6 Metallographie und Analyse

75

• Elektromagnetisches Linsensystem, bestehend aus zwei Kondensorlinsen und einer Endlinse (Objektivlinse), die der feinen Bündelung des primären Elektronenstrahls dienen, sowie mehreren Sprayblenden. • Sekundärelektronendetektor, der die Sekundärelektronen registriert, die beim Auftreﬀen des Elektronenstrahls aus der Probe herausgeschleudert werden. Außerdem gibt es noch weitere Detektoren: RE-Detektoren registrieren Rückstreuelektronen, EDX-Detektoren registrieren Röntgenstrahlen, siehe Kapitel 2.6.4.3. Je nach Anwendungsmethode werden die verschiedenen Detektoren verwendet. • Ein oder mehrere Monitorschirme zur Anzeige des Beobachtungsbereiches. • Elektronische Signalverarbeitung, welche die Helligkeit des korrespondierenden Leuchtpunktes auf dem Monitorschirm steuert. • Rastergenerator, welcher das XY-Ablenksystem des REM-Tubus und des Monitors synchronisiert. • Probenkammer, in die das Präparat eingeschleust werden kann. • Vakuumpumpen, welche für ein Hochvakuum (< 10-3 mbar bis 10-8 mbar) im EM-Tubus sorgt. Der Elektronenmikroskoptubus und der Monitor arbeiten analog und korrespondierend, sind aber zwei getrennte Einheiten. Funktionsweise. Der komplette Vorgang des Mikroskopierens ﬁndet in der Regel im Hochvakuum statt, um Wechselwirkungen mit Atomen und Molekülen in der Luft zu vermeiden. Die Elektronen werden mit einer WolframGlühkathode im Wehnelt-Zylinder erzeugt und zu einer gesättigten Elektronenwolke konzentriert. Durch Anlegen einer Hochspannung (1 bis 30 kV) zwischen Kathode und Anode werden die Elektronen als Strahl aus der Elektronenwolke herausgesogen. Der so entstandene Elektronenstrahl wird anschließend mit Hilfe von Magnetspulen abgelenkt und gebündelt. Diese Magnetspulen dienen als Linsen (2 Kondensorlinsen, 1 Objektivlinse), d. h. der Elektronenstrahl wird durch sie gebündelt. Die Endlinse des mehrstuﬁgen Kondensorlinsensystems, welche aus einem Stigmator und einem mehrstuﬁgen Ablenkspulensystem besteht, wird häuﬁg als „Objektiv“ bezeichnet. Außer der Bündelung des Strahls ﬁndet hier eine XY-Ablenkung mit Hilfe von Ablenkspulen statt, mit deren Hilfe das Objekt abgerastert wird. Die Ablenkung wird über einen Rastergenerator gesteuert und ﬁndet synchron sowohl im EM-Tubus als auch auf dem Monitor statt. Triﬀt der Elektronenstrahl auf die Probenoberﬂäche, so werden die Elektronen abgebremst. Sie geben kinetische Energie an die Probe ab. Dadurch werden Sekundärelektronen aus der Probenﬂäche abgelöst, siehe Abbildung 2.37. Durch ihre Analyse wird insbesondere die Topographie der betrachteten Oberﬂäche sichtbar (Topographiekontrast). Weiterhin können Rückstreuelektronen analysiert werden, welche durch die Anziehung der positiven Atomkerne umgelenkt und zurückgeschleudert werden. Dadurch nehmen sie eine für das Material des Atomkerns charakteristische Energie auf,

76

2 Grundlagen

weshalb das entsprechende Bild unterschiedliche Materialien unterschiedlich hell erscheinen lässt (Materialkontrast). Während leichte Materialien dunkel wirken, leuchten schwere Materialien hell auf. Weitere Signale sind Röntgenstrahlen, Lichtimpulse und sogenannte Auger-Elektronen, siehe Kapitel 2.6.4.3. 2.6.4.2 Transmissionselektronenmikroskopie TEM. Anders als beim deutlich häuﬁger verwendeten REM, welches vom Aufbau einem Auflichtmikroskop gleicht, können Festkörper mit Hilfe des Transmissionselektronenmikroskops (TEM) mit Elektronen durchstrahlt werden [SCHU04b]. Besonders geeignet ist diese Methode für die Abbildung von Kristallfehlern und feinsten Strukturen im Nanometerbereich. An Stahl werden insbesondere Ausscheidungs- und Rekristallisationsvorgänge charakterisiert. Die Vergrößerungen reichen bis zum 800.000fachen der normalen Größe. Es können Details von wenigen Zehntel Nanometern aufgelöst werden. Beispiele für Aufnahmen mit einem TEM zeigt Abbildung 2.39. b a

5 0 0 n m

1 0 0 n m

a

b

Abbildung 2.39: Beispiele für transmissionselektronenmikroskopische (TEM-) Aufnahmen und zugehörige TEM-Beugungsbilder; (a) aufgeschmierter Werkstückwerkstoﬀ 16 MnCr 5 auf Umformwerkzeug aus pulvermetallurgischem HS-PM 6-5-3; (b) deutlich einkristallines Karbid in der Matrix des HS-PM 6-5-3 [RAED02]

Vom Aufbau her ähnelt das TEM stark dem REM, wobei zusätzliche Projektivlinsen und eine Objektivlinse unterhalb der zu untersuchenden Probe benötigt werden, siehe Abbildung 2.37. Weiterhin verfügt das TEM in der Regel über eine weitaus stärkere Strahlenquelle als das REM, weshalb die

2.6 Metallographie und Analyse

77

Beschleunigungsenergie der erzeugten Elektronenstrahlen mehrere 100 keV beträgt. Auch wenn der größte Teil der auf die Probe einfallenden Elektronen unbeeinﬂusst durch diese hindurch wandert, treten zahlreiche Wechselwirkungen zwischen den Primärstrahlelektronen und den Probenatomen auf, die zur Erzeugung des TEM-Bildes beitragen, siehe Abbildung 2.37 rechts. Elastisch gestreute Elektronen sind diejenigen, die mit den Atomkernen der Probe wechselwirken. Diese Elektronen werden unter einem großen Winkel gestreut und weisen keinerlei Energieverlust auf. Unelastisch gestreute Elektronen wechselwirken mit den Elektronen der Probenatome und weisen einen Energieverlust auf, werden aber unter kleinen Winkeln gestreut. Das TEM erzeugt ein Durchlicht-Elektronenbild einer sehr dünnen Probe. Es sind ultradünne Schnitte mit Dicken < 100 nm erforderlich. Dazu ist eine sehr aufwendige hochpräzise Technik notwendig, siehe Kapitel 2.6.5.1. Bei einer standardmäßigen Hellfeld-Abbildung müssen möglichst viele Elektronen des Elektronenstrahls die Probe durchdringen können. Die Bildqualität hängt nicht nur von dem Mikroskopierverfahren und der Strahlqualität ab, sondern vor allem auch von der Qualität der Probenpräparation. Die Bilderfassung erfolgt heutzutage fast ausschließlich digital. In jedem Transmissionselektronenmikroskop können neben der Gefügedarstellung auch sogenannte Beugungsbilder hergestellt werden, die Informationen über die Gitterstruktur und Gitterkonstanten des Probenmaterials enthalten. Treﬀen Elektronen auf einen Kristall, so kommt es zur Bragg’schen Beugung [SCHU04b]. Ausgehend von den Beugungsbildern können Rückschlüsse auf die vorliegenden Kristallstrukturen gezogen werden. Handelt es sich um eine polykristalline Substanz, so wird der Elektronenstrahl, der auf das Präparat auftriﬀt, je nach Struktur und Orientierung der einzelnen Kristalle in unterschiedliche Richtungen gebeugt. Es entstehen sogenannte DebyeScherrer-Ringe. Beschränkt man den Durchmesser des primären Strahls mit einer Blende auf einen kleinen Teilbereich der Probe, so werden die Elektronen nur an wenigen Einkristallen gebeugt. Folglich reduzieren sich die Punkte der Beugungsringe den unterschiedlichen Kristallorientierungen entsprechend, siehe Abbildung 2.39 unten links. Im Falle eines Einkristalls sind dann nur noch einzelne, scharf abgegrenzte Punkte zu erkennen, wie Abbildung 2.39 (unten rechts) am Beispiel eines deutlich einkristallinen Karbides zeigt [RAED02]. Zusammenfassend eignet sich das TEM besonders für folgende Problemstellungen: • Nachweis, Abbildung und Analyse von Ausscheidungen (> 5 nm), siehe Abbildung 2.39 oben rechts. • Abbildung und Analyse von Kristallfehlern wie Versetzungen, Stapelfehler, Korn- und Subkorngrenzen sowie Grenzﬂächen im Allgemeinen, siehe Abbildung 2.39 oben links.

78

2 Grundlagen

• Chemische Zusammensetzung von Ausscheidungen und Phasen (> 5 nm) mit Hilfe der EDX-Analyse, siehe Kapitel 2.6.4.3 und/oder ElektronenFeinbereichsbeugung, siehe Abbildung 2.39 unten. 2.6.4.3 Röntgenmikroanalyse. Bei der chemischen Analyse mittels Röntgenmikroanalyse wird die Probe mit einem sehr fein gebündelten Strahl energiereicher Elektronen beschossen, wie er z. B. in REM- oder TEM-Geräten zur Abbildung verwendet wird [HANT94]. Diese Elektronen dringen z. T. tief in die Probe ein und können mit den Hüllen-Elektronen von Atomen der Probe in Wechselwirkung treten, wodurch viele unterschiedliche Prozesse ausgelöst werden können. So lösen die Elektronen u. a. Röntgenstrahlung aus, siehe Abbildung 2.37. Dabei unterscheidet man die Röntgen-Bremsstrahlung und die charakteristische Röntgenstrahlung. Bei letzterer ist die Energie der Strahlung charakteristisch für das Atom, aus dem das Röntgen-Quant emittiert wurde. Die charakteristische Strahlung kann sowohl im REM als auch im TEM mit einem Halbleiterdetektor analysiert werden. Man spricht von energie-dispersiver Röntgenanalyse (Energy Dispersive X-Ray, EDX) [HANT94,SCHU04b]. Weniger verbreitet ist die Verwendung von Kristallgitterspektrometern, die eine andere Art der Auswertung verwenden, welche man wellenlängen-dispersive Röntgenanalyse nennt (Wavelength Dispersive X-Ray, WDX). Bei der EDX werden die Röntgenstrahlen mit einem Energie-Spektrometer (Vielkanal-Analysator) nach Energien aufgegliedert. Die jeweilige Strahlungsenergie ist dabei das Indiz für die Atomart, während die Anzahl der ausgewerteten Impulse je chemischem Element ein Maß für dessen Konzentration darstellt, siehe Abbildung 2.38. Bei der Analyse im REM ist zu berücksichtigen, dass der Ort der Messung von der Oberﬂäche ins Probeninnere reicht und je nach Material einen Bereich von 1 bis 10 µm Tiefe abdeckt. Außerdem muss beachtet werden, dass die energetische Auflösung im Vergleich zu anderen Methoden vergleichsweise niedrig ist. Daher überschneiden sich die Signale einzelner Elemente, was zu Verwechslungen führen kann. Der Nachweis von leichten Elementen (Kohlenstoﬀ, Sauerstoﬀ) ist schwierig und quantitativ unsicher. Zusammenfassend erhält man bei der EDX- bzw. WDX-Analyse: • Qualitativ: Art der Elemente und lateral aufgelöste Verteilung in der Probe. Je nach Wunsch sind Punkt-, Linien- und Flächenscans möglich. Eine eindeutige Elementidentiﬁzierung ist manchmal schwierig. • Quantitativ: Konzentration der Elemente (bei entsprechender statistischer Auswertung der detektierten Energieimpulse). 2.6.5 Präparationsmethoden 2.6.5.1 Probenentnahme und -einbettung. Die Entnahme und Aufbereitung metallographischer Proben soll möglichst dem Untersuchungszweck angepasst sein [SCHU04b] (Quer- oder Längsschliﬀ etc.) und soll so erfolgen,

2.6 Metallographie und Analyse

79

dass keine Gefügeveränderungen infolge starker Erwärmung oder Verformung auftreten [PETZ94, SCHU04b]. Zum Heraustrennen einer Probe aus einem metallischen Bauteil sind prinzipiell alle Trennverfahren denkbar [PETZ94]. In der Regel erfolgt die Probenentnahme jedoch mittels spezieller Trennschleifgeräte, die nach dem Einstechschleifprinzip arbeiten. Dabei wird das zu trennende Bauteil ﬁxiert und von einer schnell rotierenden Scheibe durchtrennt. Das Scheibenmaterial richtet sich dabei nach dem zu trennenden Material. Für genaue Schnitte eignet sich zudem das funkenerosive Schneiden, auch Drahterosion genannt (Electro Discharge Machining, EDM), siehe Band 3 „Abtragen, Hybride Prozesse“ dieser Buchreihe. Zur besseren Handhabung der entnommenen Proben werden diese je nach Probengröße und Anwendungsfall verklammert oder in Kunststoﬀ warm oder kalt eingebettet [PETZ94]. Zum Kalteinbetten werden zwei Substanzen, ein unvernetztes Polymer und ein Katalysator, zu einer Flüssigkeit oder einer Paste angerührt und über die in einer Einbettform liegenden Probe gegossen, wo das Einbettmittel polymerisiert und aushärtet. Der Vorteil kalter Einbettmittel liegt in der schnelleren Anwendbarkeit und in geringen Kosten. Beim Warmeinpressen in speziellen Einbettpressen wird die Probe unter hohem Druck und bei erhöhter Temperatur vollständig von einem unter der Wärmeeinwirkung aufschmelzenden Kunststoﬀgranulat umschlossen. Hier liegt der Vorteil in der besseren Verbindung zwischen Probe und Einbettmittel. In beiden Fällen entsteht eine zylindrische, leicht handhabbare Probe, die im Folgenden an der Stirnseite weiter präpariert werden kann. Eine Besonderheit stellt die Probenentnahme für TEM-Untersuchungen dar. Da die Proben fürs TEM extrem dünn sein müssen (< 100 nm), sind spezielle Techniken notwendig, die eine starke Ausdünnung des Materials gestatten. In jüngerer Zeit setzt sich hier die FIB-Methode (Focussed Ion Beam) durch, bei welcher die Probe mit einem stark fokussierten Ionenstrahl zerschnitten wird, so dass dünne Lamellen entstehen [ENGE02, GIAN99]. 2.6.5.2 Schleifen und Polieren. Zur Sichtbarmachung des Gefüges ist eine extrem glatte, in der Regel polierte Oberﬂäche Voraussetzung. Durch schrittweises Schleifen wird die Tiefe der gestörten Oberﬂächenschicht (durch Probenentnahme z. B. wärmebeeinﬂusst oder plastisch verformt) zunächst so weit reduziert, dass das tatsächliche Gefüge erkennbar gemacht werden kann [DOMK86, PETZ94, SCHU04b]. Das Schleifen erfolgt mit Korund-Schleifpapier (Al2 O3 ), das auf rotierenden Scheiben aufliegt. Die Schleifpapierfolge ist üblicherweise 180, 240, 320, 400, 600, 800, 1.000. Die Größe der Nummer steht dabei für die Kornfeinheit und nicht die Korngöße. Sie ist deﬁniert über die Anzahl der Maschen je Quadratzoll Siebﬂäche beim Sieben des Schleifmaterials. Nach jedem Schleifprozess wird die Probe gereinigt, um 90° gedreht und in gleicher Schleifrichtung weitergeschliﬀen. Somit werden die Schleifriefen von dem vorher benutzten Papier beseitigt. In modernen, metallographischen

80

2 Grundlagen

Schleifgeräten werden die Proben nicht manuell auf das Papier gedrückt, sondern in spezielle Vorrichtungen eingespannt, die auch die Probendrehung übernehmen. Teilweise werden sogar voll- oder halbautomatische Schleifautomaten eingesetzt, welche sämtliche Schleif-, Polier- und Reinigungsschritte selbstständig ausführen können. Durch Polieren werden die vom Schleifprozess zurückbleibenden Schleifriefen beseitigt. Auf Samt- oder Wolltücher aufgetragene Diamantpaste oder Diamantsuspension (mit Körnung von 15, 7, 3, 1 µm) dient als Poliermittel [DOMK86,PETZ94]. Früher wurden darüber hinaus geschlämmte Tonerde (Al2 O3 ), Poliergrün (Chromoxid) (Cr2 O3 ) und andere abrasive Substanzen verwendet. 2.6.5.3 Kontrastierung. Im polierten Zustand lassen sich unter dem Mikroskop bereits Poren, Risse, Lunker u. dgl. erkennen. Ebenfalls gut zu erkennen sind viele nichtmetallische Einschlüsse, da diese i. d. R. ein anderes Reﬂexionsvermögen aufweisen als die Metalle, so z. B. Graphit im Gusseisen oder Ausscheidungen in Al-Si-Legierungen [SCHU04b]. Um Unterschiede im Mikrogefüge sichtbar zu machen, bedarf es jedoch dem Anwendungsfall angepasster Kontrastiermethoden. Dazu existieren eine Vielzahl von Präparationsund Ätzrezepten für metallische und keramische Werkstoﬀe sowie für Kunststoﬀe [PETZ94]. Man unterscheidet zwischen der Kontrastierung ohne Veränderung der Schliﬀﬂäche (optische Kontrastierverfahren) und Kontrastierung mit Veränderung der Schliﬀﬂäche (chemische und physikalische Kontrastierverfahren) [PETZ94, SCHU04b]. Die optischen Verfahren nutzen dabei die Wechselwirkung des auffallenden Lichts mit der metallischen Schliﬀﬂäche. Hierzu Bedarf es speziell aufgerüsteter Auflichtmikroskope. Bei den elektrochemischen und physikalischen Methoden wird die polierte Fläche weiterbehandelt. Man spricht hier auch vom Ätzen. Gemein haben beide Verfahren, dass sie den Unterschied im Reﬂexionsverhalten unterschiedlicher Gefügebestandteile verstärken. Dies geschieht entweder durch Erzeugung unterschiedlich starker Oxidbildung und/oder durch Zurücksetzen einzelner Gefügebestandteile (Reliefbildung), so dass diese unter dem Mikroskop sichtbar werden. Das „klassische“ Ätzen ist das Tauchätzen. Es bedient sich rein chemisch wirkender Ätzmittel, welche einzelne Gefügebestandteile unterschiedlich stark angreifen. Man unterscheidet zwischen Makro- und Mikroätzung. Die Makroätzung soll einen Gesamtüberblick über Seigerungen und Primärstruktur vermitteln, siehe Abbildung 2.40. Die dafür anfallenden Vergrößerungen bei der Beurteilung liegen im Bereich von 1:1 bis 30:1. Bei der Untersuchung von mikrogeätzten Schliﬀen werden Vergrößerungen von 50:1 bis 1.000:1 angewandt. Der Einsatzzweck der Mikroätzung ist die Entwicklung der Mikrogefügestruktur. Im Folgenden seien einige Details zur Makroätzung beschrieben, da diese typischerweise in der Umformtechnik zum Einsatz kommt. Das bekannteste Makroätzverfahren ist die sogenannte „Oberhofer-Ätzung“, bei der die Probe

2.6 Metallographie und Analyse

81

Abbildung 2.40: Schliﬀ durch einen Teil einer kalt umgeformten Getriebewelle aus Einsatzstahl 16 MnCr 5, Ätzmittel: lauwarme bis kochende Salzsäure (Quelle: Hirschvogel Umformtechnik GmbH)

bei Raumtemperatur für ein bis drei Minuten in ein Ätzmittel aus destilliertem Wasser, Etahnol (96-prozentig), Salzsäure (32-prozentig), Kupfer(II)chlorid, Eisen(III)-chlorid und Zinn(II)-chlorid gehalten wird [PETZ94]. Bei diesem Ätzverfahren erscheinen seigerungsfreie Stellen dunkel, während Seigerungsstellen nicht angegriﬀen werden. Dadurch wird der „Faserverlauf“ eines Bauteils recht gut sichtbar, was diese Ätzung für die Umformtechnik interessant macht. Umgeformte Bauteile (wie z. B. Kurbelwellen, Schrauben, etc.) weisen einen durchgehenden Faserverlauf auf und sind deshalb höher belastbar als Bauteile, die durch zerspanende Formgebung (unterbrochener Faserverlauf) gefertigt wurden. Abbildung 2.40 zeigt beispielhaft einen makrogeätzten Schliﬀ durch einen Teil einer kalt umgeformten Getriebewelle aus Einsatzstahl 16 MnCr 5. Der Faserverlauf der Probe wird in diesem Fall durch Spülen mit lauwarmer bis kochender Salzsäure sichtbar. 2.6.5.4 Beschichten. Da in der Rasterelektronenmikroskopie nur leitende Oberﬂächen dargestellt werden können, müssen nichtleitende Proben (z. B. Keramiken, teilweise auch keramische Beschichtungen) speziell präpariert werden [GÖCK94]. Durch Aufdampfen eines Metallﬁlmes (z. B. Gold) werden die Oberﬂächen der Objekte leitend gemacht. Dabei ist darauf zu achten, das die Schicht nicht zu dick aufgedampft wird, da sonst die feinen Strukturen des Objekts abgedeckt werden. Da die Abtastung mit dem Elektronenstrahl im Hochvakuum stattﬁndet, müssen die Objekte außerdem vor dem Bedampfen so präpariert werden, dass das Objekt absolut wasserfrei ist.

82

2 Grundlagen

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik 2.7.1 Werkstückwerkstoﬀe 2.7.1.1 Blech. Die modernen Blechwerkstoﬀe, wie sie in der Blechverarbeitung eingesetzt werden, folgen dem Wunsch nach einem immer weiter fortschreitenden Leichtbau. Ausgehen von den klassischen weichen Tiefziehgüten geht die Entwicklung in den letzten Jahren zu Stählen mit immer höheren Festigkeiten. Nach wie vor gibt es keine genaue Deﬁnition, wann man von einem weichen Stahl spricht oder wann von einem hochfesten Material. Nach der Werkstoﬀentwicklung bietet sich folgende Unterteilung an: • • • •

weicher Stahl: höherfester Stahl: hochfester Stahl: höchstfester Stahl:

Zugfestigkeit Zugfestigkeit Zugfestigkeit Zugfestigkeit

< > > >

300 300 500 950

MPa MPa MPa MPa

Welche Nomenklatur letztendlich Anwendung ﬁndet, ist hierbei nicht entscheidend. Es sind bereits Steigerungsformen wie „ultrahochfest“ oder auch „megahochfest“ gebräuchlich. Generell sollte zu einer eindeutigen Unterscheidung der Blechqualitäten die erreichbare Zugfestigkeit angesetzt werden. In Abbildung 2.41 ist die Entwicklung der Blechwerkstoﬀe mit unterschiedlichen Güte- und Festigkeitseigenschaften dargestellt. Nachfolgend soll auf die einzelnen Stahlwerkstoﬀe und deren Wirkmechanismen näher eingegangen werden. Bereits in den 70er Jahren des 20sten Jahrhunderts wurde die Entwicklung der Stahlwerkstoﬀe zu hochfesten Blechwerkstoﬀen voran getrieben. So wurden zunächst die mikro- und phosphorlegierte Stähle entwickelt. Bei mikrolegierten Stählen (Legierungsgehalte bis etwa 0,1 %) bilden sich im Gefüge fein verteilte Karbide und Karbonitride, die kornfeinend und auch aushärtend wirken. Die Kornfeinung wird dadurch bewirkt, dass bei der Warmumformung fein ausgeschiedene Teilchen das Kornwachstum behindern und bei der Umwandlung von Austenit in Ferrit als Keime zur Verfügung stehen. Als Vertreter der mikrolegierten Stählen gelten die IF-Stähle (Interstitial Free). Ein IF-Stahl ist ein Stahl ohne interstitiell eingelagerte Legierungsbestandteile, d. h. es sind im Metallgitter keine Eisenatome durch Kohlenstoﬀoder Stickstoﬀatome substituiert. Die C- und N-Atome sind in dieser Stahlsorte durch Titan oder Niob abgebunden, die hierzu in überstöchiometrischen Mengen vorliegen müssen. Hierdurch erhalten IF-Stähle ein ferritisches Gefüge ohne Perlit oder Zementit. Das garantiert eine gute Kaltumformbarkeit, insbesondere eine gute Tiefzieheignung. Durch das Fehlen der interstitiellen Atome sind diese Stahlsorten frei von Alterungserscheinungen. Bei den phosphorlegierten Stählen wird das Element Phosphor zugegeben. Dieses Element sorgt für eine Verfestigung der Mischkristallphase.

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

83

6 0

U m fo r m b a r k e it (B ru c h d e h n u n g A 80 / % )

IF - S tä h le H S Z - S tä h le B H - S tä h le D P - S tä h le

4 0 A L -L e g .

T R IP - S tä h le

2 0

C P - S tä h le M S - S tä h le k o n v e n tio n e lle S ta h ls o r te n

0

M g -L e g . 0

2 0 0

4 0 0

6 0 0

1 0 0 0

8 0 0

Z u g fe s tig k e it R m

1 2 0 0

1 4 0 0

/ M P a

Abbildung 2.41: Entwicklung von Blechwerkstoﬀe mit unterschiedlichen Güte- und Festigkeitseigenschaften [NN01a]

In den 80er Jahren wurden die sogenannten Dual-Phasen Stähle (DP) entwickelt. Auch hier ﬁndet eine Verfestigung durch die zweite Phase statt, vergleichbar mit den mikrolegierten Stählen. Bei den DP-Stählen bedient man sich der Tatsache, dass die martensitischen Bestandteile durch die Zwangslösung von Kohlenstoﬀ in ihren Kristallstrukturen an Härte gewinnen. Wie hoch der erreichbare Festigkeitsanstieg ist, wird von der Menge, der Härte und der Verteilung der Martensit- und Bainitinseln in der weicheren ferritischen Matrix bestimmt. Durch die Prozessbedingungen bei der Herstellung kann die Gefügeausbildung gesteuert werden. Die Besonderheit der Bake-Hardening Stähle (BH, „beim Backen härtend“) liegt daran, dass sie zum einen sehr gut kalt umformbar sind und zum anderen bei einer anschließenden Wärmebehandlung, wie z. B. dem Einbrennen der Karosserielackierung, einen hohen Festigkeitszuwachs erhalten. Dies gelingt durch die Diﬀusion von interstitiellem Kohlenstoﬀ und Stickstoﬀ zu Versetzungen innerhalb der Kristallstruktur. Eine Weiterentwicklung der IF-Stähle und damit eine Steigerung der Festigkeit zu einer höherfesten Stahlgüte wird durch ein Hinzulegieren mischkristallverfestigender Elemente erreicht. Diese sind für gewöhnlich nicht so stark wie die Elemente Kohlenstoﬀ oder Stickstoﬀ, belegen jedoch andere Plätze der Kristallstruktur. Somit stellen diese Fremdatome, analog zu den mikrolegierten Stählen, Hindernisse bei den Versetzungsbewegungen dar, ohne dass eine Ungleichmäßigkeit in den Spannungs-Dehnungs-Verlauf eingebracht wird. Ohne dass ein wesentlicher Zuwachs an Festigkeit erreicht werden sollte, wurden in den 90er Jahren die isotropen Stahlbleche entwickelt. Da die

84

2 Grundlagen

Anisotropie einen entscheidenden Einﬂuss auf die benötigte Größe des Blechzuschnitts und auf die Qualität des zu erzeugenden Bauteiles hat, wurde versucht, durch Beigabe geeigneter Legierungselemente einen isotropen Stahl zu erzeugen. Man fand heraus, dass durch legieren mit Titan und dessen Ausscheidungen eine Isotropie erreicht werden konnte. Somit ist es heutzutage möglich, die anisotropiebedingte Zipfelbildung und Fließﬁguren weitestgehend zu vermeiden. Ab der Jahrtausendwende wurde die Entwicklung der Blechwerkstoﬀe weiter vorangetrieben, mit dem Ziel eine immer größere Steigerung der Festigkeitskennwerte zu erhalten. Es handelt sich dabei im Wesentlichen um eine Weiterentwicklung der DP-Stähle. Weitere Mehrphasenstähle, wie ComplexPhasen Stähle (CP) und auch TRIP-Stähle („Transformation Induced Plasticity“ = umwandlungsinduzierte Plastizität), gehören zu dieser Entwicklung. Bei den TRIP-Stählen, die in den Bereich der Restaustenitstähle (RA) fallen, kommt es zu einer dehnungsinduzierten Umwandelung des metastabilen Restaustenits in Martensit, wodurch eine wesentliche Festigkeitssteigerung erreicht wird. Auch zukünftig wird der Leichtbau und somit die Entwicklung zu immer weiter hochfesten Materialien vorangetrieben. Eine Weiterentwicklung der TRIP-Stähle stellen die L-IP-Stähle („Lightweight steels with Induced Plasticity“) dar, bei denen durch Beigabe weiterer Legierungselemente die Dichte bei gleichbleibender Festigkeit im Vergleich zu den TRIP-Stählen reduziert werden kann. In Abbildung 2.41 ist die Gruppe der rostfreien Stähle nicht explizit angegeben. Diese Werkstoﬀgruppe liegt oberhalb der gezeigten Werkstoﬀentwicklungen. Die Besonderheit dieser Werkstoﬀgruppe liegt in ihrem hohen Widerstand gegenüber Korrosion. Dies erreichen sie aufgrund ihrer hohen Legierungsbestandteile Chrom (> 12 %) und Nickel, wodurch sie auch als Chrom-Nickel-Stähle bezeichnet werden. Dieser Vorteil wird überall dort ausgenutzt, wo Bauteile ohne zusätzlichen Korrosionsschutz, wie z. B. eine Lackierung, Zink und Eloxal, Verwendung ﬁnden sollen. Die rostfreien Stähle verfügen über einen relativ hohen Restaustenitanteil, was dazu führt, dass sie stark adhäsiv in der Verarbeitung sind. Zusätzlich kann sich Verformungsmartensit bilden, indem es zu einer Umwandlung des Austenits zu Martensit während der Umformung kommen. Anisotropiewert r. Bei vielen Verfahren der Blechumformung ist zu berücksichtigen, dass ein Werkstoﬀ nicht in allen Richtungen über die gleichen Eigenschaften verfügt, sondern sich anisotrop verhält. Die Anisotropie eines vielkristallinen Werkstoﬀs ist dadurch gekennzeichnet, dass die Atomgitter der Körner nicht statistisch regellos orientiert, sondern bevorzugt nach bestimmten Ebenen und Richtungen ausgerichtet sind. Eine solche Vorzugsorientierung, die auch als Textur bezeichnet wird, kann sowohl bei der Herstellung (z. B. Gießen) als auch bei der Weiterverarbeitung (Walzen, Umformung, Wärmebehandlung) entstehen. So führen die zur Blechherstellung erforderlichen plastischen Verformungen als Folge der Abgleitprozesse in den

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

85

P r o b e n la g e : 0 °

4 5 °

B le c h s tr e ife n

9 0 °

2

l0

j j

D r

j

3

b 2

s

0

b s

0 4 5 9 0 W in k e l z u r W a lz r ic h tu n g /

l1

W a lz r ic h tu n g

s e n k r e c h te A n is o tr o p ie r

Körnern zu Orientierungsänderungen und damit zur Ausbildung typischer Walztexturen [MACH81]. Bedingt hierdurch sind u. a. die Zugfestigkeit und die plastischen Eigenschaften richtungsabhängig. Zur Erfassung der Anisotropie der plastischen Eigenschaften von Blechen wird im Zugversuch die senkrechte Anisotropie, der sogenannte r-Wert, ermittelt. Er ist deﬁniert als das Verhältnis der Umformgrade in Breiten- und Dickenrichtung einer Zugprobe, siehe Abbildung 2.42,

0

1

j

1

1

0

Abbildung 2.42: Deﬁnition der Anisotropiewerte

r=

ϕ2 ϕb = . ϕ3 ϕs

(2.51)

Für r = 1 gilt, dass der Werkstoﬀ sich isotrop verhält und gleiche Formänderungen in Breiten- und Dickenrichtung erfolgen. Bei Werten von r > 1 setzt das Blech unter Zugbeanspruchung Dickenänderungen einen größeren Widerstand entgegen und verformt sich mehr in der Breite, während für r < 1 die Formänderung bevorzugt in Dickenrichtung stattﬁndet. Der r-Wert ist im Allgemeinen in der Blechebene nicht konstant, sondern nimmt abhängig von der Lage der Probe relativ zur Walzrichtung unterschiedliche Werte an. Aus diesem Grund wird der Mittelwert deﬁniert, der sich aus Werten zusammensetzt, die unter bestimmten Winkeln (0°, 45°, 90°) zur Walzrichtung gemessen werden: r=

r0◦ + 2 · r45◦ + r90◦ . 4

(2.52)

Die Richtungsabhängigkeit des r-Wertes nennt man ebene Anisotropie und deﬁniert: r0◦ + r90◦ − r45◦ . (2.53) ∆r = 2 Die experimentelle Bestimmung der Anisotropiekennwerte ist in der DIN EN 10130 [EN04] genormt. Dabei wird die senkrechte Anisotropie nach

86

2 Grundlagen

Durchführung eines Zugversuchs bis zu einer Formänderung von 20 % aus der Änderung von Länge und Breite der Probe ermittelt. Es wird empfohlen, anstatt einer Dickenänderung die Längenänderung (L, L0 ) aufzunehmen und über die Volumenkonstanz kann dann die senkrechten Anisotropie nach folgender Formel ermittelt werden: r=

ln bb0 ln LL·b 0 ·b0

.

(2.54)

Auswirkung der Anisotropie beim Tiefziehen. Ein durch Tiefziehen hergestellter Napf weist trotz symmetrischer Beanspruchung häuﬁg eine Zarge mit unterschiedlicher Höhe und Dicke auf. Diese Erscheinung wird als Zipfelbildung bezeichnet und ist auf eine ausgeprägte ebene Anisotropie des Blechwerkstoﬀes zurückzuführen, siehe Abbildung 2.43.

Z ip fe l 0 0

a . 9 0

+ D r

4 5

Z ip fe l 4 5

k e in e Z ip fe l D r~ 0

0

- D r

9 0 ° 0 4 5 9 0 ° 0 W in k e l z u r W a lz r ic h tu n g

Z ip fe lh ö h e Z

0

0

4 5

9 0 °

z

e b e n e A n is o tr o p ie D r

Abbildung 2.43: Abhängigkeit der Zipfelbildung von der ebenen Anisotropie

Im Bereich höherer Werte der senkrechten Anisotropie neigt das Blechmaterial dazu, in der Breite bzw. Umfangsrichtung einzuschnüren. Blechdickenänderungen wird ein großer Widerstand entgegengesetzt. Das Material ﬂießt aus den Nachbargebieten nach. Bedingt hierdurch treten dort sowohl die Zipfel als auch die größeren Wanddicken (relativ über dem Umfang) auf. An den Stellen minimaler r-Werte zeigen sich dagegen die Täler. Die Zipfelhöhe wird umso größer, je höher der Wert der Wert der ebenen Anisotropie ∆r ist. Bei einem positiven Wert ergeben sich die Zipfelberge unter 0° und 90°; bei einem negtiven Wert unter 45° zur Walzrichtung. Da meist aus technischen und optischen Gründen ein glatter Rand erforderlich ist, bedürfen die Näpfe

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

87

einer Nachbearbeitung, die mit zusätzlichen Kosten und einer Verkleinerung der nutzbaren Napfhöhe verbunden ist. Große Werte der senkrechten Anisotropie wirken sich zum Teil auch positiv aus. So steigt das Grenzziehverhältnis mit zunehmenden r-Werten an, siehe Abbildung 2.44. Dieser Sachverhalt kann mit Hilfe der Fließortkurven für unterschiedliche r-Werte nach Hill [HILL50] erläutert werden, siehe Abbildung 2.45. Fließortkurven beschreiben den geometrischen Ort für den Fließbeginn im Spannungsraum. Diese Kurven gelten unter der Annahme eines ebenen Spannungszustandes für Werkstoﬀe, die nur eine senkrechte, jedoch keine ebene Anisotropie aufweisen [PÖHL84].

G r e n z z ie h v e r h ä ltn is b

m a x

2 ,4

2 ,3

2 ,2

2 ,1

2 ,0 0

1 ,0 0 ,5 1 ,5 m ittle r e s e n k r e c h te A n is o tr o p ie r

2 ,0

Abbildung 2.44: Grenzziehverhältnis in Abhängigkeit von der mittleren senkrechten Anisotropie (nach Whiteley)

Die Fließortkurve ist geschlossen (in Abbildung 2.45 ist lediglich der Bereich zwischen idealem Streckziehen (Zug-Zug) und idealem Tiefziehen (ZugDruck) dargestellt), konvex und im allgemeinen Fall nicht durch eine analytische Funktion zu beschreiben. Um die dargestellten Fließortkurven experimentell bestimmen zu können, ist es notwendig, den Fließbeginn für zweiachsige Spannungszustände zu bestimmen [PÖHL84]. Eine experimentelle Bestimmung der Fließortkurven kann z. B. mit Hilfe von Zug- oder Stauchversuchen erfolgen. Hierbei müssen die einzelnen Proben eine unterschiedliche Orientierung zur Walzrichtung aufweisen. Die Versuche werden analog zu der Versuchsdurchführung bei isotropem Material durchgeführt, und aus den Messdaten wird eine Aussage über die Fließortkurve abgeleitet [PÖHL84].

88

2 Grundlagen 2 ,0

e b e n e r S p a n n u n g s z u s ta n d :

s 3

= 0 5

3

1 ,5

2

/ k

f

D r = 0

B e z o g e n e H a u p ts p a n n u n g

s

Z u g - Z u g 1

1 ,0

s

= s

0 ,5

1

r = 0 2

0

-0 ,5

-1 ,0

5

0

s 1

= -s 2

3 1

0

Z u g - D ru c k

1 ,5 0 ,5 1 ,0 B e z o g e n e H a u p ts p a n n u n g

s 1

2 ,0 / k f

Abbildung 2.45: Fließortkurven von Blechstoﬀen in Abhängigkeit vom r-Wert (nach Hill/Pankin)

Es ist zu erkennen, dass bei zweiachsiger Zugbeanspruchung, wie sie in der Zarge eines Napfes während des Tiefziehens herrscht, der für plastisches Fließen erforderliche Spannungszustand mit steigenden r-Werten zunimmt. Bei einem Zug-Druck-Spannungszustand, wie er im Flansch herrscht, ist dagegen eine Abnahme der zum Fließen erforderlichen Spannungen festzustellen. Übertragen auf die Verhältnisse des Napfziehens folgt hieraus, dass mit steigenden Werten der senkrechten Anisotropie die Umformkraft im Flanschbereich sinkt, während die in der Zarge übertragbare Kraft wächst, so dass größere Grenzziehverhältnisse erreicht werden können. 2.7.1.2 Kaltmassivumformung. Für alle Werkstückwerkstoﬀe, die zur Fertigung von Fließpressteilen in Betracht kommen, sind folgende Forderungen wünschenswert: • • • •

möglichst geringe Fließspannung kf , geringe Neigung zur Kaltverfestigung, homogenes Gefüge über den gesamten Ausgangsquerschnitt und hohes Umformvermögen.

Zum Einleiten des Fließens ist für jeden Werkstoﬀ eine ganz bestimmte Spannung notwendig. Diese kann als Merkmal für die Einordnung von Fließpresswerkstoﬀen herangezogen werden. Mit steigender Fließspannung ergibt sich die nachstehende Rangfolge: • Blei und Bleilegierungen, • Zinn und Zinnlegierungen,

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

• • • • • • • •

89

Aluminium und Aluminiumlegierungen, Zink und Zinklegierungen, Kupfer und Kupferlegierungen, unlegierte und legierte Stähle bis etwa 0,45 % C im geglühten Zustand, korrosionsbeständige ferritische und martensitische Cr-Stähle, austenitische CrNi-Stähle, Nickel und Nickellegierungen in lösungsgeglühtem Zustand und Titan und Titanlegierungen.

Von den angegebenen Nichteisenmetallen haben Blei- und Zinnlegierungen eine vergleichsweise geringe Bedeutung, obwohl sie am leichtesten umformbar sind. Diese Legierungen ﬁnden vor allem für dünnwandige Teile, wie Becher, Hülsen und Tuben, breitere Anwendung. Aluminium und Aluminiumlegierungen. Wesentlich größere Bedeutung haben Aluminiumwerkstoﬀe. Sie lassen sich grob einteilen in • Reinst- und Reinaluminium, • nicht aushärtbare Legierungen und • aushärtbare Legierungen. Reinstaluminiumsorten enthalten mehr als 99,98 % Aluminium. Der Aluminiumgehalt bei den Reinaluminiumsorten liegt zwischen 99 % und 99,9 %. Hauptlegierungselement ist Magnesium, das bis zu 0,5 % zulässig ist. Reinst- und Reinaluminiumsorten haben eine niedrige Festigkeit, siehe Tabelle 2.1. Sie können bereits mit geringen Drücken kalt umgeformt werden. Dabei sind große bis sehr große Formänderungen möglich. Dies gilt uneingeschränkt allerdings nur für den weichen Zustand. Im halbharten und im harten Zustand ist die Festigkeit höher und damit auch der erforderliche Druck größer. Das Umformvermögen nimmt entsprechend ab. Der halbharte oder harte Zustand liegt bei Reinst- und Reinaluminium immer nach vorangegangener Kaltumformung vor. Er lässt sich durch Rekristallisationsglühen wieder beseitigen. Legierte Aluminiumwerkstoﬀe enthalten als Legierungselemente hauptsächlich Kupfer, Magnesium, Mangan, Zink und Silizium. Sie werden in nicht aushärtbare und aushärtbare Legierungen unterteilt. Zu den nicht aushärtbaren gehören hauptsächlich die Gruppen AlMg, AlMn und einige Varianten davon. Sie erhalten ihre gegenüber den Reinstund Reinaluminiumsorten höhere Festigkeit durch die Wirkung der Legierungselemente und durch Kaltverformung. Deshalb werden sie vielfach auch als Knetlegierungen bezeichnet. Die Verfestigungsneigung begrenzt das Umformvermögen dieser Werkstoﬀe. Aushärtbare Legierungen sind z. B. solche der Gruppen AlMgSi, AlZnMg, AICuMg und AlZnMgCu. Bei Ihnen werden durch Kalt- oder Warmauslagern festigkeitssteigernde Phasen ausgeschieden. Durch Kaltumfomen erhöht sich diese Festigkeit weiter. Die Umformung ausgehärteter Legierungen ist

90

2 Grundlagen

Tabelle 2.1: NE-Metalle für das Kaltumformen Werkstoﬀ

Dehngrenze Bezeichnung / Rp Nummer MPa

Zugfestigkeit Rm MPa

Bruch- Härte dehnung A HB %

Bemerkungen

Al9,5 20 ENAW1050A AlMg5 110 ENAW5019 AlCuMg1 260 ENAW2017A

70

23

20

Elektroteile, Hülsen, Rohre

240

17

55

naturhart, Behälter- und Fahrzeugbau

400

10–15

100

aushärtbar, Fahrzeug- und Maschinenteile

120–140

52–60

32–34

200–230 250–300

3–6

70–90

Zn99,95 2.2035 ZnAl4 2.2140 ZnAl4Cu1 2.2141

–

220–250 280–350

2–5

85–105

E Cu57 Cu-ETP CuSn2 – CuZn37 CW508L CuZn33 CW506L CuZn28 CW504L

120

200–290

38

45–70

Halbzeuge für die Elektrotechnik

150

260–280

35–50

60

Rohre, Federn, Schrauben

180–250 300–380

45–50

70–75

150–180 270–370

46–50

65–70

(150)

44

70

Hauptlegierung für die Kaltumformung, universell anwendbar gut kaltumformbar, Schrauben, Niete, Formteile sehr gut kaltumformbar, vielseitige Anwendung

Ti99,7 3.7035 Ti6Al4V 3.7165

250–350 400–550

22

150

280

820–940 880–1.130 8

Pressteile, Proﬁle, Armaturen

Flugzeugbau, Triebwerksteile, chem. Apparatebau, Reaktorbau 260–310 Flugzeug- und Triebwerksbau

im Vergleich zu den anderen Legierungsarten schwieriger. Eine qualitative Übersicht über die Kaltumformbarkeit von Aluminiumwerkstoﬀen gibt Tabelle 2.2 [BILL73]. Zink und Zinklegierungen. Zink und Zinklegierungen ﬁnden nur sehr begrenzt Anwendung für Kaltformteile. Hauptursache dafür ist, dass Zink bereits bei geringer Belastung zu kriechen beginnt. Dieser Nachteil lässt sich durch Beigeben von Aluminium und Kupfer zwar in Grenzen unterdrücken, aber dann nimmt die Bruchdehnung sehr deutlich ab, siehe Tabelle 2.1. Das Werkstückspektrum, das aus Zinkwerkstoﬀen gefertigt wird, umfasst Niete und bolzenförmige Teile, Proﬁle, Armaturen und Pressteile. Kupfer und Kupferlegierungen. Kupfer und Kupferlegierungen haben als Werkstoﬀe für Kaltformteile große Bedeutung erlangt. Dies ist in den vielfältigen Verwendungsmöglichkeiten dieser Werkstoﬀgruppe und, bei entsprechender Legierungszusammensetzung, in der sehr guten Verformbarkeit im kalten Zustand begründet.

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

91

Tabelle 2.2: Einordnung einiger Aluminiumwerkstoﬀe nach ihrer Kaltumformbarkeit [BILL73] Gute Umformbarkeit

Mittlere Umformbarkeit

Geringere Umformbarkeit

Reinstaluminium Reinaluminium weich AlMn weich

AlMgSi weich AlMg3 weich AlCuMg weich AlMgSi kalt ausgehärtet

AlMgSi warm ausgehärtet AlMgMn halbhart AlMg5 halbhart

Reinaluminium halbhart AlMn halbhart

AlMg5 weich AlMgMn weich

AlCuMg ausgehärtet AlMg7 halbhart AlCuMg ausgehärtet

Reinaluminium hart AlMg3 halbhart AlMg7 weich AlCuMg weich

AlMn hart AlMgMn hart AlZnMg1 AlZnMgCu1.5

Die höchsten Umformgrade lassen sich mit Reinkupfersorten erreichen. Bei diesen Werkstoﬀen liegt der Kupfergehalt zwischen 99,50 % und 99,90 %. Sie weisen geringe Mengen an Rückständen von Desoxidationsmitteln, z. B. Phosphor oder Arsen, auf. Bestimmte Sorten (Elektrolytkupfer) enthalten bis zu 0,04 % Sauerstoﬀ. Die Veränderung der mechanischen Kennwerte Rm , Rp und A von E-Kupfer bei der Kaltumformung veranschaulicht Abbildung 2.46.

5 0 0

5 0

4 0 R

/ %

/ M P a

/ M P a p 0 ,2

m

Z u g fe s tig k e it R

D e h n g re n z e R

m

p 0 ,2

3 0 0

3 0

2 0 0

2 0

1 0 0

1 0 A

0

1 0

2 0

3 0

4 0

D e h n u n g e / %

B ru c h d e h n u n g A

R

4 0 0

5 0

6 0

7 0

0

W e r k s to ff: E le k tr o ly tk u p fe r

Abbildung 2.46: Einﬂuss der Kaltverformung bei Elektrolytkupfer auf die mechanischen Kennwerte [NN86, NN01b]

92

2 Grundlagen

Die Kaltumformung von Reinkupferwerkstoﬀen ﬁndet vorwiegend zur Herstellung von Halbzeugen wie Voll- und Hohlproﬁlen verschiedenster Querschnitte Anwendung. Diese werden überwiegend in der Elektroindustrie weiterverwendet. Reinkupfer in Form von Blechen und Rohren dient als Werkstoﬀ, wenn die Forderung nach hoher thermischer oder elektrischer Leitfähigkeit besteht [NN01b, NN86]. Von den legierten Kupferwerkstoﬀen sind die Kupfer-Zinklegierungen, umgangssprachlich auch Messing genannt, mit einem Produktionsanteil von ca. 70 % der Kupferlegierungen die wichtigsten [NN03]. Ihre Eigenschaften und damit ihre Verformbarkeit im kalten Zustand hängen vom Zinkgehalt ab. Liegt er unter 37,5 %, so besteht die Legierung im festen Zustand ausschließlich aus α-Mischkristallen (α-Messing). Dazu gehören u. a. die Legierungen CuZn20, CuZn28, CuZn37. Legierungen, die nur α-Mischkristalle enthalten, sind sehr gut umformbar, siehe Abbildung 2.47. Sie weisen eine hohe Bruchdehnung auf, wodurch Umformoperationen mit hohen Umformgraden möglich werden.

5 0

5 0 0

A / %

m

3 0

Z u g fe s tig k e it R

B ru c h d e h n u n g

4 0

2 0

3 0 0 A

2 5 0

4 0 0

2 0 0 R m

3 0 0

1 5 0

2 0 0

5 /2 5 0 /3 0

6 0 0

H B

6 0

3 5 0

B r in e llh ä r te

7 0 0

/ (M P a )

7 0

1 0 0

0

1 0

2 0

5 0

C u Z n 4 2

0

C u Z n 2 8

1 0 0

1 0

C u Z n 3 7

H B

3 0 4 0 Z in k g e h a lt / %

5 0

6 0

K u p fe r g e h a lt = 1 0 0 % - Z in k g e h a lt

Abbildung 2.47: Mechanische Kennwerte von Kupfer-Zinklegierungen in Abhängigkeit vom Zinkgehalt [NN88]

Bei Zinkgehalten von mehr als 37,5 % bildet sich außer dem α- Mischkristall eine zweite Phase, der β-Mischkristall. Beide Kristallarten treten bei Zinkgehalten bis 46 % nebeneinander auf. Die (α + β)-Legierungen sind besonders deshalb interessant, weil sich die Phasengrenzen in Abhängigkeit von der Temperatur verschieben, also die Eigenschaften dieser Werkstoﬀe durch Wärmebehandlung beeinﬂusst werden können. Zur (α + β)-

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

93

Legierungsgruppe gehören unter anderem CuZn40 und CuZn40Pb2. Bei der Legierung CuZn40Pb2 liegt der β-Anteil im Bereich von 30 % bis 50 % [NN88]. Das Auftreten der zweiten Phase hat einen beträchtlichen Einﬂuss auf die Kaltumformbarkeit. Sie ist bei (α + β)-Werkstoﬀen schlechter als bei reinen α-Legierungen. Steigender Zinkgehalt führt zu größerem β-Anteil im Gefüge und damit zu zunehmend schlechterer Umformbarkeit im kalten Zustand. Diese Legierungen sind dagegen gut zum Warmumformen geeignet. Enthalten Kupfer-Zinklegierungen noch weitere Elemente, dann werden sie als Sondermessing bezeichnet. Diese Werkstoﬀe bestehen zu 56 % bis 79 % aus Kupfer. Der verbleibende Anteil setzt sich aus Zink und einem oder mehreren anderen Elementen zusammen. Insgesamt liegt der Gehalt an solchen Zusatzelementen üblicherweise bei höchstens 4 % [NN88]. Zulegiert werden Aluminium, Eisen, Magnesium, Mangan, Nickel, Silizium oder Zinn. Ihre Wirkung auf die mechanischen Eigenschaften ist unterschiedlich. Im Hinblick auf das Verhalten der Sondermessingsorten bei der Kaltumformung kann sie unter dem Gesichtspunkt der Verschiebung der Phasengrenzen betrachtet werden. So wirkt Nickel ebenso wie Kupfer auf die Erhöhung des α-Anteils. Die übrigen Zusatzelemente wirken ähnlich wie Zink, d. h. der β-Anteil im Gefüge nimmt zu. Damit wird die Umformbarkeit im kalten Zustand im Allgemeinen schwieriger. Die Formgebung geschieht stets im weichgeglühten Zustand. Einige häuﬁg verwendete Sondermessingsorten sind zusammen mit einer Einordnung in Bezug auf die Kaltumformbarkeit in Tabelle 2.3 angegeben.

Tabelle 2.3: Relative Kaltumformbarkeit von Kupfer-Zinkknetlegierungen [NN88] Gute Umformbarkeit

Mittlere Umformbarkeit

Geringere Umformbarkeit

CuZn20 CuZn28 CuZn31Si1 CuZn35 – –

CuZn20Al2 CuZn28Sn1 – CuZn35Ni2 CuZn39Pb0,5 CuZn40Mn2

– – – – CuZn39Pb2 CuZn40Mn1Pb

Die übrigen Zwei- und Mehrstoﬀlegierungen auf Kupferbasis haben als Werkstoﬀe für kaltgeformte Teile im Vergleich zu den Kupfer-Zinklegierungen nur geringe Bedeutung. Alle Knetlegierungen lassen sich zwar auch zu Konstruktionsteilen umformen, der Hauptanwendungsbereich liegt jedoch bei der Herstellung von Halbzeugen, wie Blechen, Bändern, Stangen, Rohren und Proﬁlen aller Art. Ein weiterer Bereich von legierten Kupferwerkstoﬀen sind die KupferZinnlegierungen, umgangssprachlich auch Bronze genannt. Sie nehmen in Deutschland einen Produktionsanteil von ca. 14 % der Kupferlegierungen ein [NN03]. Kupfer-Zinn-Legierungen lassen sich durch die Verfahren wie

94

2 Grundlagen

Walzen, Ziehen, Bördeln, Biegen, Kanten und Tiefziehen gut kaltumformen. Die hohe Kaltverfestigung dieser Werkstoﬀe ist der Grund für die verbreitete Verwendung als Werkstoﬀ für federnde Kontaktelemente in der Elektroindustrie [NN04]. Hochwarmfeste NE-Metalle. Hochwarmfeste und chemisch beständige NEMetalle, wie Nickel und Titan, sowie bestimmte Legierungen werden, wenn auch nur in Sonderfällen, ebenfalls mittels Kaltumformung zu Konstruktionsteilen verarbeitet. Von den Nickelwerkstoﬀen lassen sich die technischen Reinnickelsorten am leichtesten kaltverformen. Sie enthalten 99,5 % oder mehr Nickel, außerdem etwas Kohlenstoﬀ, Mangan, Eisen, Silizium und Kupfer. Mit diesen Werkstoﬀen sind hohe Umformgrade erreichbar, siehe Abbildung 2.5, so dass Zwischenglühungen zur Wiederherstellung des Umformvermögens nur bei extremen Formänderungen erforderlich werden. Durch die Kaltumformung steigen die Festigkeit und die Härte an. Die Bruchdehnung hingegen nimmt bereits bei kleinen Umformgraden stark ab. Reinnickelwerkstoﬀe verhalten sich im Bereich vergleichbarer Umformgrade ähnlich wie Stahl mit 0,2 % bis 0,25 % Kohlenstoﬀ [NN75], siehe Abbildung 2.48.

5 0 0 N im o n ic 8 0 A

4 0 0

In c o n e l 7 1 8 N im o n ic 7 5

V ic k e r s h ä r te

H V

In c o n e l 6 0 0

3 0 0

M o n e l 4 0 0 R e in n ic k e l

2 0 0

S ta h l C 2 2 K u p fe r

1 0 0 A lu m in iu m

0

1 0

2 0

3 0 4 0 D e h n u n g / %

5 0

6 0

7 0

Abbildung 2.48: Härtezunahme durch Kaltverformung [NN75]

Nickelknetlegierungen weisen je nach Zusammensetzung wesentlich höhere mechanische Kennwerte auf als Reinnickelsorten. In Bezug auf die Verformbarkeit im kalten Zustand verhalten sie sich hinsichtlich der möglichen Umformgrade und der Tendenz zur Verfestigung ähnlich. Die höhere Festigkeit im unverformten Zustand wird mit steigendem Umformgrad weiter

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

95

angehoben, siehe Abbildung 2.48. Damit steigen auch die Anforderungen an Maschinen und Werkzeuge. Das Kaltumformen von Nickellegierungen ist aus Gründen der Werkstoﬀeinsparung von großem wirtschaftlichem Interesse. Ferner auch deswegen, weil sich diese Werkstoﬀe nur unter Schwierigkeiten spanend bearbeiten lassen [BILL73, LANG90a]. Titan und Titanlegierungen. Metallische Titan und Titanlegierungen sind aufgrund ihrer günstigen Relation von Dichte (ρ ≈ 4, 5 g/cm3 ) zu Festigkeit als Konstruktionswerkstoﬀe dann von Interesse, wenn möglichst geringes Bauteilgewicht und große Belastbarkeit eine maßgebliche Rolle spielen. Da diese Werkstoﬀe auch eine gute Beständigkeit gegen viele Chemikalien aufweisen, sind sie für den Bau von chemischen Apparaten und Anlagen von Bedeutung. Titan ist ein sehr teures Metall, das sich teilweise nur schwierig spanend bearbeiten lässt. Aus diesen Gründen erscheint die Möglichkeit des Kaltumformens interessant. Dem steht jedoch die hohe Festigkeit des Titans entgegen. Dadurch werden große Umformkräfte notwendig. Die erreichbaren Umformgrade sind nur bei Reintitan etwa denen höherfester Stähle vergleichbar. Technische Reintitansorten weisen Zugfestigkeiten im Bereich von Rm = 300 bis 700 MPa, Dehngrenzen von Rp0,2 = 200 bis 600 MPa und Bruchdehnungen von A5 = 20 % bis 35 % auf. Mit dem Grad der Kaltverformung ändern sich diese Größen beträchtlich, wie dies am Beispiel des Kaltwalzens von Reintitan, siehe Abbildung 2.49, deutlich wird.

5 0 4 0 3 0 2 0 1 0

Z u g fe s tig k e it R D e h n g re n z e R p

/ 1 0

B ru c h d e h n u n g A

6 0

9 0 0 R R

8 0 0 m

7 0 0 p 0 ,2

6 0 0

6 0 0

5 0 0

5 0 0

H V 1 0

4 0 0

4 0 0

3 0 0

3 0 0

2 0 0 A

V ic k e r s h ä r te H V 1 0

7 0 0

0 ,2

7 0

/ M P a

8 0 0

/ M P a

8 0

m

9 0 0

%

9 0

2 0 0 1 0

1 0 0

1 0 0 0

2 0

4 0 6 0 D ic k e n a b n a h m e / %

8 0

0

Abbildung 2.49: Einﬂuss der Höhenabnahme beim Walzen von Titan [ZWIC74]

96

2 Grundlagen

Titanlegierungen lassen sich mit steigendem Gehalt an Legierungselementen zunehmend schwerer kalt umformen. Ursache dafür ist aber nicht alleine der Gehalt an Zusatzelementen, sondern ihre Wirkungsweise im Hinblick auf die Phasen, die sie bilden. Die technischen Titanwerkstoﬀe werden in α-, βund (α + β)-Legierungen eingeteilt. Die α-Phase weist hexagonale Gitterstruktur auf, die β-Phase ist kubisch-raumzentriert. Die β-Legierungen sind in Bezug auf ihre Verformbarkeit im kalten Zustand hinter den Reintitansorten, aber vor den α- und (α + β)-Legierungen einzuordnen. Sie enthalten als Hauptlegierungselement Vanadium, Chrom, Molybdän, Niob, Tantal oder Mangan. Zu dieser Gruppe gehören unter anderem die technischen Legierungen TiV13Cr11Al3, TiV8Fe5Al1 sowie TiV16Al2,5. Hauptlegierungselemente der α-Legierungen sind Aluminium, Zinn oder Zirkon. Die Werkstoﬀe aus dieser Gruppe lassen sich nur sehr viel schwerer als die β-Legierungen kalt verformen. TiAl5, TiAl5Sn2,5 sowie TiAl8Mo1V1 seien als Beispiele für die technischen α-Legierungen genannt. Eine der verbreitetsten Titanwerkstoﬀe ist die (α + β)-Legierung TiAl6V4, die als schwer umformbar gilt (Tabelle 2.1). Wenn Titanlegierungen kalt zu Formteilen verarbeitet werden, dann geschieht dies für sehr spezielle Anwendungsfälle im chemischen Apparatebau, im Reaktorbau sowie in der Luft- und Raumfahrtindustrie. Stahl und Stahllegierungen. Stahl ist heute der am meisten verwendete Werkstoﬀ für Kaltﬂießpressteile. Aufgrund seiner im Vergleich zu den meisten NEMetallen hohen Festigkeit muss Stahl besondere Anforderungen hinsichtlich der Homogenität, der Gefügeausbildung und der mechanischen Eigenschaften erfüllen, damit er überhaupt wirtschaftlich kalt umformbar ist. Dies gilt vor allem für höherfeste legierte Stähle, deren Einsatzgebiet sich kontinuierlich erweitert. Die Umformbarkeit der Eisenwerkstoﬀe hängt wesentlich von der Art und von dem Gehalt der Legierungselemente ab. Die Umformbarkeit unlegierter Kohlenstoﬀstähle ist um so besser, je weniger Kohlenstoﬀ sie enthalten, d. h. je höher der Anteil an voreutektoidem Ferrit im Gefüge ist. Ferrit (α-Eisen) ist ein kohlenstoﬀarmer Eisenmischkristall, der sich sehr gut kalt umformen lässt. Mit zunehmendem Kohlenstoﬀgehalt tritt ein weiterer Gefügebestandteil auf, der Perlit. Dies ist ein lamellar strukturiertes Gemisch aus Ferrit und Eisenkarbid (Fe3 C, Zementit). Karbide sind überaus hart (> 1.000 HV), spröde und fast nicht verformbar. Steigender Kohlenstoﬀgehalt führt über einen höheren Perlitanteil im Gefüge zu einer höheren Festigkeit und einer verminderten Umformbarkeit, die zudem noch einen höheren Kraftaufwand erfordert. Dieses Verhalten der Kohlenstoﬀstähle lässt sich in Grenzen durch eine geeignete Wärmebehandlung beeinﬂussen. Dabei wird angestrebt, die lamellar ausgebildeten Karbide im Perlit globular einzuformen. In dieser Form behindern die Karbide die Fließvorgänge beim Umformen in geringerem Maße. Das Werkstoﬀverhalten wird insgesamt homogener, und die Duktilität nimmt zu. Das globulare Einformen der Karbide erfolgt durch Glühen auf

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

97

kugeligem Zementit (GKZ). Häuﬁg genügt auch das Weichglühen. Da aber die langen Glühzeiten vielfach aus wirtschaftlichen Gründen nicht realisierbar sind, besitzen umzuformende Rohteile oft Mischgefüge, die noch Anteile von Perlit mit lamellaren Karbiden enthalten. Unter den Aspekten Homogenität und Fließen lässt sich die Wirkung harter und spröder nichtmetallischer Einschlüsse im gleichen Sinn bewerten wie die des Zementits. Wesentlicher Unterschied ist jedoch, dass die Form solcher Einschlüsse durch eine Wärmebehandlung nicht beeinﬂussbar ist. Daraus folgt, dass an Fließpressstähle besonders hohe Anforderungen in Bezug auf den Reinheitsgrad zu stellen sind. Unlegierte, speziell zum Fließpressen hergestellte Stähle enthalten in ihrer Bezeichnung den Buchstaben „C“ in Großschreibung als Anhang an den Kohlenstoﬀgehalt. Als Beispiele für diese Gruppe seien die Stähle C15C und C45C genannt. In derartigen Werkstoﬀen sind die Begleitelemente Phosphor und Schwefel unerwünscht, weil sie bereits bei der Stahlherstellung Gefügeinhomogenitäten verursachen und die Verformbarkeit der Stähle herabsetzen. In Sonderfällen werden jedoch auch höher schwefelhaltige Stähle kalt verarbeitet, und zwar dann, wenn es sich um einfache Umformvorgänge mit geringen Umformgraden handelt, wenn keine besonderen Anforderungen an die Endfestigkeit der Werkstücke gestellt werden und wenn an den Werkstücken schwierige spanende Fertigbearbeitungsoperationen vorzunehmen sind. Der Einsatz des Fließpressens ist vor allem aus Kostengründen auch für höher belastete Konstruktions- und Maschinenteile von Interesse. Deshalb werden zunehmend legierte Einsatz- und Vergütungsstähle verarbeitet. Sie lassen sich im weichgeglühten Zustand noch verhältnismäßig gut kalt umformen. Vielfach wird die Festigkeitssteigerung, die mit der Kaltumformung verbunden ist, gezielt ausgenutzt, siehe Tabelle 2.4, und bereits bei der Dimensionierung der Werkstücke mit berücksichtigt. Zunehmend werden auch nichtrostende Stähle kalt umgeformt. Die Kosteneinsparung durch geringeren Materialeinsatz kommt wegen der höheren Preise dieser Stähle stärker zum Tragen als bei den Baustählen. Zudem ist die spanende Bearbeitung dieser Werkstoﬀe aufgrund eines erhöhten Werkzeugverschleißes und ungünstiger Spanformen vielfach nur unter Schwierigkeiten ausführbar. Die Einteilung nichtrostender Stähle erfolgt im Allgemeinen in die Gruppen • austenitische CrNi- und CrNiMo-Stähle, • ferritische Cr-Stähle und • martensitische Cr-Stähle. Entsprechend der Gehalte an Legierungselementen und der Gefügeausbildung ist das Verhalten von Stählen verschiedener Gruppen beim Kaltumformen sehr unterschiedlich. Die Gegenüberstellung des Fließverhaltens von drei Stählen (darunter ein nichtrostender austenitischer Stahl) veranschaulicht

98

2 Grundlagen

Tabelle 2.4: Stähle für das Kaltumformen [LANG90c] Werkstoﬀbezeichnung

vor / nach Umformung

Dehngrenze Rp MPa

Zugfestigkeit Rm MPa

Bruch- Anwendungsbeispiele dehnung A %

C15

vorher nachher vorher nachher vorher nachher vorher nachher

280 500 280 500 320 600 340 650

400–450 600–700 400–450 600–700 420–500 700–800 500–600 750–850

20 8 20 8 18 6 16 6

Schrauben, Muttern, Stangen, Hebel, Druckstücke, Wellen, kleine Maschinenteile

vorher nachher vorher nachher vorher nachher

340 500 400 650 500 750

18 8 18 8 14 8

Zahnräder

100Cr6

vorher nachher

450 650

420–500 650–750 600–750 750–850 650–750 900– 1.000 600–750 800–900

12 6

Verschleißteile

X10Cr13

vorher nachher vorher nachher

450 600 220 600

600 750 550–700 800–900

18 10 50 6

korrosionsbest. Teile

C15C C35E C45C

16MnCr5 41Cr4 42CrMo4

X5CrNi18-9

Zahnräder, Schrauben Lenkhebel

säurebest. Teile

dies, siehe Abbildung 2.50. Der unterschiedliche Verfestigungsexponent n bei ferritischen und austenitischen Stählen ist deutlich zu erkennen. Die große Verfestigungsneigung der austenitischen nichtrostenden Stähle macht eine sorgfältige Abstimmung der Rohteile im Hinblick auf die im Verlauf des Umformens auftretenden Formänderungen notwendig. 2.7.1.3 Warmmassivumformung. Die Warmumformung kommt immer dann zum Einsatz, wenn die Fließspannungen reduziert und das Umformvermögen des Werkstoﬀs gesteigert werden soll. Hierzu eignen sich grundsätzlich alle umformbaren Metalle. Vor allem haben heute unlegierte und legierte Stähle, des Weiteren Magnesium, Aluminium, Titan, Kupfer, Nickel bzw. ihre Legierungen und außerdem in bisher sehr begrenztem Umfang hochwarmfeste Werkstoﬀe, wie Niob, Tantal, Molybdän, Wolfram und deren Legierungen eine technische Bedeutung. Der wichtigste Werkstoﬀ für die Warmumformung ist Stahl, der sich durch Legierungszusätze und Wärmebehandlung unterschiedlichen Anforderungen an Härte, Streckgrenze, Zugfestigkeit, Bruchdehnung, Zähigkeit, Dauerschwingfestigkeit, Warmfestigkeit, Zerspanbarkeit und Korrosionsbeständigkeit in weiten Grenzen anpassen lässt.

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

1 1 0 0

X 5 C rN i 1 9 -1 1

1 0 0 0

4 2 C rM o 4

/ M P a

9 0 0 8 0 0

1 6 M n C r5

7 0 0

F lie ß s p a n n u n g

K

f

99

6 0 0 5 0 0 4 0 0 3 0 0 2 0 0 1 0 0 0

0 ,1

0 ,2

0 ,3 0 ,4 U m fo rm g ra d j

0 ,5

0 ,6

0 ,7

Abbildung 2.50: Verlauf der Formänderungsfestigkeit für verschiedenartige Stähle

Einen Überblick über die beim Schmieden verwendeten Stahlsorten geben die Tabelle 2.5 bis Tabelle 2.7. Hiervon wurden speziell für die Warmumformung die ausscheidungshärtenden ferritisch-perlitischen Stähle entwickelt und in der DIN EN 10267 dokumentiert. Im Sprachgebrauch werden als AFP-Stähle bezeichnet. Sie erhalten durch eine gezielte Abkühlung aus der Umformwärme ein ferritischperlitisches Grundgefüge. Aufgrund gleichzeitig stattﬁndender Ausscheidungsvorgänge erfolgt eine Dispersionshärtung im Ferrit, wodurch die hohe Festigkeit erzielt wird. Die erzielbaren Festigkeitskennwerte sind mit denen von Vergütungsstählen vergleichbar. Die Kostenvorteile erwirken diese Stähle durch ihren niedrigen Preis sowie durch den Wegfall von Härte-, Anlass- und Richtkosten. Das Umformverhalten metallischer Werkstoﬀe ist abhängig von Temperatur, Umformgrad, Umformgeschwindigkeit und Umformvermögen [BARG83]. Die obere Temperaturgrenze wird bei der Warmumformung durch die Solidustemperatur, durch Phasenumwandlungen oder chemische Reaktionen (Oxidationsvorgänge) und Grobkornbildung bestimmt. Da in stark geseigerten Legierungen Bereiche mit eutektischer Zusammensetzung vorliegen können, muss in solchen Fällen die Höchsttemperatur kleiner als die eutektische Temperatur sein. Die untere Temperaturgrenze ist theoretisch die Temperaturgrenze der Rekristallisation, unterhalb derer das Formänderungsvermögen aufgrund der einsetzenden Verfestigung verringert bzw. der Umformwiderstand erhöht wird. Im Zusammenhang mit der Rekristallisation ist auch die Umformgeschwindigkeit zu sehen, die bei einer bestimmten Temperatur nicht größer

100

2 Grundlagen

Tabelle 2.5: Stähle für die Warmumformung I Zugfestig- Umformtemperakeit *) tur *) ℃ MPa

Bezeichnung (DIN/StahlEisen-WStbl.)

Anwendungsmerkmale

Anwendungsbeispiele

Allg. Baustähle (DIN EN 10025) Vergütungsstähle (DIN EN 10083)

Verwendung im geschmiedeten Zustand Durch Wärmebehandlung (Härten und Anlassen) weitestgehende Beeinﬂussbarkeit der mech. Eigenschaften: hohe Zähigkeit bei bestimmter Festigkeit

Flansche, Naben, Hebel 300–800 850–1.150 Büchsen, Gehäuse, Ringe Antriebs- und 500–1.500 850–1.100 Getriebeteile: Wellenförmige Bauteile zur Kraft- bzw. Drehmomentübertragung (z. B. Kurbelwellen); Zahnräder; Radnaben, Achsschenkel, Pleuelstangen etc. 500–1.500 850–1.150 Nocken-, Steuerwellen, Zahnräder, Messzeuge, Naben, Hebel, Getriebe-, Lenkwellen

Einsatzstähle Hohe Härte der (DIN EN 10084) einsatzgehärteten Randschicht bei hoher Kernzähigkeit → Verschleißteile Nitrierstähle Hohe Oberﬂächenhärte, (DIN EN 10085) guter Verschleißwiderstand, gute Dauerfestigkeit, Rostträgheit Stähle für das Härtbarkeit der Randzone Flamm- und ohne Beeinﬂussung der Induktionshär- Kerneigenschaften ten (DIN 17212) Warmfeste BeanspruchungstemperaStähle tur bis 540 ℃ (DIN EN 10269) (DIN EN 10273) AFP-Stähle Härtung durch gezielte (DIN EN 10267) Abkühlung aus der Umformwärme

800–1.600 850–1.100 Verschleißteile hoher Oberﬂächenhärte: schwere Maschinenteile großer Abmessungen Getriebewellen, Zahnräder, 500–1.300 850–1.100 Ritzel, Kurbel-, Nockenwellen, Kolbenbolzen Schmiedestücke für 450–1.000 850–1.100 Turbinen-, Dampfkesselund ehem. Anlagenbau: Flansche, Schrauben, Muttern, Hochdruckrohre dynamisch hoch 700–900 900–1.100 beanspruchte Bauteile wie Pleuel, Achsschenkel, Querlenker

*) nach: Stahlschlüssel

als die Rekristallisationsgeschwindigkeit sein darf, damit keine Verfestigung eintritt. Neben der durch die Rekristallisation gegebenen Mindesttemperatur ist eine Umformtemperatur zu wählen, für die entsprechend dem Zustandsschaubild homogene Mischkristalle zu erwarten sind. Unterschiedliche Verformungseigenschaften mehrerer Gefügebestandteile können dadurch vermieden und insbesondere sekundäre Phasen auf den Korngrenzen wieder gelöst werden. Existieren Phasen unterschiedlichen Gittertypes, so wird der jeweils besser umformbare Gittertyp, z. B. der kubisch ﬂächenzentrierte, bei der plastischen Deformation bevorzugt. Da das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs während des Umformvorgangs aufrechterhalten werden muss, aufgrund der Temperaturdiﬀerenz zwischen Werkstück und Werkzeug eine Abkühlung jedoch unvermeidbar ist,

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

101

Tabelle 2.6: Stähle für die Warmumformung II Bezeichnung (DIN/StahlEisen-WStbl.)

Anwendungsmerkmale

Hochwarmfeste BeanspruchungstemperaStähle tur bis 800 ℃; zusätzliche (W 670-69) Forderungen an Zähigkeit, Dauerfestigkeit und Korrosionsbeständigkeit

Rost- und säu- Hohe rebeständige Korrosionsbeständigkeit Stähle

Wälzlagerstahl Hohe Oberﬂächenhärte (W 350-53) hochfestes martensitisch-karbidisches Gefüge (→ hohe Zug-DruckWechselbeanspruchung und Verschleiß) Werkzeugstähle Schalenhärter (geringe - unlegierte Werkzeugstähle Einhärtetiefe) (W 150-63) - Kaltarbeitsbis 200 ℃ stahl*) Oberﬂächentemperatur (W 200-69) - Warmarbeits- Dauertemperatur über stahl*) 200 ℃; hohe (W 250-63) Warmfestigkeit, guter Warmverschleißwiderstand Hohe Anlassbeständigkeit - Schnellaru. Warmhärte bis ca. beitsstahl*) 600 ℃, Warmverschleißbe(W 320-69) ständigkeit

Anwendungsbeispiele

Zugfestig- Umformtemperakeit *) tur *) ℃ MPa

Teile für Behälter- und Apparatebau für Wärmekraftanlagen und Reaktoren: Armaturen, Ventile, Rohre, Druckbehälter, Turbinenschaufeln etc. Konstruktions- und Apparatebauteile für chem. Industrie, Nahrungsmittelindustrie (Armaturen, Wellen, Schrauben, Bolzen, Büchsen)

500–1.250 850–1.250

450–900

750–1.150

Wälzlagerringe durch partielles Schmieden (Vorform)

(nur Härteangaben) 60– 66 HRC

800–1.100

Handwerkzeuge, einf. Stanzwerkzeuge

58– 65 HRC

800–1.100

Stanz- und Kaltumformwerkzeuge

55– 67 HRC

800–1.100

Umformwerkzeuge (Warmumformung) Kunststoﬀformwerkzeuge

900–2.000 800–1.150

Große Werkzeuge der spanlosen Formgebung

64– 67 HRC

900–1150

*) nach: Stahlschlüssel

wird der Umformvorgang mit der jeweils höchstzulässigen Temperatur begonnen. Eine gleichmäßige Temperaturverteilung über dem Werkstückquerschnitt ist bei größeren Querschnitten und bei Werkstoﬀen mit geringerer Wärmeleitfähigkeit bei gleichzeitig höherer Warmfestigkeit nur durch eine lange Aufwärmphase zu erreichen. Bei großen Freifomschmiedestücken kann ein gleichmäßiges Durchwärmen bis in den Kern mehrere Tage dauern. Ungleichmäßige Erwärmung mit Temperaturgradienten vom Randbereich zum Kern kann bei der Umformung zu Wärmespannungen und damit zu Schädigungen führen. Das Kriterium zur Beurteilung des Schwierigkeitsgrades beim Schmieden ist die sogenannte „Schmiedbarkeit“ eines Werkstﬀes, ein qualitatives Ver-

102

2 Grundlagen

Tabelle 2.7: NE-Metalle und Hartlegierungen für die Warmumformung Bezeichnung

ReinAluminium und AlLegierungen Magnesiumlegierungen

Titanlegierungen

Anwendungsmerkmale

Niedriges Bauteilgewicht bei hoher Dauerbeanspruchung; hohe Korrosionsbeständigkeit Geringste Dichte aller metall. Werkstoﬀe bei mittleren Festigkeitseigenschaften; gute Zerspanbarkeit; hohe Warmfestigkeit (Mg-Zr-Leg.) Problem: hohe chem. Reaktionsfähigkeit Hohe Festigkeit bei geringer Dichte und ausgezeichneter Korrosionsbeständigkeit

Anwendungsbeispiele

Zugfestigkeit *) MPa

Schmiedestücke für bis 400 Flugzeug-, Fahrzeug-, Schiﬀsbau; Druckbehälter, Elektrotechnik Gesenkschmiedestücke: bis 260 Maschinenbauteile mittlerer bis hoher mechanischer und thermischer Beanspruchung (Zr-Lg.); Gehäuse im Turbinenbau

Flugzeug- und 300–750 Triebwerksbau (Verdichter, Turbinenschaufeln), Armaturen, chem. Apparate KupferHohe elektr. und Elektrotechnik, bis 600 legierungen Wärmeleitfähigkeit, gute Fahrzeugbau. Festigkeitseigenschaften; Feinmechanik. korrosionsbeständig Apparatebau (Armaturen) Hartlegierun- Sehr große Warmfestigkeit Strahltriebwerksteile: gen auf Turbinenschaufeln und Nickel-Scheiben Kobalt- und Wolframbasis

Umformtemperatur *) ℃ 350–550

370–400

700–1.000

700–900

1.050– 1.250

gleichsmaß hinsichtlich der Umformbarkeit bzw. des Formänderungsvermögens. Nach Lange [LANG90b] lässt sich bezüglich der Warmumformung qualitativ folgende Reihenfolge der Werkstoﬀgruppen darstellen: 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14.

Aluminium-Legierungen Magnesium-Legierungen Kupfer-Legierungen Kohlenstoﬀ-Stähle, legierte Stähle Martensitaushärtende Stähle Austenitische, nichtrostende Stähle Nickel-Legierungen Titan-Legierungen Super-Legierungen auf Eisen-Basis Super-Legierungen auf Kobalt-Basis Molybdän-Legierungen Super-Legierungen auf Nickel-Basis Wolfram-Legierungen Beryllium

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

103

2.7.2 Werkzeugwerkstoﬀe 2.7.2.1 Gusswerkstoﬀe. Gusseisen. Als Gusseisen werden Eisenlegierungen mit hohem Kohlenstoﬀanteil von etwa 2,7 % bis 3,8 % und einem Siliziumanteil von 0,8 % bis 3 % sowie weiteren Bestandteilen wie Mangan, Chrom oder Nickel bezeichnet. Der Kohlenstoﬀ liegt bei Gusseisen überwiegend als Graphit vor und führt bei der Umformung sofort zur Rissbildung. Deshalb wird der Werkstoﬀ in Formen vergossen und dann durch spanende oder abtragende Fertigungsverfahren zu Werkzeugen weiterverarbeitet. Neben den Nachteilen einer geringeren Verformbarkeit und Zähigkeit im Vergleich zu Stahl, weist er deutliche Kostenvorteile, eine gute Zerspanbarkeit sowie günstige Gleiteigenschaften, die durch den Graphitanteil hervorgerufen werden, auf. Für den Bau von Umformwerkzeugen sind vor allem das Gusseisen mit Lamellengraphit sowie mit Kugelgraphit von besonderem Interesse. Gusseisen mit Lamellengraphit. In dieser Gusseisensorte liegt der als Graphit vorliegende Kohlenstoﬀ überwiegend lamellar vor. Infolge ihrer geringen mechanischen Festigkeit beteiligen sich die Graphitlamellen nicht an der Kraftübertragung, sondern wirken wie Hohlräume, die den tragenden Querschnitt vermindern und an ihren Rändern Spannungskonzentrationen infolge Kerbwirkung hervorrufen. Deshalb ist die Verformungsfähigkeit und Schlagzähigkeit dieser Gusseisensorte besonders gering. Die mechanischen Eigenschaften werden weitgehend durch das Grundgefüge und die Graphitform bestimmt. So liegt der E-Modul für ferritischen Guss im Bereich von 90.000 MPa und steigt mit perlitischem Gussanteil bis auf etwa 150.000 MPa an [BEIT01]. Weiterhin weist der Werkstoﬀ die Besonderheit auf, dass der E-Modul mit steigender Spannung abnimmt, also kein linearer Zusammenhang zwischen Spannung und Dehnung vorliegt, was im Rahmen der Werkzeugauslegung zu berücksichtigen ist. Die Werkzeuge sind möglichst nicht auf Zug zu belasten, da die Zugfestigkeit des Werkstoﬀs lediglich ein Viertel der Druckfestigkeit beträgt [MERK03]. Da die hohe, durch die Graphitlamellen bedingte, innere Kerbwirkung das Werkstoﬀversagen dominiert, ist eine kerbarme Oberﬂächenerzeugung aus Festigkeitsgründen nicht erforderlich. Weiterhin ist die Festigkeit des Gusseisens mit Lamellengraphit abhängig von der Feinheit der Graphitverteilung, die mit steigender Abkühlgeschwindigkeit zunimmt. So lassen sich in dünnwandigen Werkstückbereichen höhere Festigkeiten erzielen, was speziell bei der Erzeugung aussteifender Rippen genutzt wird [OEHL01]. In Tabelle 2.8 sind häuﬁg verwendete Gusseisenwerkstoﬀ mit Lamellengraphit sowie ihre mechanischen Kennwerte und Verwendungsbeispiele aufgeführt. Gusseisen mit Kugelgraphit. Es gelingt, das Graphit nicht lamellar, sondern kugelig, sphärolitisch auszubilden, indem eine Armut an Schwefel sowie bestimmte Kohlenstoﬀ- und Siliziumgehalte eingestellt werden. Diese Form hat den Vorteil einer reduzierten inneren Kerbwirkung, wodurch die Festigkeit

104

2 Grundlagen

Tabelle 2.8: Gusseisenwerkstoﬀe mit Lamellengraphit [MERK03, OEHL01] Gusssorte

Zugfestigkeit/MPa

Härte/HB

Einsatzzweck

EN-GJL-150

150 - 250

100 - 175

gering beanspruchte Ziehstempel, Oberteile, Grundplatten für Säulengestelle für leichte Schnitt- und Stanzarbeiten

EN-GJL-200 EN-GJL-250

200 - 300 250 - 350

120 - 195 140 - 215

Ziehwerkzeuge für große und ﬂache Teile, Karosseriebau, ferner für zylindrische Züge bei hoher Beanspruchung und einfacher Geometrie

EN-GJL-300 EN-GJL-350

300 - 400 350 - 450

165 - 235 185 - 255

Zieh- und Formwerkzeuge für hohe Verschleißfestigkeit, Grundplatten und Oberteile für hohe Festigkeitsbeanspruchung

des Werkstoﬀs deutlich gesteigert wird. Weiterhin wird ein Erhöhung des EModuls auf etwa 175.000 MPa erzielt [BEIT01]. Durch entsprechende Wärmebehandlungen lassen sich die Eigenschaften dieser Gusseisenart in stärkerem Mass verbessern als bei Gusseisen mit Lamellengraphit. So werden zur Erzielung höchster Schlagzähigkeit in der Regel Wärmebehandlungen vorgenommen, mit denen ein ferritisches Grundgefüge erreicht wird. Die Zerspanbarkeit ist gut. Somit stellt der Werkstoﬀ eine preiswerte Alternative für große Werkzeuge höherer Belastung dar. In Tabelle 2.9 sind häuﬁg verwendete Gusseisenwerkstoﬀ mit Kugelgraphit sowie ihre mechanischen Kennwerte und Verwendungsbeispiele aufgeführt.

Tabelle 2.9: Gusseisenwerkstoﬀe mit Kugelgraphit [MERK03, OEHL01] Gusssorte

Zugfestigkeit/MPa

Härte/HRC

Einsatzzweck

EN-GJS-500 EN-GJS-600 EN-GJS-700

500 600 700

54 56 56

Zieh- und Formwerkzeuge für hohe Verschleißfestigkeit, Grundplatten und Oberteile für hohe Festigkeitsbeanspruchung

Stahlguss. Unter Stahlguss werden Eisenwerkstoﬀe mit Kohlenstoﬀgehalten von bis zu 2 % verstanden, die in Formen vergossen werden. Hierbei entspricht die Erschmelzung und Legierung der von Walz- und Schmiedestahl. Jedoch sind seine Festigkeitseigenschaften weitgehend richtungsunabhängig, da keine ausgeprägte Textur durch nachfolgende Umformvorgänge erzeugt wird. Verglichen mit Gusseisen weist er eine höhere Festigkeit und teilweise eine höhere Zähigkeit auf und ist somit für großformatige Werkzeuge, die hohen mechanischen Belastungen ausgesetzt werden, besonders geeignet [BEIT01]. Je nach Verwendungszweck wird in Warm- und Kaltarbeitsstahlguss unter-

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

105

schieden. Aus der großen Anzahl möglicher Legierungen sind in Tabelle 2.10 einige Beispiele zusammengestellt.

Tabelle 2.10: Stahlgusswerkstoﬀe [MERK03, OEHL01] Gusssorte

Zugfestigkeit/MPa

Härte/HRC

Einsatzzweck

Kaltarbeitsstahlguss G45CrNiMo4-2 GX100CrMoV5-1

1000 - 1030 800 - 900

50 ± 2 60 ± 2

Form- und Prägewerkzeuge Präge-, Schnitt- und Ziehwerkzeuge Form- und Großwerkzeuge

G45CrNiMo4-2 800 - 900 Warmarbeitsstahlguss GX38CrMoV5-1 —

60 ± 2

GX40CrMoV5-1

—

—

G37CrMoW5-1

—

—

—

Gesenke; unempﬁndlich gegen Warmrissbildung Gesenkeinsätze, Teile für Pressgesenke; sehr gute Anlassbeständigkeit Stempel, Matrizen, Gesenkeinsätze; sehr gute Anlassbeständigkeit und Warmverschleißfestigkeit

Zinklegierungsguss. Zinklegierungsguss läßt sich einfach gießen. Mit ihm werden Gesenke sowie Schnitt- und Stanzwerkzeuge abgegossen, um auf einfache Weise entsprechende Werkzeugpaare zu erzeugen. Die gute Abformung der Werkzeuggeometrie erlaubt eine Reduzierung der Nacharbeit und somit der Herstellungskosten auf ein Minimum. Die Werkzeuge halten leichten Beanspruchungen, wie sie bei der Umformung weicher Leichtmetallbleche und großﬂächiger Stahlblechteile mit großen Radien auftreten, stand und können nach ihrer Verwendung problemlos in andere Werkzeuggeometrien umgegossen werden. Am weitesten ist die Legierung ZnAl4Cu3 mit einer Zugfestigkeit von 335 MPa für die Herstellung von Werkzeugen verbreitet [MERK03]. 2.7.2.2 Aluminiumbronze-Legierungen. Legierungen aus Aluminiumbronze, die bei der Herstellung von Tiefziehwerkzeugen zum Einsatz kommen, bestehen aus etwa 80 % Kupfer, 14 % Aluminium, Eisen und teilweise Nickel. Sie weisen eine Härte von 300 bis 400 Brinell auf und zeichnen sich durch einen besonders niedrigen Reibwert aus [MERK03]. Bedingt durch diese Eigenschaften wird der Werkstoﬀ zur Bestückung oder Panzerung hoch beanspruchter Werkzeugkanten zur Herstellung schwer umformbarer Ziehteile aus rostfreiem Stahlblechen eingesetzt. Hierbei werden die Oberﬂächen des Ziehguts außerordentlich geschont und die Bildung von Falten, Riefen und Kratzern weitgehend unterbunden. 2.7.2.3 Werkzeugstähle. Werkzeugstähle werden in unlegierte und legierte Kaltarbeitsstähle, Warmarbeitsstähle und Schnellarbeitsstähle unterteilt.

106

2 Grundlagen

Kaltarbeitsstähle sind für Verwendungszwecke geeignet, bei denen die Oberﬂächentemperatur im Einsatz im Allgemeinen unter 200 ℃ liegt. Warmarbeitsstähle und Schnellarbeitsstähle können dagegen bis zu Temperaturen von 600 ℃ eingesetzt werden. Aus Kaltarbeitsstählen und Schnellarbeitsstählen werden vor allem Werkzeuge zum Zerspanen und zum Umformen hergestellt. Aus Warmarbeitsstählen werden hauptsächlich Umformwerkzeuge wie Gesenke, Druckgießformen oder Werkzeuge zum Schmieden und Strangpressen gefertigt. Unlegierte Kaltarbeitsstähle. Die unlegierten Kaltarbeitsstähle, die auch als Kohlenstoﬀstähle bezeichnet werden, erhalten bei entsprechender Wärmebehandlung ihre Härte durch die Ausbildung eines martensitischen Gefüges. Neben dem hierzu erforderlichen Kohlenstoﬀgehalt von bis zu 1,25 % C sind bis zu 1,5 % Cr, 1,2 % W, 0,5 % Mo und 1,2 % V enthalten. Der Verschleißwiderstand nimmt mit der Härte und mit steigendem Kohlenstoﬀgehalt zu. Gleichzeitig fällt aber die Zähigkeit ab und damit wird die Empﬁndlichkeit während der Wärmebehandlung und des Werkzeugeinsatzes größer. Alle unlegierten Werkzeugstähle sind Schalenhärter, d. h. sie härten nur an der Werkstückoberﬂäche und nicht über den gesamten Querschnitt. Eine Durchhärtung ist lediglich bis zu einem Durchmesser von 10 mm möglich. Die Werkstückoberﬂächentemperatur soll im Betrieb 180 ℃ nicht überschreiten, da sonst Anlasserscheinungen auftreten, mit denen ein Härteabfall einher geht. In Tabelle 2.11 sind häuﬁg verwendete unlegierte Kaltarbeitsstähle sowie ihre Härte und typische Einsatzzwecke aufgeführt.

Tabelle 2.11: Unlegierte Kaltarbeitsstähle [MERK03] Stahlsorte

Härte/HRC

Einsatzzweck

C70U C80U C105U C120U

57 58 61 62

Abgratwerkzeuge, Äxte, Schneidwaren Warmgesenke, -walzen, Maschinenmesser Präge-, Ziehwerkzeuge, Matrizen Feilen, Fräser, Band- und Bügelsägen

Legierte Kaltarbeitsstähle. Der Kohlenstoﬀgehalt der legierten Kaltarbeitsstähle liegt zwischen 0,18 und 2,30 % und ist somit höher als bei den unlegierten Stählen. Zusätzlich sind die Legierungselemente Cr, Mo, W und Mn enthalten, die für eine Absenkung der kritischen Abkühlgeschwindigkeit und somit für eine gute Durchhärtbarkeit der Werkstoﬀe sowie zur Bildung von Karbiden und somit zur Steigerung der Verschleißfestigkeit beitragen [PÖHL99]. Zusätzlich erhöhen sie die Anlassbeständigkeit und die Warmfestigkeit. Auch diese Stähle können im Betrieb lediglich Oberﬂächentemperaturen von bis zu 200 ℃ ausgesetzt werden.

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

107

In Tabelle 2.12 sind häuﬁg verwendete legierte Kaltarbeitsstähle sowie ihre Härte und typische Einsatzzwecke aufgeführt.

Tabelle 2.12: Legierte Kaltarbeitsstähle [MERK03] Stahlsorte

Härte/HRC

Einsatzzweck

60WCrV8 90MnCrV8 X100CrMoV5 X153CrMoV12 45NiCrMo16

58 60 62 61 52

Präge-, Fließpress- und Stanzwerkzeuge Schnitt-, Biege-, Tiefzieh- und Prägewerkzeuge Kaltpilgerdorne und Schnittwerkzeuge Schnitt-, Gewindewalz-, Presswerkzeuge Präge- und Biegewerkzeuge

Warmarbeitsstähle. Die Warmarbeitsstähle sind zur spanlosen Formgebung von Stahl, Nichteisenmetallen und ihren Legierungen bei Temperaturen weit oberhalb von 300 ℃, häuﬁg im rotwarmen Zustand vorgesehen. Daher werden hohe Anforderungen hinsichtlich Warmfestigkeit, Warmverschleißwiderstand Wärmeleitfähigkeit, Zähigkeit und Anlassbeständigkeit gestellt. Die Art der Beanspruchung bedingt das gleichzeitige Vorhandensein mehrerer oder aller dieser Eigenschaften. Wesentlich für Warmarbeitsstähle ist außerdem ihre Brandrissunempﬁndlichkeit, die durch Überlagerung von Zähigkeit und Wärmeleitfähigkeit bestimmt wird [NN96]. Da die Berührung mit dem zu verarbeitenden heißen Metall in den meisten Fällen eine zeitweise, in bestimmten Abständen wiederkehrende ist, ergibt sich durch den Temperaturwechsel eine zusätzliche Beanspruchung, die allmählich zur Bildung von netzförmigen Rissen, den sogenannten Brandrissen führt [SPUR84]. Um all diesen Anforderungen gerecht zu werden, sind eine Vielzahl von Legierungselementen erforderlich, die zusätzliche Wechselwirkungen untereinander hervorrufen, wodurch komplexe Stähle entstehen. Vor allem Stähle mit den Legierungsbestandteilen Cr-Mo-V und Ni-Cr-Mo-V werden diesen Anforderungen gerecht. Eine wesentliche Eigenschaft dieser Stähle ist eine hohe Warmhärte, die durch eine Sekundärhärtung im Temperaturbereich um 500 ℃ hervorgerufen wird. Ursache für diesen Eﬀekt sind zusätzliche Karbidausscheidungen, die eine plastische Verformung des Werkstoﬀs in diesem Temperaturbereich erschweren [MERK03]. Eine weitere wichtige Eigenschaft dieser Stähle ist ihre hohe Zähigkeit, die deutlich über der anderer Stähle liegt, die ebenfalls in diesem Temperaturbereich eingesetzt werden können. Diese Eigenschaft trägt dazu bei, dass diese Werkstoﬀe auch in mechanisch hoch beanspruchten Werkzeugen wie Schmiedegesenken zum Einsatz kommen. Während die Warmarbeitswerkzeuge aus Cr-Mo-V-Stählen wegen ihrer Temperaturwechselbeständigkeit für Wasserkühlung geeignet sind, werden Ni-Cr-Mo-V-Stähle wegen ihrer Zähigkeit für Werkzeuge mit schlagartiger und hoher Druckbeanspruchung verwendet.

108

2 Grundlagen

In Tabelle 2.13 sind häuﬁg verwendete Warmarbeitsstähle sowie ihre Härte und typische Einsatzzwecke aufgeführt.

Tabelle 2.13: Warmarbeitsstähle [MERK03] Stahlsorte

Härte/HRC

Einsatzzweck

55NiCrMoV7 32CrMoV12-28 X37CrMoV5-1 X40CrMoV5-1

42 46 48 50

Schmiedegesenke, Warmschermesser Strangpresswerkzeuge, Gesenke wasserkühlbare Strangpresswerkzeuge und Gesenke Warmschermesser, Strangpresswerkzeuge

Schnellarbeitsstähle. Schnellarbeitsstähle bieten eine gute Kombination von Warmhärte, Verschleißbeständigkeit und Zähigkeit. Besonders die beiden letzten Eigenschaften haben dazu geführt, dass sie sich weitgehend für Kaltumformwerkzeuge durchgesetzt haben. Die besonderen Eigenschaften dieser Stahlgruppe wird durch die starken Karbidbildner W, Mo, V und Cr verursacht [BEIT01]. Es werden schmelzmetallurgisch und kostenintensivere pulvermetallurgisch hergestellte Schnellarbeitsstähle unterschieden, die sich durch eine feinere und gleichmäßigere Verteilung der Cabide unterscheiden und völlig seigerungsfrei sind. Daraus folgt neben einer höheren Druckbelastbarkeit gleichzeitig ein gesteigertes Zähigkeitsverhalten [MERK03]. In Tabelle 2.14 sind häuﬁg verwendete Schnellarbeitsstähle sowie ihre Härte und typische Einsatzzwecke aufgeführt.

Tabelle 2.14: Schnellarbeitsstähle [MERK03] Stahlsorte

Einsatzzweck

HS 6-5-2 HS 6-5-3 HS 10-4-3-10

Stempel, Matrizen, Feinstanzwerkzeuge Pressbüchse, Matrizeneinsatz Dorn

2.7.2.4 Hartmetalle. Hartmetalle sind Verbundwerkstoﬀe. Sie bestehen aus einer weichen metallischen Bindephase wie Kobalt oder Nickel und aus Karbiden der Übergangsmetalle W, Ti, Ta, Nb. Die Karbide liegen an der Grenze zwischen Metall und Keramik. Sie weisen z. T. noch metallähnliche Eigenschaften wie z. B. eine elektrische Leitfähigkeit auf, werden aber als sogenannte metallische Hartstoﬀe der nichtoxidischen Keramik zugeordnet [MERK03]. Die Hartstoﬀe sind die Träger der Härte und Verschleißfestigkeit, Aufgabe der Bindephase ist es, die spröden Karbide und Nitride zu einem relativ festen Körper zu verbinden.

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

109

Die Vorteile der Hartmetalle bestehen in der guten Gefügegleichmäßigkeit aufgrund der pulvermetallurgischen Herstellung, der hohen Härte, Druckfestigkeit und Warmverschleißfestigkeit. Hartmetall besitzt bei 1.000 ℃ die gleiche Härte wie Schnellarbeitsstahl bei Raumtemperatur. Ferner besteht die Möglichkeit, Hartmetallsorten mit unterschiedlichen Eigenschaften durch gezielte Änderung des Hartstoﬀ- und Bindemittelanteils herzustellen [BEIT01]. Die für das Umformen verwendeten Hartmetallsorten bestehen meist aus Wolframkarbid (WC) als Phase in einer Kobaltmatrix (Co). Der Kobaltgehalt liegt zwischen 6 und 30 %, wobei das Mischungsverhältnis weitgehend die Eigenschaften des Hartmetalls bestimmt. Mit steigendem WC-Anteil nehmen Härte, Druckfestigkeit und Verschleißbeständigkeit zu. Andererseits steigen Zähigkeit, Biege- und Knickfestigkeit mit steigendem Co-Gehalt an. Typische Einsatzgebiete für Hartmetalle in der Umformtechnik sind Stanzwerkzeuge, Stempel, Pressbüchsen und Matrizen sowohl im Bereich der Kalt-, als auch der Warmumformung, die einen hohen Verschleißwiderstand und eine hohe Druckfestigkeit aufweisen müssen. Hartmetalle kommen besonders häuﬁg für eng tolerierte Bauteile, dann auch in kleineren Serien, zum Einsatz. 2.7.2.5 Keramik. Unter dem Werkstoﬀ Keramik werden alle nichtmetallischen, anorganischen, temperaturbeständigen und zu mindestens 30 % kristallinen Materialien verstanden [SALM82,TIET94]. Dies schließt jedoch nicht aus, dass metallische und/oder polymere Bestandteile in einem keramischen Werkstoﬀ als Zusätze vorhanden sein können. Neben den Kunstkeramiken (z. B. Porzellan), die in der Metallverarbeitung keine Verwendung ﬁnden, erfolgt eine Einteilung moderner keramischer Werkstoﬀe in die beiden großen Gruppen „Funktionskeramik“ und „Strukturkeramik“ [WILL88]. Strukturkeramiken werden eingesetzt, wenn hohe mechanische Belastungen erwartet werden. Dies gilt z. B. für Wendeschneidplatten bei der Zerspanung oder auch für die Kugeln bei Hüftgelenkprothesen. Gebräuliche Strukturkeramiken sind entweder Oxide, Karbide oder Nitride. Funktionskeramiken werden aufgrund ihrer speziellen funktionellen Eigenschaften eingesetzt. Hierzu gehören z. B. eine hohe elektrische Isolierfähigkeit oder auch eine gute Wärmeleitung. Unter Hochleistungskeramiken werden die Werkstoﬀe verstanden, die besonders hohen Ansprüchen genügen können. Hierzu zählen eine sehr hohe Verschleißfestigkeit und Hitzebeständigkeit. Unter technischen Gesichtspunkten werden für die metallische Bearbeitung Struktur- bzw. Hochleistungskeramiken, die unter dem Oberbegriﬀ „technische Keramik“ zusammengefasst werden, eingesetzt [SALM83, WILL88]. Technische Keramiken werden in die Gruppen Silicat-, Oxid- und Nichtoxidkeramik und Titanate unterteilt. Typische Vertreter der einzelnen Keramikgruppen sind in Tabelle 2.15 aufgeführt. Von besonderer Bedeutung für die Metallverbeitung (Umformen) sind vor allem die Oxid- und Nichtoxidkeramiken. Keramiken werden überwiegend nach folgendem Schema hergestellt:

110

2 Grundlagen

Tabelle 2.15: Unterteilung und Beispiele technischer Keramik Keramikgruppe

Beispielkeramiken

Silicatkeramik

Steatit (Mg3 (OH)2 (Si4 O10 ))

Cordierit (Mg2 Al4 Si5 O18 )

Kaolin (Al2 O3 ×2SiO2 )

Oxidkeramik

Aluminiumoxid (Al2 O3 )

Zirkonoxid(ZrO2 )

Magnesiumoxid (MgO)

Nichtoxidkeramik

Siliziumkarbid (SiC)

Siliziumnitrid (Si3 N4 ) Aluminiumnitrid (AlN)

Titanat

Calcium Titanat (CaTiO3 )

Barium Titanat (BaTiO3 )

Blei-Zirkonat-Titanat (PZT)

1. Formgebungsverfahren: keramisches Pulver und Bindemittel werden zu einem Grünling verpresst 2. Grünbearbeitung: der noch weiche Grünling wird zerspanend endkonturnah bearbeitet 3. Sintern: Wärmebehandlung bei 1.200 - 2.200 ℃ zur eigentlichen Keramik 4. Feinbearbeitung: mittels Hartbearbeitung (Schleifen, Läppen) wird die Keramik in die Endkontur gebracht. Für Anwendungen in der Umformtechnik sind überwiegend die Keramiken Aluminiumoxid (Al2 O3 ), Zirkonoxid (ZrO2 ), Siliziumkarbid (SiC) und Siliziumnitrid (Si3 N4 ) relevant. Anwendungsbeispiele. Durch die vielfältigen Vorteile, die keramische Werkzeugwerkstoﬀe für die Anwendung als Werkzeugwerkstoﬀ in der Umformtechnik mit sich bringen, sind schon eine Reihe von Einsatzgebieten erschlossen worden. Es gehört z. B. zum Stand der Technik, dass bei der Drahtherstellung die Rollen einen vollkeramischen Kern besitzen. Der Nutzen keramischer Werkzeuge liegt darin, dass der hohe Verschleißwiderstand von Keramiken eine notwendige Voraussetzung für den erfolgreichen Einsatz bei diesem Fertigungsverfahren ist. In der Drahtumformung unterliegen die eingesetzten Werkzeuge abhängig von der Zusammensetzung, dem Gefüge und der Oberﬂächeneigenschaften des Drahtes hohen mechanischen Belastungen und starkem Verschleiß. Bei einigen Drahtwerkstoﬀen wie beispielsweise Kupferlegierungen treten darüber hinaus auch Probleme durch Klebneigung zwischen Werkzeug und Draht auf [WAGE00]. Neben der hohen Härte machen die tribologischen Eigenschaften Keramiken für industrielle Anwendungen insbesondere auch für den Einsatz in Umformwerkzeugen interessant. Hier kommt ihr nichtmetallischer Bindungscharakter und damit ihre geringe Adhäsionsneigung bei Reibpaarungen zum Tragen. Daraus resultieren insgesamt geringere Reibungsverluste und eine geringere Neigung zum Kaltverschweißen bei Misch- oder Trockenreibung. Bei Ziehringen aus Siliziumnitrid hat sich dieser Vorteil im praktischen Einsatz bestätigt [WAGE99].

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

111

In unterschiedlichen Forschungsprojekten wurde und wird die Einsatztauglichkeit keramischer Werkzeuge für die Blechumformung untersucht. In einem Fall gelang es beim rotationssymmetrischen Tiefziehen, die Standmenge der Werkzeuge durch den Einsatz von Siliziumnitridkeramik im Vergleich zu dem konventionellen Werkzeugstahl um bis zu 300 % zu steigern. Eine solche Standmengenerhöhung ist vor dem Hintergrund der nach wie vor wesentlich teureren Keramiken auch notwendig, um einen sinnvollen Einsatz zu gewährleisten [KLOC03b]. Die Eigenschaften keramischer Werkstoﬀe wirken sich nicht nur beim Tiefziehen vorteilhaft aus, sondern sie sind auch in anderen Operationen zur Blechumformung nutzbar. Ein Beispiel hierfür ist eine Formrolle, wie sie in der Fertigung von Konservendosen zum Umformen des Dosenrandes eingesetzt wird [WAGE99]. Eine ähnliche Anwendung wurde für die Herstellung geschweißter Rohre ausgeführt. Hier sind keramische Form- bzw. Andrückrollen in der Schweißeinheit einsetzbar, da sie neben ihrer Verschleißfestigkeit auch eine hohe Temperaturbeständigkeit mitbringen und beim Induktionsschweißen nicht durch Wirbelströme aufgeheizt werden können [WAGE99]. Ein weiteres bedeutendes Feld für den Einsatz keramischer Werkzeuge ist die Massivumformung. Beim Fließpressen treten insbesondere bei höheren Querschnittsabnahmen sehr hohe Kontaktspannungen und Werkzeuginnendrücke auf. Dies verstärkt die Bildung von Verschweißungen zwischen Werkstück und Werkzeug. Auch in diesem Fall können die Keramiken ihre Vorteile bzgl. der Verschleißfestigkeit und der geringen Adhäsionsneigung voll zur Geltung bringen. Sogar beim Schmieden von Stahl wurden schon Erfahrungen mit Keramik gesammelt. Zu den genannten Vorteilen kommt hier die Hochtemperaturbeständigkeit keramischer Werkstoﬀe [WAGE00]. 2.7.2.6 Kunststoﬀe. Auch Kunststoﬀe kommen als Werkzeugwerkstoﬀ in der Umformtechnik zum Einsatz. Da sie im Vergleich zu Metallen nur geringen mechanischen und thermischen Belastungen Stand halten, begrenzt sich ihre Anwendung derzeit auf das Tiefziehen von Feinblechen in kleinen bis mittleren Serien, bei denen keine hohen Druckfestigkeiten erforderlich sind [FRAN99]. Hier können sie den Vorteil eines geringeren Volumenpreises und einer preiswerteren Formgebung durch Fräsen oder Gießen gegenüber Werkzeugen aus Stahl ausspielen [DEIL03]. Zum Einsatz kommen sowohl Epoxidharze, als auch Polyurethan, deren Eigenschaften teilweise durch Füllstoﬀe modiﬁziert werden. 2.7.3 Fließkurvenermittlung und Werkstoﬀprüfung Die Werkstoﬀprüfung dient neben der Ermittlung von Gütekennwerten und Materialdaten ebenfalls zur Eignungsprüfung von Werkstoﬀen für verschiedene Umformverfahren. Im Folgenden werden die Materialdatenermittlung und die Eignungsprüfung anhand genormter Prüfverfahren näher vorgestellt.

112

2 Grundlagen

Die wichtigste Werkstoﬀkenngröße in der Umformtechnik ist die Fließkurve kf = kf (ϕ, ϕ, ˙ ϑ) des umzuformenden Materials, da mit ihr die Spannungsverteilung, der Kraft- und Arbeitsbedarf eines Umformvorgangs sowie die Festigkeit des gefertigten Teils ermittelt werden können. Weitere Kenngrößen sind der Elastizitätsmodul E zur Beschreibung der elastischen Nachgiebigkeit, der Verfestigungsexponent n zur Darstellung der Kaltverfestigung der Materials, siehe Kapitel 2.7.3.1, und der Anisotropiewert r, der die Abhängigkeit des Materialverhaltens von der Belastungsrichtung erfasst, siehe Kapitel 2.7.1.1. Damit eine bleibende Umformung des Werkstoﬀs eintritt, muss plastisches Fließen im Werkstoﬀ ausgelöst und während des Prozesses aufrechterhalten werden [SIEB62]. Dabei wird die Spannung, die notwendig ist, um bei einachsigem Spannungszustand das plastische Fließen des Werkstückwerkstoﬀes zu bewirken, als Fließspannung bezeichnet. Wird die wirkende Kraft mit F und die tatsächliche Fläche mit A dargestellt, so ergibt sich die Fließspannung aus:

kf =

F . A

(2.55)

Die Fließspannung wird in der Regel über dem Umformgrad aufgetragen und in Form von Fließkurven dargestellt. Die Übertragung der Fließspannung von einachsigen auf mehrachsige Spannungszustände ist durch die Fließbedingungen von Tresca und v. Mises möglich, siehe Kapitel 2.3. Dazu wird eine Vergleichsspannung σv berechnet, die dann bei einem Vergleichsumformgrad ϕv mit der Fließspannung kf verglichen wird. Die Fließkurven der wichtigsten unlegierten und legierten Stähle und Nichteisenmetalle für die Kaltumformung sind im Fließkurvenatlas metallischer Werkstoﬀe [DOEG86] zusammengestellt. Die Ermittlung von Fließkurven erfolgt in der Regel durch einfache Materialversuche. Sie kann in Sonderfällen aber auch aus der chemischen Zusammensetzung des Werkstoﬀs berechnet werden [LEYK78]. Zur Bestimmung der Fließkurve werden im Allgemeinen drei Grundversuche herangezogen: der Zugversuch, der Stauchversuch und der Torsionsversuch. Das Verfahren zur Aufnahme von Fließkurven sollte grundsätzlich so ausgewählt werden, dass Spannungs- und Dehnungsverhältnisse denen des auszulegenden Umformverfahrens möglichst nahe kommen. Da diese Forderung mit Ausnahme von wenigen Einzelfällen nur schwer realisierbar ist, bevorzugt man für die Bestimmung von Fließkurven für massiv umgeformte Werkstoﬀe häuﬁg einfache Stauch- und Zugversuche an Rundproben. In der Blechumformung werden die Verfahren Zugversuch an Flachproben, Flachstauchversuch und hydraulischer Tiefungsversuch eingesetzt. 2.7.3.1 Fließkurvenermittlung im Zugversuch. Für den Zugversuch, siehe Abbildung 2.51, liegen eine Vielzahl an Normungen vor, und er ist

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

113

der verbreitetste Versuch zur Ermittlung von Materialdaten. Ein Vorteil des Zugversuchs ist, dass er reibungsfrei durchgeführt werden kann. Desweiteren eignet er sich besonders zur Bestimmung des Elastizitätsmoduls E im Bereich der elastischen Dehnung. Bei einer Belastung über die Elastizitätsgrenze σE hinaus beginnt der Werkstoﬀ zu ﬂießen und zeigt nach dem Entlasten der Probe eine bleibende Verformung. Bis zum Erreichen der maximalen Zugkraft ist die Dehnung in der Zugprobe gleichmäßig verteilt und wird als Gleichmaßdehnung Ag bezeichnet. Die Gleichmaßdehung wird im Allgemeinen als relative Dehung oder auch Nenndehnung (ε = ∆l/l0 ) ausgedrückt. Ab Erreichen der maximalen Zugkraft schnürt sich die Probe bei einer weiteren Belastung ein. Bei den meisten metallischen Werkstoﬀen setzt diese Einschnürung schon bei relativ kleinen Umformgraden (ϕg = 0, 2 . . . 0, 3) ein. Da mit Beginn der Einschnürung der Spannungszustand in der Zugprobe von einem einachsigen in einen mehrachsigen wechselt, muss die Fließkurve ab diesem Zeitpunkt extrapoliert oder anhand spezieller Rechenvorschriften ermittelt werden. Der Zugversuch wird sowohl für massive als auch für ﬂache Probenformen in den Normen DIN 50125, DIN EN 10002-1, DIN EN 10002-5 und DIN EN 10045-1 beschrieben.

A

b l

S p a n n u n g s b z w . k

, l

, l

b

l 0

l0

s = s s

l0 A

s ' D s

f

F F

k

R

s

m

f

s 0

E

0

A 0

0

e

e l

j b z w . e

B ru c h g

p l

e

g e s

= e e l+ e

p l

D e h n u n g e b z w . j N e n n s p a n n u n g : F

F

w a h re S p a n n u n g :

F s 0 = _ _ _ _ A 0 F s ' = _ _ _ _ A

N e n n d e h n u n g : e w a h re D e h n u n g :

j

=

_ _D_ l_ l0 l = ln _ _ l0

Abbildung 2.51: Schematischer Spannungs-Dehnungsverlauf aus einem Zugversuch an einem Metall ohne ausgeprägte Streckgrenze

Der Zugversuch an Rundproben wird in erster Linie zur Ermittlung von Materialdaten für die Massivumformung eingesetzt, da bei der Rundprobe die Einﬂüsse des Herstellprozesses weitestgehend eliminiert werden. Bei der Ermittlung von Materialdaten für Blechwerkstoﬀe werden oft Flachzugproben eingesetzt. Der Vorteil besteht darin, dass neben der Fließ-

114

2 Grundlagen

kurve auch die Anisotropiekennwerte ermittelt werden können, siehe Kapitel 2.7.1.1. Zudem kann man mit der im Flachzugversuch gemessenen Bruchdehnung ein Maß für das Umformvermögen eines Blechwerkstoﬀes gewinnen. Nachteilig ist, dass der Flachzugversuch auf den Bereich niedriger Umformgrade beschränkt ist, da er nur die Aufnahme von Fließkurven unterhalb der Gleichmaßdehnung gestattet. Eine Auswertung im Bereich der Einschnürung ist mit üblichen Mitteln nicht möglich, zumal die Einschnürung im Allgemeinen nicht senkrecht zur Probenachse verläuft [JAHN81]. Fließkurvenermittlung anhand des Zugversuchs bei einachsigem Spannungszustand. Bei der Durchführung eines Zugversuches wird eine nach DIN 50125 [DIN04a] maßlich festgelegte Rundprobe kontinuierlich bis zum Bruch belastet, siehe Abbildung 2.51. Da im Bereich der Gleichmaßdehnung eine weitgehend gleichmäßige Belastung der Probe über dem Querschnitt vorliegt, werden zur Berechnung der Fließspannung in diesem Bereich mehrere Beziehungen zu Grunde gelegt. Für die Volumenkonstanz gilt: l · A = l0 · A0 ,

(2.56)

die sich auch darstellen lässt als: l A0 A0 l · = 1 oder ln = ln . l0 A l0 A

(2.57)

Der Vergleichsumformgrad ϕv A0 A

(2.58)

A0 . A

(2.59)

F F = · eϕv . A A0

(2.60)

ϕv = ln kann auch dargestellt werden als: eϕv = Damit gilt für die Fließspannung kf : kf =

Für die Umformgeschwindigkeit ϕ˙ v gilt: ϕ˙ v =

1 dl dϕ = · . dt l dt

(2.61)

Fließkurvenermittlung anhand der Zugfestigkeit und der Gleichmaßdehnung. Die Fließkurven der meisten unlegierten und niedriglegierten Stähle sowie Al-Legierungen bei Raumtemperatur können für Formänderungen ϕ < 1, 0 in guter Näherung durch die Potenzfunktion kf = C · ϕn

(2.62)

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

115

beschrieben werden. Diese sogenannte „Ludwik-Gleichung“ [LUDW09] berücksichtigt nicht den elastischen Anteil und gilt nur unter der Voraussetzung, dass der Werkstoﬀ nicht vorverfestigt ist. Der Verfestigungsexponent n, der ein Maß für die beim Umformen auftretende Werkstoﬀverfestigung darstellt, und die Größe C sind werkstoﬀspeziﬁsche Konstanten. Wird die Fließkurve in doppelt logarithmischer Darstellung aufgetragen, so stellt sie sich als Gerade dar, deren Steigung dem Verfestigungsexponenten n entspricht, siehe Abbildung 2.52. lin e a r e D a r s te llu n g

/ M P a f

4 0 0 2 0 0

W e rk s to ff : C 1 0 E 0

0 ,2

0 ,4

0 ,6

d o p p e llo g a r ith m is c h e D a r s te llu n g

1 0 0 0

F lie ß s p a n n u n g k

/ M P a

6 0 0

F lie ß s p a n n u n g k

8 0 0

f

1 0 0 0

0 ,8

7 0 0

4 0 0 3 0 0

V e r fe s tig u n g s e x p o n e n t n = ta n a

2 0 0

1 0 0

1 ,0

a

5 0 0

0 ,1

0 ,2

U m fo rm g ra d j

0 ,4

0 ,6

0 ,8 1 ,0

U m fo rm g ra d j

Abbildung 2.52: Fließkurve und Verfestigungsexponent n

Nach Reihle [REIH61] gelten folgende Beziehungen: n = ϕg

(2.63)

und C = Rm ·

e n n

.

(2.64)

Dabei ist e die Basis des natürlichen Logarithmus. Zur Bestimmung der Fließkurve sind lediglich der Gleichmaßumformgrad ϕg und die Zugfestigkeit Rm zu ermitteln. Der Gleichmaßumformgrad ϕg (wahre Dehnung) kann aus der Gleichmaßdehnung Ag (relative Dehnung) im Zugversuch wie folgt bestimmt werden: Ag = εg = und

lg lg − l 0 = −1 l0 l0

(2.65)

116

2 Grundlagen

Ag + 1 =

lg l0

(2.66)

ergibt für ϕg : ϕg = ln

lg = ln(1 + Ag ) . l0

(2.67)

Hierbei wirkt sich die Genauigkeit, mit der die Gleichmaßdehnung Ag ermittelt wird, unmittelbar auf die Genauigkeit der Fließkurve aus. Die Gleichmaßdehnung kann auch näherungsweise durch die Formel Ag ≈ 2 · A10 − A5

(2.68)

bestimmt werden [KOST51], so dass es häuﬁg möglich ist, bei Kenntnis der Bruchdehnung A10 und A5 sowie der Zugfestigkeit Rm die Fließkurve in erster Näherung zu bestimmen. Die Genauigkeit der Fließkurve hängt somit sehr stark von der Genauigkeit der hergestellten Proben ab. Fließkurvenermittlung anhand des Zugversuchs bei mehrachsigem Spannungszustand. Oberhalb der Gleichmaßdehnung ist der Spannungszustand nicht mehr einachsig, da die Probe sich einzuschnüren beginnt. Unter Einbeziehung der Einschnürung können Fließspannungen bis zu Umformgraden von ϕ ≈ 1 berechnet werden, siehe Abbildung 2.53. Dazu wurde von Siebel und Schwaigerer [SIEB48] bei der Einschnürung eines runden Stabes folgende Rechenvorschrift entwickelt, nach der die Fließspannung kf berechnet wird als: kf =

F Amin · 1 +

r 4ρ

.

(2.69)

Eine weitere Möglichkeit besteht darin, die Fließspannung kf bei der Einschnürung eines runden Stabes nach folgendem Zusammenhang zu berechnen [BRID44]: kf =

Amin · 1 +

F

2ρ r

· ln 1 +

r 2ρ

.

(2.70)

Der Unterschied zwischen den beiden Formeln ist gering und in beiden Fällen berechnet sich der zugehörige Vergleichsumformgrad als:

ϕv = ln

A0 . Amin

(2.71)

Die Voraussetzung bei dieser Methode ist allerdings, dass die Einschnürzone ihren kreisförmigen Querschnitt beibehält. Die größten Fehlermöglichkeiten ergeben sich bei diesem Verfahren durch die Bestimmung des Krümmungsradius ρ in der Einschnürzone und durch die Vernachlässigung des

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

117

F

P r o b e n r a d iu s r A

m in

r A

2 r

k le in s te P r o b e n q u e r s c h n itts flä c h e

F

Z u g k ra ft r

K r ü m m u n g s r a d iu s d e r E in s c h n ü r z o n e

m in

F

Abbildung 2.53: Schematische Darstellung der Einschnürzone einer zylindrischen Zugprobe

Geschwindigkeitseinﬂusses, da im Bereich der Einschnürung höhere Umformgeschwindigkeiten vorliegen als es in den restlichen Probenbereichen der Fall ist. Bei der Bestimmung des Krümmungsradius kann das Verhältnis r/ρ angenähert werden als: A0 r − 0, 1 . (2.72) ≈ ln Amin ρ

2.7.3.2 Fließkurvenermittlung im Stauchversuch. Im Stauchversuch werden größere Umformgrade erreicht als beim Zugversuch, da das Formänderungsvermögen von Metallen im Allgemeinen bei einer hydrostatischen Druckspannung größer ist als bei einer hydrostatischen Zugspannung. Daher eignet er sich besonders zur Ermittlung von Fließkurven in der Massivumformung mit hohen Umformgraden. Bei der Durchführung wird eine zylindrische Probe zwischen zwei ebenen parallelen Stauchbahnen kontinuierlich gestaucht, siehe Abbildung 2.54. Zylinderstauchversuch bei einachsigem Spannungszustand. Beim „einachsigen“ Zylinderstauchversuch wird ein einachsiger Spannungszustand und eine homogene Formänderung vorausgesetzt. Dies ist dann der Fall, wenn die Probe beim Stauchen zylindrisch bleibt. Aufgrund der Stirnﬂächenreibung wird der Stoﬀﬂuss an den Stirnﬂächen allerdings behindert, so dass die Probe konvex ausbaucht. Bei einer ausgebauchten Probe ist es kaum möglich, den Umformgrad ϕv exakt zu erfassen. Die homogene Formänderung lässt sich durch eine Reduktion der Stirnﬂächenreibung mit Hilfe einer geeigneten Schmierung

118

2 Grundlagen

A u s g a n g s g e o m e tr ie

P r o b e n g e o m e tr ie n a c h S ta u c h v o r g a n g

F

h d 0

v h

d

h 0

F

a

A

A

= 0

=

d P

0

4 P

d

2

2

b

a :

a n n ä h e r n d r e ib u n g s fr e i

b :

r e ib u n g s b e h a fte t

4

Abbildung 2.54: Schematische Darstellung eines Zylinderstauchversuchs und des Reibungseinﬂusses auf das Stauchergebnis

bis zu Umformgraden von ϕv ≈ 0, 8 aufrechterhalten, siehe Abbildung 2.54. Die Probe behält bei optimaler Schmierung ihre zylindrische Form über die Umformung bei, während sie bei zu geringer Schmierung konvex ausbaucht. In diesem Fall wird der Spannungszustand mehrachsig und bei einer konvexen Probenform wird die Fließspannung kf größer als der Umformwiderstand, da die gedrückte Fläche kleiner ist als die mittlere Fläche. Reibungsmindernde Maßnahmen können durch den Einsatz von Kunststoﬀfolien oder durch das Eindrehen von Rillen in die Probenstirnseiten erfolgen, welche dann den Schmierstoﬀ aufnehmen. Eine möglichst homogene Umformung kann auch durch einen diskontinuierlichen Stauchvorgang, bei dem die Probe bei einer geringen Ausbauchung durch Abdrehen wieder in ihre ursprüngliche Form gebracht wird, erreicht werden. Die Berechnung der Fließspannung erfolgt anhand folgender Gesetzmäßigkeiten: kf =

F F · eϕv = A0 A

(2.73)

mit h · A = h0 · A0 .

(2.74)

Für den Vergleichsumformgrad ϕv gilt: ϕv = ln

A0 h = ln A h0

und für die Umformgeschwindigkeit ϕ˙ v

(2.75)

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

ϕ˙ v =

dϕ 1 dh = · . dt h dt

119

(2.76)

Zylinderstauchversuch bei mehrachsigem Spannungszustand. Da nicht in allen Fällen eine homogene Formgebung der Stauchprobe gewährleistet werden kann, lässt sich die Fließspannung ermitteln, indem mehrere Proben mit unterschiedlichsten Verhältnissen von Durchmesser d0 zu Höhe h0 gestaucht und ihre Ergebnisse auf d0 /h0 = 0 extrapoliert werden [SACH24]. Eine derartige Extrapolation wird vorgenommen, weil der Reibungseinﬂuss umso geringer wird, je kleiner das Verhältnis Durchmesser zu Höhe ist. Somit entspricht ein Verhältnis von Null einem reibungsfreien Stauchvorgang. Eine weitere Möglichkeit, die Fließspannung unter Betrachtung der Mehrachsigkeit beim Stauchen zylindrischer Proben zu berechnen, setzt einen Schlankheitsgrad der unverformten Probe von d/h < 1 voraus [REIC51]. Die Berechnung der Fließspannung kf beruht auf den Arbeiten von [SIEB48]: kf =

1

F Amax max − r4·ρ a

.

(2.77)

Bei einem Schlankheitsgrad von d/h ≥ 1 lautet die Formel: kf =

F Amax

1−

rmax 4·ρa

+

µ·(d−h) 3·h

.

(2.78)

Der Vergleichsumformgrad ϕv berechnet sich aus den maximalen Probenstirnseiten zu A0 . ϕv = ln (2.79) Amax Dazu müssen allerdings die Reibungszahl µ, siehe Kapitel 2.8.2, die unverformte Probenstirnseitenﬂächen A0 und die Stirnseitenﬂächen Amax der verformten Probe sowie der Radius rmax des größten Querschnitts nach dem Stauchen und der Krümmungsradius ρa der ausgebauchte Probe bekannt sein. Letzterer kann auch näherungsweise nach folgender Formel berechnet werden: ρa ≈

h2 8 · (rmax − r)

.

(2.80)

Flachstauchversuch. Der Flachstauchversuch wurde dazu entwickelt, die bei Blechumformverfahren häuﬁg erreichten hohen Umformgrade ebenfalls in einem Versuch abzubilden und so vergleichbare Fließkurven zu ermitteln. Bei diesem Versuch werden zwei gegenüberstehende, ebene Stempel in die Probe gedrückt, siehe Abbildung 2.55 . Während des Versuches wird die Stauchkraft bei entsprechender Höhenabnahme ständig gemessen. Dabei bleibt die belastete Fläche konstant.

120

2 Grundlagen

F

S t

S te m p e l F la c h p r o b e F p

b 1 h

h 0

1

a

F

S t

Abbildung 2.55: Schematische Darstellung des Flachstauchversuchs

Das Breiten/Höhen-Verhältnis der Flachprobe muss b/h > 6 sein, um eine ebene Formänderung annehmen zu können. Unter dieser Voraussetzung gilt für alle Verhältnisse h/a < 1 mit der Fließbedingung nach Tresca [GREE51]: kf =

F(ϕv ) a·b

(2.81)

mit ϕv = ln

h . h0

(2.82)

Die mit Gleichung 2.81 berechneten Fließspannungen liegen maximal 4 % zu hoch, was durch Versuche bestätigt wurde. Grundsätzlich lassen sich im Flachstauchversuch höhere Umformgrade erreichen als im Zugversuch. Die Blechdicke darf nicht zu klein gewählt werden, weil sonst die Höhenabnahme und somit der Umformgrad nicht hinreichend genau ermittelt werden können. Außerdem müssen die Stauchwerkzeuge sehr genau geführt werden, da ein Seitenversatz die Kontaktﬂächen und damit das gestauchte Volumen verringert. Im Vergleich zum Zylinderstauchversuch werden die Ergebnisse des Flachstauchversuchs bei guter Schmierung weniger durch Reibung beeinﬂusst [KRAU62]. Kegelstauchversuch. Siebel und Pomp [SIEB27] entwickelten einen Stauchversuch, bei dem der Reibungseinﬂuss vermieden werden kann, wenn die Probenstirnﬂächen und die Stauchbahnen der Werkzeuge kegelig ausgebildet werden. Der Kegelwinkel muss dabei so gewählt werden, dass die entstehenden Radialschubspannungen groß genug sind, um die Reibschubspannungen

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

121

aufzuheben. Diese Voraussetzung ist dann gegeben, wenn der Kegelwinkel folgende Gleichung erfüllt: α = arctan(µ) .

(2.83)

Der Kegelwinkel α beträgt beim Stauchen von Stahl bei Raumtemperatur etwa 3° bis 7°, was einem Reibwert von µ = 0, 08 . . . 0, 125 entspricht. Da bei der Umformung somit von einer homogenen Formänderung ausgegangen wird, gelten für die Berechung der Fließspannung dieselben Gesetzmäßigkeiten wie für einen Stauchversuch mit einachsigem Spannungszustand, siehe Gleichung 2.73 bis Gleichung 2.76. Da die Probenstirnﬂächen kegelig sind, werden für die Höhen h und h0 die mittleren Höhen eingesetzt. So können Umformgrade von ϕv ≈ 0, 5 erreicht werden, ohne dass die Probe ausbaucht und die Formgebung somit inhomogen wird. Sollen größere Umformgrade erreicht werden, so kann die Probe soweit im Durchmesser reduziert werden, bis ihr ursprüngliches Verhältnis von Durchmesser zu Höhe wieder eingestellt ist. Durch ein erneutes Stauchen können mit diesem Verfahren Umformgrade von ϕv ≈ 1, 2 erreicht werden. 2.7.3.3 Fließkurvenermittlung in weiteren Versuchen. Hydraulischer Tiefungsversuch. Im hydraulischen Tiefungsversuch, der sich besonders zur Aufnahme der Fließkurve von Feinblechen eignet, wird eine am Umfang fest eingespannte Blechprobe der Dicke s0 durch einseitig wirkenden Druck in eine meist kreisrunde Matrizenöﬀnung gedrückt, siehe Abbildung 2.56. Dabei werden der Druck, die Tiefe der Auswölbung und die Blechdicke s1 am Pol der getieften Probe gemessen. Als Kraftübertragungsmedium dienen Flüssigkeiten. Das Blech wird in einem reinen Streckziehvorgang umgeformt, da durch die Einspannung kein Nachﬂießen möglich ist. Die Ausbauchung hat somit eine Reduzierung der Blechdicke zur Folge [PANK64]. Mit Hilfe der Fließbedingung nach v. Mises lässt sich die Fließspannung kf aus dem Krümmungsradius am Pol, der Blechdicke s1 der getieften Probe und dem hydraulischen Druck p berechnen [GOLO77]: kf =

p·ρ · eϕ · s 2 · s0

(2.84)

mit ϕv = −ϕs = ln

s0 . s1

(2.85)

Mit diesem Verfahren kann die Fließkurve bis zu einem Umformgrad von etwa 0,7 aufgenommen werden, also für einen deutlich höheren Bereich als im Zugversuch. Es wird häuﬁg beobachtet, dass die mit dem Tiefungsversuch gewonnenen Fließkurven von den im Zugversuch ermittelten Daten abweichen. Die Ursachen liegen in den vereinfachenden Annahmen bei der Berechnung

122

2 Grundlagen

D ic h tr in g

s

r

D r u c k ö lz u fu h r

0

s 1< s 0

Abbildung 2.56: Hydraulischer Tiefungsversuch

(Geometrie, Fließbedingung) und der oft starken Anisotropie der Blechproben, die bei diesen Verfahren nicht eigens berücksichtigt werden kann. Häuﬁg wird der hydraulische Tiefungsversuch zur Untersuchung des Streckziehverhaltens von dünnen Blechen eingesetzt. Verdrehversuch. Beim Verdrehversuch wird ein zylindrischer Vollkörper durch ein um die Längsachse wirkendes Moment tordiert. Anhand der Messdaten von Torsionsmoment und Verdrehwinkel sowie den Probenabmessungen kann die Fließspannung kf und der Vergleichsumformgrad ϕv berechnet werden [DIET72]. Da der Versuch reibungsfrei und mit verhältnismäßig geringem Aufwand durchgeführt werden kann, eignet er sich für die Bestimmung von Fließkurven in der Kaltmassiv- und Warmmassivumformung bis zu hohen Umformgraden. Biegeversuch. Beim Biegeversuch wird eine ﬂache rechteckige Probe gebogen und anhand des Biegemomentes und des Biegewinkels kann die Fließkurve des Werkstoﬀs bestimmt werden. Für die Berechnung der Fließkurve werden Vereinfachungen angesetzt, die nur zum Teil erfüllt sind. So herrscht statt eines einachsigen ein dreiachsiger Spannungszustand in der Umformzone vor, was unter anderem bei der Berechnung der Fließkurve zu Fließspannungen führt die ca. 30 % unter den Werten aus dem Zugversuch liegen. Somit ist der Biegeversuch in den meisten Fällen nicht für die exakte Fließkurvenermittlung geeignet [DIET72]. 2.7.3.4 Vergleich der Verfahren zur Fließkurvenermittlung. In den vorangegangenen Kapiteln sind die wichtigsten Verfahren zur Ermittlung von Fließkurven beschrieben worden. Beim Vergleich der Fließkurven eines Werkstoﬀs, die mittels verschiedener Verfahren aufgenommen wurden, weisen die Fließkurven teilweise erhebliche Abweichungen voneinander auf, siehe Abbildung 2.57. Die Ursache für diese Abweichungen liegen in erster Linie an den einzelnen Verfahren, die folgende Unsicherheiten aufweisen:

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

123

• abweichende Prüfansätze, • fehlerbehaftete Messgrößen, • Voraussetzungen für Versuchsdurchführung und Versuchsauswertung stimmen nicht überein, • Ungenauigkeit des Verfahrens zur Bestimmung der Vergleichsgröße, • unterschiedliche Temperatur und Reibungseinﬂüsse bei den einzelnen Prüfverfahren, • unterschiedliche Veränderung der Prüfparameter während des Versuchs bei den einzelnen Prüfverfahren und • elastische Nachgiebigkeit der Prüfmaschinen. Zusätzlich können bei jedem Prüfverfahren unterschiedliche Prüfbedingungen hinsichtlich • • • •

Anisotropieeinﬂuss des Werkstoﬀs, Gefügezustand des Werkstoﬀs, Analysefehler des eingesetzten Werkstoﬀs und Temperatur und Reibungseinﬂüsse während der Versuchs

zu Abweichungen der Fließkurven führen.

F lie ß s p a n n u n g k

f

/ M P a

1 0 0 0

a c b a

Z u g v e r s u c h a n v o r g e w a lz te n B le c h s tr e ife n b

F la c h - S ta u c h v e r s u c h h /l = 1 , l = 6 m m , k o n tin u ie r lic h

8 0 0

6 0 0

c

Z y lin d e r - S ta u c h v e r s u c h , h 0 /d 0 = 2 , k o n tin u ie r lic h d

Z y lin d e r - S ta u c h v e r s u c h , h 0 /d 0 = 2 , s tu fe n w e is e e

Z y lin d e r - S ta u c h v e r s u c h , m it R e ib u n g , a u f R e ib u n g s fr e ih e it e x tr a p o lie r t

d e f g

4 0 0

f 2 0 0

V e rd re h v e rs u c h

0

g 0 ,2

0 ,4

0 ,6

0 ,8

V e r g le ic h s u m fo r m g r a d

j

1 ,0

B ie g e v e r s u c h

1 ,2

v

Abbildung 2.57: Fließkurven des Werkstoﬀs C 10 E nach v. Mieses anhand verschiedener Verfahren ermittelt [DIET72]

Beim Vergleich der aufgenommen Fließkurven zeigt sich, dass der Zylinderstauchversuch reibungsbehaftet ist und daher eine vermehrte Arbeit aufgebracht werden muss, die sich in einer „höheren“ Lage der Fließkurve widerspiegelt. Zusätzlich entsteht in der gesamten Probe aufgrund der Umformung

124

2 Grundlagen

ein deutlicher Temperaturanstieg. Dieser Nachteil tritt beim Flachstauchversuch nicht auf, da hier die entstehende Wärme über die Stauchbahnen und die unverformten Probenbereiche abgeleitet werden kann. Dem Vorteil einer reibungsfreien Versuchsdurchführung im Zugversuch steht der Nachteil gegenüber, dass bei einer Versuchsdurchführung über den Bereich der Gleichmaßdehnung hinaus die Verformung inhomogen verläuft und sich daher Fehlermöglichkeiten bei der Berechnung der Fließkurven ergeben können. Der Verdrehversuch erlaubt eine einfache Variation der Umformgeschwindigkeit und der Temperatur bei gleichzeitig reibungsfreier Versuchsdurchführung, bei der große Umformgrade erreicht werden können. Dafür ist allerdings eine aufwendige Versuchseinrichtung notwendig. Des Weiteren führt eine inhomogene Verformung zu niedrigeren Fließspannungen als sie z. B. in Stauchversuchen ermittelt werden. 2.7.3.5 Verfahren zur Blechprüfung. Zur Vorherbestimmung der Eignung eines Blechwerkstoﬀes für eine bestimmte Umformoperation wurden zahlreiche Modellprüfverfahren entwickelt, die z. B. die Beanspruchung einer Streckzieh-, Tiefzieh- oder Biegeumformung vom Prinzip her simulieren. Da viele Prozesse der Blechumformung in der Praxis aufgrund der Geometrievielfalt eine Kombination von Tiefzieh-, Streckzieh- und Biegevorgängen darstellen, sind allgemeingültige Aussagen mit Hilfe der einzelnen Prüfverfahren nicht möglich, weshalb in der Praxis meist mehrere Verfahren zur Beurteilung herangezogen werden. Im Folgenden sollen die wichtigsten kurz beschrieben werden. Tiefziehprüfung. Zur Beurteilung der Tiefzieheignung von Blechen werden häuﬁg Näpfchen-Tiefziehprüfverfahren herangezogen. Bei der Tiefziehprüfung nach Swift werden aus Blechronden mit stufenweise vergrößertem Durchmesser bei gleichbleibendem Stempeldurchmesser zylindrische Näpfe gezogen, siehe Abbildung 2.58. Kennwert ist das Grenzziehverhältnis βmax , bei dem die Grenze der Ziehfähigkeit des Bleches durch einen gerade noch nicht eintretenden Bodenriss erreicht ist [TÖLK70]: d0max . (2.86) d1 Da das Grenzziehverhältnis nur durch eine Reihe von Versuchen ausreichend genau ermittelt werden kann, ist die Prüfung mit einem relativ großen Aufwand verbunden. Hinzu kommt, dass die Ergebnisse aus der Tiefziehprüfung nicht ohne Weiteres auf das Tiefziehen mit Großwerkzeugen übertragen werden können, da das im Versuch erreichte Grenzziehverhältnis im Allgemeinen größer ist als das bei der betrieblichen Umformung. Dies liegt daran, dass sich bei großen Werkzeugen in zunehmendem Maße Reibungseinﬂüsse im Bereich des Niederhalters bemerkbar machen. Streckziehprüfung. Große Bedeutung für die Prüfung der Eignung eines Blechwerkstoﬀes für das Streckziehen hat als genormtes Verfahren der Tiefungsversuch nach Erichsen [HESS91]. Hierbei wird eine fest eingespannte Blechprobe bis zum eintretenden Bruch ausgebeult, siehe Abbildung 2.59. Der βmax =

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

d

125

1

S te m p e l F N

d

F N

0

B le c h h a lte r

M a tr iz e P ro b e g e z o g e n e r N a p f

Abbildung 2.58: Näpfchen-Tiefziehprüfung (nach Swift)

Erichsen-Tiefungswert gibt als Kennwert die Tiefe an, bis zu der der Stempel ohne das Auftreten von Rissen das Blech verformen kann. Bei diesem Verfahren wird die Tiefung im zweiachsigen Zugspannungszustand ermittelt. Somit ist sie ein Maß für die Umformbarkeit von Blechen durch Streckziehen. Eine Korrelation zwischen Grenzziehverhältnis und Tiefungswert besteht nicht, so dass dieser Prüfungsversuch für das Tiefziehen wenig Aussagekraft besitzt. Biegeprüfung. Das Biegen zählt zu den häuﬁgsten Umformvorgängen, da außer den bekannten Biegeverfahren (z. B. Gesenkbiegen, Walzproﬁlieren) viele andere Verfahren wie z. B. das Tiefziehen mit Biegevorgängen verbunden sind. Zu den speziﬁschen Prüfungen der Biegefähigkeit von Blechen zählen der Faltversuch (Biegeversuch) [KAEH92, ISO04b, EN01b] und für Nenndicken von 0,3 bis 3 mm der Hin- und Herbiegeversuch [PERE92a, ISO00]. Wie in Abbildung 2.60 dargestellt, wird im Biegeversuch der Probenkörper auf zwei drehbare Rollen in vorgeschriebenem Abstand frei aufgelegt und mit einem in seinen Abmessungen ebenfalls genau deﬁnierten Dorn durchgebogen. Das Maß für die Biegefähigkeit des Bleches ist der Biegewinkel, der maximal erreichbar ist, ohne dass Risse an der Zugseite der Probe auftreten. Die erreichten Dehnungswerte sind hierbei im Vergleich zum Zugversuch größer, was auf die Stützwirkung der tieferliegenden „Fasern“ zurückzuführen ist. Beim Hin- und Herbiegeversuch wird die Probe einseitig zwischen Spannbacken eingespannt und vom Mitnehmer des Biegehebels abwechselnd nach links und rechts in die Waagerechte gebogen, siehe Abbildung 2.61. Die Anzahl der Biegungen, die das Blech bis zum Auftreten von Rissen oder bis

126

2 Grundlagen Ø

F

3 3

F N

N

S te m p e l

R

5

2 D

B le c h h a lte r

0

3

s

7 0,

l g e K u

R

7 0,

S 1< S

Ø Ø

5 R

7 0,

5

P ro b e M a tr iz e

0

2 7 5 5

Abbildung 2.59: Werkzeug für den Erichsen-Tiefungsversuch (nach DIN EN ISO 20482 [ISO03])

a

_ D_ _ 2

b

v o r d e r P rü fu n g 5 0

n a c h d e r P rü fu n g

L

5 0 f

a

Abbildung 2.60: Biegeversuch (nach DIN EN ISO 7438 [ISO04b])

2.7 Werkstoﬀe in der Umformtechnik

127

zum Bruch erträgt, ist als Biegezahl Nb deﬁniert und gilt als Maß für die Biegefähigkeit. Als eine Biegung gilt hierbei das Umlegen der Probe in die Waagerechte und das Zurückbiegen in die Senkrechte. S c h n itt A - B A

M itn e h m e r B ie g e h e b e l

P ro b e M itn e h m e r B ie g e z y lin d e r

P ro b e

D re h a c h s e d e s B ie g e h e b e ls B S p a n n b a c k e n

Abbildung 2.61: Hin- und Herbiegegerät für Bleche, Bänder und Streifen (nach DIN EN ISO 7799 [ISO00])

Ermittlung von Grenzformänderungsschaubildern. Die Formänderungen beim Ziehen unregelmäßiger Blechteile können hinsichtlich ihrer Größe und Art für verschiedene Stellen des gleichen Ziehteils sehr unterschiedlich sein. Aus diesem Grund ist es nicht möglich, die Verfahrensgrenzen durch eine allgemeingültige Kenngröße, wie z. B. das Grenzziehverhältnis beim Tiefziehen symmetrischer Teile, zu beschreiben [DANN83]. Eine Möglichkeit zur Darstellung der Verfahrensgrenzen eines Ziehverfahrens mit ebenem Spannungszustand bietet das Grenzformänderungsschaubild, siehe Abbildung 2.62. Das Grenzformänderungsschaubild dient zur Beurteilung der Umformeigenschaften von Blechen mit Hilfe der Messraster. Die theoretischen Grundlagen des Messrasterverfahrens sind bereits in Kapitel 2.4.6 beschrieben worden. Die in dem Schaubild aufgetragene Grenzformänderungskurve kennzeichnet die Kombinationen der beiden Formänderungen ϕ1 und ϕ2 , bei denen der Blechwerkstoﬀ zum Versagen durch Einschnürung oder Rissbildung neigt. Oberhalb der als durchgezogene Linie gekennzeichneten Grenzformänderungskurve tritt Versagen des Werkstoﬀes auf. Zusätzlich zur Grenzkurve sind die Zustände „reines Tiefziehen“ (ϕ1 = −ϕ2 ), der „einachsige Zug“ (ϕ1 = −2ϕ2 ) sowie das „reine Streckziehen“ (ϕ1 = ϕ2 ) dargestellt. Da deﬁnitionsgemäß die zweite Hauptspannung niemals größer als die erste Haupt-

128

2 Grundlagen

spannung werden kann, stellt das reine Streckziehen eine natürliche Grenze des Schaubildes dar. Durch einen Vergleich der Formänderungsverteilung an einem zu überprüfenden Ziehteil mit der entsprechenden Grenzkurve können so kritische Stellen erkannt werden. Anhand dieser Informationen können z. B. die Umformbedingungen wie Niederhalterausbildung, -kraft, Schmierstoﬀ und die Werkzeuggeometrie (Kantenradien usw.) sowie der Blechzuschnitt so optimiert werden, dass eine möglichst gleichmäßige Formänderungsverteilung erreicht und Beanspruchungsspitzen abgebaut werden. Damit ist hinsichtlich der Wirtschaftlichkeit gegebenenfalls die Auswahl einer minderen Blechqualität möglich, die die auftretenden Formänderungen noch sicher erträgt.

0 ,8

G r e n z fo r m ä n d e r u n g s s c h a u b ild ( n a c h H a s e k ) P r ü fu n g s b e d in g u n g e n : T ie fu n g s v e r s u c h m it h a lb k u g e lig e m S te m p e l u n d g e r a d e m B le c h s tr e ife n

0 ,7

0 ,4

re

in

es

T i e

Z u g -D ru c k

0 ,3

fz

ie

he n

: j 1

=

-j

-0 ,6

W e rk s to ff : R R S t 1 4 0 3 B le c h d ic k e : 1 m m

-0 ,5

-0 ,4

-0 ,3

2

0

2 j = -

0 ,1

2

"g u t" Z u g -Z u g

1

0 ,2

"V e rs a g e n "

z S t w ei re a c c h j k z i s ig 1 = ehe es j n 2 :

0 ,5

j g : Z u e r s ig a c h e in

U m fo rm g ra d j

1

0 ,6

0 -0 ,2 -0 ,1 U m fo rm g ra d j

0 ,1

0 ,2

0 ,3

2

Abbildung 2.62: Grenzformänderungsschaubild [HASE77]

Neben der Erprobung und Auslegung neuer Werkzeuge wird die Formänderungsanalyse in der Praxis auch häuﬁg zur Kontrolle der laufenden Fertigung eingesetzt. Durch die Ermittlung des Abstandes zwischen den Formänderungen kritischer Bereiche und der Grenzformänderungskurve, der ein Maß für die Fertigungssicherheit darstellt, können sowohl Unterschiede in der Blechqualität als auch der Fortschritt des Werkzeugverschleißes erfasst werden. Dies ist insofern wichtig, als sich die Geometrie des Werkzeugs (Ziehspalt usw.) mit fortschreitendem Verschleiß zum Teil erheblich verändert. Die daraus resultierende neue Formänderungsverteilung ist dann häuﬁg die Ursache von Versagensfällen [SUY77]. Werden Ziehteile in mehreren Stufen hergestellt, so ist zu beachten, dass auch die Umformgeschichte (Formänderungsweg) die Lage und die Form einer Grenzformänderungskurve beeinﬂusst [HASE80b].

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

129

Eine Beurteilung der Umformeignung verschiedener Blechwerkstoﬀe ist mit Hilfe des Grenzformänderungsschaubildes nur bedingt möglich. Zwar unterscheiden sich Werkstoﬀe mit stark unterschiedlichen physikalischen Eigenschaften auch in ihren Grenzformänderungskurven, doch geben letztere die Einﬂüsse des Verfestigungsexponenten n und der senkrechten Anisotropie r nur unvollständig wieder [LANG74]. So ist es möglich, dass zwei Blechwerkstoﬀe, die sich nur bezüglich dieser beiden Kenngrößen unterscheiden, einerseits fast identische Grenzformänderungskurven besitzen, andererseits jedoch nach einer Ziehoperation ganz unterschiedliche Verteilungen der Formänderungen und daraus resultierend auch eine ungleiche Umformeignung aufweisen. Zur Ermittlung der Grenzformänderungskurve werden neben der Auswertung von Versagensfällen an Produktionsteilen meist experimentelle Prüfverfahren herangezogen. Zu den gebräuchlichsten Verfahren zählen Tiefungsversuche mit unterschiedlichen Stempel- und Platinenformen, der hydraulische Tiefungsversuch sowie der Zugversuch mit Kerbproben [HASE78]. Sie unterscheiden sich hauptsächlich durch die Proben- bzw. Platinenform sowie durch die Art der Werkstoﬀbeanspruchung, wobei die ermittelten Grenzformänderungskurven aufgrund verfahrensspeziﬁscher Unterschiede zum Teil erheblich voneinander abweichen können.

2.8 Tribologie in der Umformtechnik Der Begriﬀ „Tribologie“ wurde 1966 von einer englischen Kommission eingeführt und wurde aus den griechischen Wörtern für „Reiben“ (tribein) und „Lehre“ (logos) abgeleitet [JOST66]. Die Tribologie beschränkt sich jedoch nicht ausschließlich auf die Reibungslehre, sondern schließt auch Verschleißvorgänge mit ein. Sie umfasst die gesamte Wissenschaft und Technik von aufeinander einwirkenden Oberﬂächen unter Relativbewegung und behandelt somit die wissenschaftliche Durchdringung aller Arten von Reibung, Verschleiß und Schmierung sowie die technische Anwendung tribologischen Wissens [GFT02]. 2.8.1 Das tribologische System Bei der Betrachtung tribologischer Vorgänge ist es wichtig, nicht nur die einzelnen in Kontakt beﬁndlichen Körper, sondern das gesamte Tribosystem und das darauf einwirkende Beanspruchungskollektiv zu betrachten, siehe Abbildung 2.63 [CZIC03]. Das Tribosystem besteht dabei aus Grund- und Gegenkörper (im Falle der Fertigungstechnik sind dies Werkzeug und Werkstück) sowie Zwischenund Umgebungsmedium (in der Regel Schmierstoﬀ und Luft). Die Summe der äußeren Lasteinwirkungen, wie Prozesskräfte, Temperatur oder Gleitgeschwindigkeit, bildet das tribologische Beanspruchungskollektiv, welches

2 Grundlagen

B e a n s p r u c h u n g s k o lle k tiv

In p u t T r ib o s y s te m

S y s te m g re n z e

G e g e n k ö rp e r

U m g e b u n g s m e d iu m S y s te m Z w is c h e n s to ff

G ru n d k ö rp e r

V e r s c h le iß k e n n g r ö ß e n

- V e (O - V e (M

rs b rs a

c h le e r flä c h le te r ia

iß e r s c h e in u n g s fo r m c h e n v e rä n d e ru n g ) iß - M e s s g r ö ß e lv e r lu s t)

R e ib u n g s k e n n g r ö ß e n

- R e ib le is tu n g - W ä rm e e n ts te h u n g

In fo r m a tio n s te c h n is c h e B e s c h r e ib u n g

130

O u tp u t

Abbildung 2.63: Das Tribosystem und der Systemgedanke

unter dem Gesichtspunkt des Systemgedankens als Systemeingang oder Systeminput verstanden werden kann. Innerhalb der Systemstruktur wirken zahlreiche Einﬂüsse, die unter Einwirkung des Beanspruchungskollektivs das Systemverhalten prägen, siehe Abbildung 2.64. Neben der Art der beteiligten Werkstoﬀe haben die durch die Mikrogeometrie der Oberﬂächen bedingten lokalen Lastspannungsverteilungen einen wesentlichen Einﬂuss auf das Reibverhalten. Anders als bei Reibungsvorgängen in der Wälzlagertechnik oder in Zahnradgetrieben können während des Umformvorgangs große plastische Verformungen eines Reibpartners, nämlich des Werkstücks, auftreten. Diese sind mit z. T. beachtlichen Oberﬂächenvergrößerungen verbunden, so dass die einzelnen Systemeinﬂüsse einem ständigen Wandel unterlegen sind. Dies macht die genaue Erfassung des Systemzustands schwierig. Sowohl die Reibung als auch der Verschleiß sind abhängig von der Struktur des Tribosystems und vom Beanspruchungskollektiv und bilden somit die Systemantwort oder auch Systemoutput. Rückwirkend beeinﬂussen ein fortschreitender Verschleiß und damit einhergehende veränderte Reibbedingungen sowohl die Systemstruktur als auch das Beanspruchungskollektiv [CZIC03]: Reibung, Verschleiß = f(Systemstruktur, Beanspruchungskollektiv) Systemstruktur, Beanspruchungskollektiv = f(Reibung, Verschleiß)

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

v (t)

F (t) L o k a le L a s ts p a n n u n g e n s xy (x ,y ,z ,t)

E ig e n s p a n n u n g e n s E S (x ,y ,z )

W e rk s to ffe (M a te r ia l, S tr u k tu r ) M ik r o g e o m e tr ie (R a u h e it, O b e r flä c h e n d e fe k te )

131

R a n d h ä rte (E in d r in g w id e r s ta n d , E la s tiz itä t)

M a k r o g e o m e tr ie (F o rm , A b m e s s u n g e n )

Abbildung 2.64: Einﬂüsse auf das tribologische Systemverhalten innerhalb der Systemstruktur [FRIE97]

Die tribologischen Verhältnisse innerhalb des Systems Umformprozess sind mitbestimmend für zahlreiche Merkmale von Umformverfahren. Dazu zählen • • • • •

Prozessgrenzen, Wirtschaftlichkeit, Werkstückqualität, Belastung von Umwelt und Arbeitsplatz und Ressourcenschonung.

Das Ziel tribologischer Prozessauslegungen und -optimierungen besteht in der Steigerung einer oder mehrerer der genannten Faktoren. So kann über eine Veränderung der Reibverhältnisse in hohem Maße Einﬂuss auf den Werkstoﬀﬂuss genommen werden. Dieser bestimmt die erreichbare Endgeometrie der Werkstücke und somit auch die Verfahrensgrenzen. Weiterhin beeinﬂusst Reibung die Prozesskräfte. Eine Reduzierung der Prozesskräfte trägt durch Energieeinsparung zur Ressourcenschonung bei. Außerdem erhöht sich bei geringerer Belastung die Lebensdauer von Werkzeugen, was sich positiv auf die Wirtschaftlichkeit eines Umformverfahrens auswirkt. Eine Folge der Reibung ist der Werkzeugverschleiß, dessen Art und Ausprägung die Standmenge der verwendeten Werkzeuge (Wirtschaftlichkeit) und die Oberﬂächenqualität der hergestellten Umformteile beeinﬂusst. Viele umformende Fertigungsverfahren wären ohne die tribologischen Fortschritte des zwanzigsten Jahrhunderts heute gar nicht wirtschaftlich nutzbar. Bei genauer Kenntnis der tribologischen Verhältnisse innerhalb eines Umformprozesses können Reibung und Verschleiß durch geeignete Wahl der ein-

132

2 Grundlagen

zelnen Tribosystemkomponenten beeinﬂusst und minimiert werden. Wesentlich sind dabei die zum Einsatz kommenden Werkzeugwerkstoﬀe und Werkzeugbeschichtungen sowie die verwendeten Schmierstoﬀe, welche wiederum die Umweltverträglichkeit eines Verfahrens mitbestimmen. Im Folgenden werden die unterschiedlichen Arten von Reibung und Verschleiß erläutert, sowie die Möglichkeiten der Beeinﬂussung von Reibung und Verschleiß durch werkstoﬀ- und schmierstoﬀseitige Maßnahmen aufgezeigt. 2.8.2 Reibung Bei der Relativbewegung zwischen sich berührenden Körpern tritt Reibung auf. Es werden dabei zwei Arten der Reibung unterschieden. Die äußere Reibung tritt zwischen sich berührenden Stoﬀbereichen von verschiedenen Körpern auf. Bei der inneren Reibung sind die beiden Stoﬀbereiche ein und demselben Körper zugehörig. Sie tritt auf im Innern metallischer Körper, die plastisch umgeformt werden, wobei Umformwärme entsteht. Beiden Arten der Reibung ist gemein, dass die Reibung bzw. die Reibkraft der Relativbewegung entgegen gerichtet ist [GFT02]. Im Folgenden soll die äußere Reibung näher betrachtet werden. 2.8.2.1 Einﬂussgrößen auf die Reibung. Eine Vielzahl von Parametern beeinﬂusst die Reibung, wobei einige dieser Größen, wie z. B. die wahre Kontaktﬂäche oder der Schmierungszustand, formelmäßig schwer erfassbar sind. Abbildung 2.65 zeigt verschiedene, auf die Reibverhältnisse einwirkende Einﬂussgrößen [LI95], welche innerhalb der sich dynamisch verändernden Kontaktﬂäche in der mikroskopischen Größenordnung auftreten. Reibung ist daher ein komplexer Vorgang, dessen analytische Berechnung in der Umformtechnik sehr schwierig ist. Auf die Größe der Reibkraft hat das vorherrschende Belastungskollektiv einen entscheidenden Einﬂuss. Umformtemperatur, Umformgeschwindigkeit und Flächenpressung zwischen Grund- und Gegenkörper sind in diesem Zusammenhang als wesentliche Größen zu nennen. Im Bereich der in der Umformtechnik vorliegenden Misch- und Grenzreibung ist vor allem die Flächenpressung, welche auch als Kontaktnormalspannung bezeichnet wird, von übergeordneter Bedeutung. Einen weiteren Einﬂuss übt der Zustand des Tribosystems aus. Dazu zählen Faktoren wie Oberﬂächenbeschaﬀenheit und chemische Zusammensetzung von Werkzeug und Werkstück. Ein sehr wesentlicher Faktor ist die Oberﬂächenbeschaﬀenheit des Werkzeugs. Der Einﬂuss der Bearbeitung ist so beträchtlich, dass die Reibkraft in Abhängigkeit von der Gleitrichtung bezogen auf die Bearbeitungsrichtung unterschiedliche Werte annimmt. Abgesehen von der Blechumformung hat die Bearbeitungsart der Kontaktﬂäche des umzuformenden Körpers nur im Anfangsstadium der Umformung eine Bedeutung. Bei fortschreitender Formänderung glättet sich die Oberﬂäche und wird ein Abdruck der Werkzeugoberﬂäche.

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

133

R e ib p a r tn e r

w a h r e K o n ta k tflä c h e O b e r flä c h e n b e s c h a ffe n h e it M a te r ia l G le itg e s c h w in d ig k e it ö r tlic h e r D r u c k W ä r m e le itfä h ig k e it V e r fe s tig u n g s v e r h a lte n A d h ä s io n s v e r h a lte n V e rz u n d e ru n g ...

U m fo rm v e rfa h re n

T e m p e ra tu r U m fo rm g e s c h F o rm ä n d e ru n K r ä fte v e r h ä ltn S p a n n u n g s v e P r e s s e n k in e m ...

g

w in d ig k e it is s e r h ä ltn is s e a tik

R e i b u n g S c h m ie r u n g

D ru c k b e s tä S c h m e lz p u W ä rm e a u s V is k o s itä t S tru k tu r c h e m . R e a S c h e r fe s tig ...

n d ig k e it n k t d e h n u n g k tio n s v e r m ö g e n k e it

ä u ß e r e E in flü s s e T e m p e ra tu r L u ftfe u c h tig k e it A tm o s p h ä re ...

Abbildung 2.65: Einﬂussgrößen auf die Reibung [LI95]

Erheblichen Einﬂuss auf die Reibkraft hat der physikalisch-chemische Zustand der Werkzeug- und Werkstückoberﬂächen. Während der Umformung werden Oxide und Verunreinigungen von den Kontaktﬂächen abgetragen, wodurch die Reibung ansteigt und vermehrt Verschleißerscheinungen auftreten können. Darum müssen Schmiermittel zum Einsatz kommen, die dafür Sorge tragen, dass die Größe der Reibkräfte und der Verschleißangriﬀ am Werkzeug in annehmbaren Grenzen bleiben [LI95, RAED02]. 2.8.2.2 Reibgesetze für die Bewegungsreibung. Bei Reibgesetzen handelt es sich um mathematisch-analytische Ansätze, mit denen in einer Reibungsgrenzﬂäche die maximal übertragbare Reibschubspannung in Abhängigkeit von ihren Haupteinﬂussgrößen berechnet werden kann. In der Plastizitätstheorie haben sich zur Beschreibung der Reibschubspannung τR zwei Modelle durchgesetzt – das Reibgesetz nach Coulomb und das Reibfaktorgesetz, siehe Abbildung 2.66. Neuere Ansätze passen die Eigenschaften dieser Reibgesetze an die speziellen Anforderungen in der Umformtechnik an und kombinieren so die Vorteile dieser beiden etablierten Modelle.

134

2 Grundlagen s

C o u lo m b

n e u e re A n s ä tz e

v

F

R e ib s c h u b s p a n n u n g t

R

N

R

R

R e ib fa k to r g e s e tz

N o r m a ls p a n n u n g s

C o u lo m b

R e ib fa k to r g e s e tz

t

= µ ·

t

R

R

= m

s

D a s R e ib g e s tz v o n C o u lo m b w ir d fü r U m fo r m p r o z e s s e m it n ie d r ig e r K o n ta k tn o r m a ls p a n n u n g e in g e s e tz t. z .B . B le c h u m fo r m u n g N

× k = m

N

×

k f

3

D a s R e ib fa k to r g e s e tz w ir d fü r U m fo r m p r o z e s s e m it h o h e r K o n ta k tn o r m a ls p a n n u n g e in g e s e tz t. z .B . M a s s iv u m fo r m u n g

Abbildung 2.66: Reibgesetze in der Umformtechnik

Grundsätzlich ist bei der Berechnung umformtechnischer Prozesse eine größere Genauigkeit möglich, wenn die verwendeten Reibgesetze die Realität genauer beschreiben und die für die Berechnung erforderlichen Kennzahlen bekannt sind. Es ist zu beachten, dass Zahlenwerte, wie sie für die Reibung normaler Maschinenelemente gültig sind, auf keinen Fall für die Bestimmung der Reibkräfte bei der plastischen Formänderung Anwendung ﬁnden dürfen. Reibgesetz nach Coulomb. Erste Ansätze zur Beschreibung einer Gesetzmäßigkeit gehen auf Leonardo da Vinci im 15. Jahrhundert zurück [DAWN79]. Coulomb fasst 1785 diese Erfahrungen in einer nach ihm benannten Gesetzmäßigkeit zusammen [COUL85]. Das Coulomb’sche Reibgesetz beschreibt den Zusammenhang zwischen der in Normalenrichtung wirkenden Druckkraft FN und der in der Wirkfuge entgegen der Bewegungsrichtung auftretenden Reibkraft FR durch die lineare Beziehung: |FR | = µ · |FN | .

(2.87)

Der Proportionalitätsfaktor ist die Reibzahl µ, die meist als konstant über die Dauer des Reibvorgangs und die Reibﬂäche angesehen wird. Damit beruht dieses Reibgesetz auf der Annahme, dass die Reibkraft proportional zur aufgebrachten Last und unabhängig von der Kontaktﬂäche und der Gleitgeschwindigkeit ist. Die Übertragung der Normal- und Reibkraft auf örtlich wirkende Spannungen kann anhand der folgenden Beziehung erfolgen: |τR | = µ · |σN | .

(2.88)

So ist die örtlich wirkende Reibschubspannung τR proportional zur Kontaktnormalspannung σN .

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

135

Tritt in der Kontaktﬂäche zweier Körper (Werkstück/Werkzeug) eine Relativbewegung unter der Vorraussetzung auf, dass die Kontaktnormalspannung σN klein gegenüber der Fließspannung kf ist, dann hängt die Reibschubspannung bei konstanter Reibungszahl µ zunächst linear von der Kontaktnormalspannung ab. Die Reibzahl µ kann dabei jeden positiven konstanten Wert annehmen. Der Wert 0 charakterisiert einen reibungsfreien Zustand. Erreicht die Reibschubspannung jedoch die Größe der Schubﬂießspannung k des weicheren Körpers, dann reagiert der weichere Körper mit Schiebungen unterhalb der Kontaktﬂäche, und die beiden Körper haften in der Kontaktzone aneinander. Dieser Zustand wird mit Haftreibung bezeichnet. Die Grenzreibzahl, bei der das Haften beginnt, berechnet sich zu µGrenz = k/ |σN |. Mit zunehmender Normalspannung entspricht die Reibschubspannung |τRmax | = k, wobei k bei verfestigenden Werkstoﬀen eine Funktion der Formänderung darstellt. Das Coulomb’sche Reibgesetz gilt hier nicht mehr, da es eine obere Grenze für die Reibschubspannung τRmax nicht berücksichtigt. Reibfaktorgesetz. Ein weiteres mathematisches Reibgesetz zur Beschreibung der Reibung ist das Reibfaktorgesetz. Dieses Modell geht davon aus, dass die Reibschubspannung τR mit der Schubﬂießspannung k des weicheren Werkstoﬀs nach der Beziehung τR = m · k

(2.89)

zu verknüpfen ist, wobei der Proportionalitätsfaktor m als Reibfaktor bezeichnet wird. Diese Gesetzmäßigkeit geht davon aus, dass die Reibschubspannung konstant und unabhängig vom Normaldruck ist. Für m = 1 ergibt sich die Haftbedingung, wogegen m = 0 den reibungsfreien Zustand charakterisiert. Mit dem Reibfaktor 0 < m < 1 ist das Reibfaktormodell nur eine grobe Näherung, da es keine objektive Methode zur Abschätzung des Zahlenwertes √ für m gibt. Aus der Verwendung des Fließkriteriums nach v. Mises k = kf / 3 mit der Fließspannung kf folgt für das Reibfaktormodell der folgende Zusammenhang: kf τR = m · √ . 3

(2.90)

Freie Reibgesetze. Anders als bei zwei starren Körpern, die aufeinander entlang gleiten, kann die Oberﬂäche des Gegenkörpers bedingt durch plastische Verformung aufreißen. Dadurch gelangt Werkstoﬀ aus dem Innern des plastiﬁzierten Werkstücks an die Oberﬂäche, so dass ständig andere Teilchen am Reibungsprozess teilnehmen. Weiterhin zeigt die Fließbedingung, dass die Reibschubspannung nur bis zum Einsetzen des plastischen Fließens ansteigt, so dass der Reibwert bei hohen Flächenpressungen abnimmt und somit selbst eine Funktion der Flächenpressung sein muss. Dies wurde in zahlreichen Untersuchungen ermittelt, so dass das Coulomb’sche Reibgesetz lediglich für

136

2 Grundlagen

relativ kleine Normalbelastungen gilt, während bei hohen Kontaktnormalspannungen das Reibfaktormodell besser geeignet ist [KLOC02b]. Daher hat Orowan [OROW43] vorgeschlagen, die Reibschubspannung τR bei niedrigen Kontaktnormalspannungen nach der Gesetzmäßigkeit nach Coulomb proportional zu der Kontaktnormalspannung σN zu berechnen und bei hohen Kontaktnormalspannungen eine konstante Reibschubspannung gleich der Schubﬂießspannung k anzusetzen. Diese Gesetzmäßigkeit ist in Abbildung 2.67 dargestellt. Als Nachteil dieses Ansatzes erwies sich der unstetige Übergangsbereich, der die realen Reibzustände nur ungenügend beschreibt. Weitere Untersuchungen zeigten, dass die Größe der Reibzahl außer von der Werkstoﬀpaarung auch von der Geometrie der Reibﬂäche und von den in der Wirkfuge auftretenden mechanischen und physikalischen Einﬂussgrößen wie Druck, Gleitgeschwindigkeit und Temperatur bestimmt wird. Bowden und Tabor [BOWD50] wiesen in ihren Untersuchungen nach, dass das Coulomb’sche Reibgesetz nur Gültigkeit hat, solange die wahre Kontaktﬂäche proportional mit der Normalkraft zunimmt. Shaw [SHAW63] hat diese Problematik aufgegriﬀen und ein Reibgesetz formuliert, das einen stetigen Übergang (Bereich 2) der Reibschubspannung zwischen niedrigen (Bereich 1) und hohen Kontaktnormalspannungen (Bereich 3) beschreibt, siehe Abbildung 2.67.

R e ib g e s e tz n a c h O r o w a n

t R

= m s

R

= k

t

R

R e ib s c h u b s p a n n u n g

R e ib s c h u b s p a n n u n g

t

R

t k

R e ib g e s e tz n a c h S h a w

N

K o n ta k tn o r m a ls p a n n u n g

s N

k

1

2

K o n ta k tn o r m a ls p a n n u n g

3

s N

Abbildung 2.67: Reibgesetz nach Orowan und Shaw [OROW43, SHAW63]

Aufbauend auf den Arbeiten von Orowan und Shaw haben Wanheim und Bay ein allgemeines Reibgesetz als Kombination aus Coulomb’schem Reibgesetz und Reibfaktorgesetz zur Beschreibung der Reibung entwickelt. Dieses allgemeine Reibgesetz beschreibt zum einen einen stetigen Übergang zwischen den beiden Reibgesetzen und berücksichtigt zum anderen die wahre Kontaktﬂäche. Somit steigt das Verhältnis zwischen wahrer und scheinba-

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

137

rer Kontaktﬂäche mit erhöhter Normalspannung an und das Verhältnis von Reibschubspannung zur Schubﬂießspannung läuft asymptotisch gegen 1. Dies wird durch die folgende Beziehung beschrieben: τR = f · α · k mit

τR : f : α : k :

(2.91)

Reibschubspannung, Reibfaktor 0 ≤ f ≤ 1, Verhältnis zwischen wahrer und scheinbarere Kontaktﬂäche und Schubﬂießspannung.

Untersuchungen zum Einﬂuss der Kontaktnormalspannung σN und der Schubﬂießspannung k auf das Kontaktﬂächenverhältnis α zeigen, dass der Verlauf von α für verschiedene Reibfaktoren zunächst linear zunimmt und sich anschließend asymptotisch dem Wert α = 1 nähert [WANH87,WANH99]. Der mathematische Zusammenhang, der diesen Eﬀekt beschreibt, sieht wie folgt aus: τ∗ τR = R· k k

τR∗

τR∗

τR = + f− k k k

σN kf ∗ σN kf

⎡

σ∗

· ⎣1 − exp

( kNf − (f −

σN kf

∗ τR k )

)· ·

∗ τR k

∗ σN kf

mit

σ∗ σN ≤ N (2.92) kf kf

mit

σN σ∗ > N (2.93) kf kf

⎤ ⎦

Dabei werden die Reibspannung τR und die Normalspannung σN jeweils mit der Schubﬂießspannung k und der Fließspannung kf normiert. Die Grenzen der Proportionalität für die Reibschubspannung und die Kontaktnormal∗ ) sind gegeben durch: spannung (τR∗ , σN τR∗ = 1− 1−f , k ∗ 1+ σN = kf

π 2

+ arccos(f ) + 1 − f 2 √ . √ 3 · (1 + 1 − f )

(2.94)

(2.95)

Das Reibmodell basiert dabei auf Kontaktuntersuchungen zwischen einer glatten und einer rauen Oberﬂäche. Aufgrund der plastischen Verformung der Rauheitsspitzen wird das Verhältnis α zwischen wahrer und scheinbarer Berührungsﬂäche als eine Funktion von der Normalspannung σN und dem Reibfaktor f , der die Reibung in der wahren Berührungsﬂäche beschreibt (0 ≤ f ≤ 1), ermittelt. Bei geringer Kontaktnormalspannung werden die

138

2 Grundlagen

einzelnen Rauheitsspitzen ohne Einﬂuss der benachbarten Spitzen verformt. Ist α proportional zur Normalspannung, so gilt das Coulomb’sche Reibgesetz. Bei höherer Kontaktnormalspannung nimmt die Reibschubspannung mit der Normalspannung zu, siehe Gleichung 2.92. Dabei läuft die Reibschubspannung asymptotisch gegen einen konstanten Wert, vergleichbar mit dem Reibfaktormodell. Links in Abbildung 2.68 ist die normierte dimensionslose Reibspannung als Funktion der normierten Normalspannung mit dem Reibfaktor f nach dem Reibgesetz von Wanheim-Bay dargestellt.

/ k

1

0 ,8

1 7 ,5

0 ,9

R

R e ib s p a n n u n g n o r m ie r t t

3 5 Ø

f = 1 ,0

0 ,8 0 ,7

0 ,6

Ø

0 ,6

V e rs u c h

0 ,5 0 ,4

1

0 ,4 0 ,3

0 ,2

0 ,2

0

1

2

3

4

N o r m a ls p a n n u n g n o r m ie r t s

5 N

/ k

W a n -B a y (f = 1 ,0 ) R e ib fa k to r (m = 0 ,8 5 )

6 8 %

0 ,1 0

5

6 f

Abbildung 2.68: Genauigkeit von Reibfaktorgesetz und Reibgesetz nach Wanheim und Bay am Beispiel einer Kegelprobe [WANH99]

Bei der Berechnung von Umformprozessen werden häuﬁg entweder das Coulomb’sche Reibgesetz oder das Reibfaktormodell verwendet. Das Coulomb’sche Reibgesetz überschätzt jedoch die Reibschubspannung zwischen Werkstück und Werkzeug sehr oft, da die aufgebrachte Normalspannung häuﬁg so groß ist (z. B. in der Massivumformung), dass die Reibschubspannung größer wird als die Schubﬂießspannung. Bei niedrigen Normalspannungen überschätzt das Reibfaktormodell die Reibspannung, da die Reibung nicht vom aktuellen Spannungszustand zwischen Werkstück und Werkzeug abhängig ist, sondern nur von den Werkstoﬀeigenschaften. Ein Vergleich zwischen einem realen und einem FEM-berechneten Stauchversuch einer Kegelprobe ohne Schmierung zeigt, dass die Berechnung mit einem Reibfaktor von Wanheim und Bay mit f = 1, 0 die Verformung des Kegels besser beschreibt als die berechnete Formänderung mit einem im Ringstauchversuch ermittelten Reibfaktor von m = 0, 85, siehe Abbildung 2.68 rechts. Die Erklärung dafür ist, dass das Reibfaktormodell die tatsächliche

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

139

Reibung an der oberen Seite der Werkstück-Werkzeug-Kontaktﬂäche aufgrund der geringen Kontaktnormalspannung überschätzt und daher das Material an der Oberseite nicht so stark in radiale Richtung ﬂießt. Hingegen unterschätzt das Reibfaktormodell die Reibung an der unteren Seite der Werkstück-Werkzeug-Kontaktﬂäche, da in diesem Bereich die Kontaktnormalspannungen deutlich höher sind. Daher ﬂießt in der Simulation das Material in diesem Bereich stärker in radialer Richtung, siehe Abbildung 2.68 rechts. Dies ist besonders deutlich in den Bereichen, in denen die Kontaktnormalspannung kleine Werte annimmt, d. h. wenn die normierte Normalspannung σN /kf < 1 ist. Eine Implementierung dieses Reibgesetzes in eine kommerzielle FE-Software wurde von Guérin u. a. umgesetzt [GUÉR99]. Eine Umsetzung erfolgte dabei für zweidimensionale und dreidimensionale Anwendungen. 2.8.2.3 Einﬂuss der Reibung auf den Prozess. Viele Umformprozesse werden durch die Reibung stark beeinﬂusst. Erhöhte Reibung verursacht einen größeren Kraft- und Energiebedarf, beeinﬂusst den Werkstoﬀﬂuss und somit die Formänderungs- und Festigkeitsverteilung in der gesamten Umformzone und erhöht die Oberﬂächentemperatur. Als Folge des höheren Kraftbedarfs kommt es auch zu einer höheren Werkzeugbelastung und damit zu einer geringeren Standmenge der Werkzeuge. In der Blechumformung wird das maximale Ziehverhältnis beeinﬂusst. Bei zu hohen Reibkräften kommt es hier zu Bodenreißern. Zudem kann die Maßgenauigkeit und die Oberﬂächengüte des Werkstückes stark beeinﬂusst werden [KOPP99]. Dennoch ist es nicht berechtigt, Reibung grundsätzlich a priori als negativ und unerwünscht zu betrachten. Es gibt gerade in der Umformtechnik einige Verfahren, bei denen ein gewisses Maß an Reibung unbedingt notwendig ist, damit der Umformprozess stabil verläuft. Dazu zählt z. B. das Walzen, siehe Kapitel 3.5. Je nach den Erfordernissen des einzelnen Anwendungsfalls ergibt sich damit in der Umformtechnik hinsichtlich der Reibung ein Minimierungsoder ein Optimierungsproblem. Das einfachste Beispiel, wie die Reibung das Umformergebnis beeinﬂusst, zeigt der Stauchversuch einer zylindrischen Probe. Unter der Annahme einer reibungsfreien Stauchung bleibt die Probe während des kompletten Stauchvorgangs zylindrisch. Der Umformgrad zeigt ein ähnliches Bild, indem er innerhalb des Probenquerschnitts konstant bleibt und mit fortschreitender Umformung ansteigt. Ist der Stauchvorgang reibungsbehaftet, so baucht die Probe mit zunehmender Umformung mehr und mehr aus. Dabei ist die Ausbauchung um so ausgeprägter, je höher die Reibung zwischen Werkstück und Werkzeug ist. Ein Schnitt durch die gestauchte Probe zeigt die Verteilung des Umformgrades, der zum einen entlang der Kontaktﬂäche zwischen Werkstück und Werkzeug radial nach Außen zunimmt und zum anderen in axialer Richtung ebenfalls ansteigt, so dass sich die maximalen Umformgrade entlang der Bauteildiagonalen anordnen.

140

2 Grundlagen

S c h u b s p a n n u n g t / M P a

Beim Napf-Rückwärts-Fließpressen, siehe Kapitel 3.1.2.1, führt eine Variation der Reibung nur zu einer geringen Änderung der Bauteilgeometrie. Dennoch wird der Prozess von der Reibung stark beeinﬂusst, siehe Abbildung 2.69. Die Auswertung von Versuchsreihen, die mit unterschiedlichen Schmiermedien durchgeführt wurden, haben gezeigt, dass die Stempelkraft stark vom Schmiermedium beeinﬂusst wird. Trockene Kontaktﬂächen führen dabei zu einer hohen Stempelkraft. Die in Abbildung 2.69 dargestellten Reibgesetze sind anhand einer Kombination von verschiedenen Versuchsreihen mit FEM-Simulationen ermittelt worden und spiegeln den realen Verlauf der Reibschubspannung über der Kontaktnormalspannung annähernd wieder. Eine detaillierte Erläuterung der Vorgehensweise bei der Ermitllung ﬁndet sich in [KLOC04e]. R e ib g e s e tz e

3 0 0

1 5 0

4 7

7

3

1 0 0 5 0

M o S

0 0

1 0 0 0

2 0 0 0

3 0 0 0

N o r m a ls p a n n u n g s / M P a

2

4 0 0 0 8

T ro c k e n

1 6 0 0

M o S

1 2 0 0

1 0

M in e r a lö l E s te r 2

4 0 0 0

5

1 0

1 5

S te m p e lw e g / m m

2 0

9

B s p : n a tiv e r E s te r - n a tiv e r E s te r

8 0 0

0

2

8

K r a ft-W e g V e r la u f

2 0 0 0

S te m p e lk r a ft / k N

6

M in e r a lö l E s te r

2 0 0

5

S te m p e lw e g 2 0 m m

T ro c k e n

2 5 0

- M m A - M - T ro c k e n A u s g a n g M a r k ie r u n

in e r a lö l 0 1 0 R a d iu s / m m it P & S d d itiv e n o S 2 1 0 9 8 7 6 s la g e d e r g s p u n k te

1 2 0 4 3 5

2 1

Abbildung 2.69: Auswirkungen unterschiedlicher Reibungen auf den Umformprozess am Beispiel des Napf-Rückwärts-Fließpressens

Die Betrachtung der Oberﬂächenvergrößerung während des Umformprozesses zeigt, dass hohe Reibschubspannungen zu geringen Verschiebungen entlang der Oberﬂäche führen. Dazu wurde in einem Experiment die Oberﬂäche der Ausgangsprobe mit Markierungen versehen, siehe Abbildung 2.69. Nach der Umformung wurde die Verschiebung der Punkte infolge der Umformung ausgewertet. Dabei zeigte sich, dass bei einer Umformung mit trockenen Kontaktﬂächen die Verschiebung der Markierungspunkte im Verhältnis zu ihren Startkoordinaten am geringsten ist. Besonders deutlich wird dies am Markierungspunkt 8. Verschiebt sich dieser Punkt bei einer trockenen Umformung maximal bis zum Ansatz der Stempelkante, wird er bei einer Umformung mit einem Festschmierstoﬀ bis zur mittleren Höhe der Napfwand verschoben.

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

141

Diese Beispiele zeigen, dass die Reibung eine prozessspeziﬁsche Größe ist, die die Eigenschaften des Bauteils entscheidend beeinﬂussen kann und somit nicht zu vernachlässigen ist. 2.8.3 Verschleiß Bei Dauerbelastung ist die Reibbeanspruchung von Umformwerkzeugen mit Verschleiß verbunden. Laut Arbeitsblatt 7 der Gesellschaft für Tribologie ist mit Verschleiß „der fortschreitende Materialverlust aus der Oberﬂäche eines festen Körpers, hervorgerufen durch mechanische Ursachen, d. h. Kontakt und Relativbewegung eines festen, ﬂüssigen oder gasförmigen Gegenkörpers“ gemeint [GFT02]. In der Umformtechnik versteht man unter Verschleiß außerdem den Übertrag von Werkstückmaterial auf die Werkzeugoberﬂäche, welcher umgangssprachlich auch als Kaltverschweißung oder Fressverschleiß bezeichnet wird [LANG90a]. Neben der Möglichkeit von Rissen, Werkzeugbrüchen und plastischer Werkzeugdeformation bestimmt der Werkzeugverschleiß die Standmenge von Umformwerkzeugen maßgeblich. Die Standmenge bezeichnet dabei die Menge hergestellter Werkstücke bis zum Standzeitende. Dieses ist erreicht, wenn eine geforderte Werkstückqualität, gekennzeichnet durch Maßhaltigkeit und Oberﬂächengüte, nicht mehr eingehalten werden kann. Verschleiß wird hervorgerufen durch das Zusammenspiel verschiedener mechanischer und chemischer Prozesse. Die Grundvorgänge des Verschleißes lassen sich dabei auf folgende Verschleißmechanismen zurückführen [CZIC73]: Abrasion, Adhäsion, Oberﬂächenzerrüttung und tribochemische Reaktion, siehe Abbildung 2.70. Typische Ausprägungen der durch die einzelnen Mechanismen hervorgerufenen Verschleißerscheinungsformen zeigt Abbildung 2.71 anhand ausgewählter rasterelektronen-mikroskopischer Aufnahmen. In den meisten Fällen ist jedoch eine Überlagerung mehrerer Mechanismen für den am Werkzeug auftretenden Verschleiß verantwortlich. Während der Übertrag von Werkstückmaterial eindeutig auf den Verschleißmechanismus Adhäsion zurückgeführt werden kann, lässt sich Materialverlust nicht immer klar einzelnen Verschleißmechanismen zuordnen. Es sei darauf hingewiesen, dass im Falle des adhäsiven Materialübertrags zwischen zwei initiierenden Mechanismen unterschieden werden muss – der Adhäsion durch Ausbildung von Grenzﬂächenbindungen (der Adhäsion im klassischen Sinne) und der mechanischen Umklammerung, siehe Kapitel 2.8.3.2. Oben links in Abbildung 2.71 sind zwei Beispiele zu sehen, die den Unterschied deutlich werden lassen. Die ebenen Bereiche mit weißen Punkten in der linken Aufnahem stellen die Oberﬂäche eines polierten, pulvermetallurgischen Schnellarbeitsstahls dar. Die weißen Punkte sind die kugelig eingeformten Karbide. Das adhädierte Werkstückmaterial liegt auf dieser sehr glatten Oberﬂäche auf und haftet durch die Ausbildung von Grenzﬂächenbindungen an der Oberﬂäche. In der rechten Aufnahme ist ebenfalls eine

142

2 Grundlagen

A d h ä s io n

O b e r flä c h e n z e r r ü ttu n g

A b r a s io n

T r ib o c h e m is c h e r V e r s c h le iß

Abbildung 2.70: Verschleißmechanismen in der Umformtechnik

Schnellarbeitsstahloberﬂäche abgebildet, allerdings in einer deutlich kleineren Vergrößerung. Hierbei handelt es sich um eine gedrehte, also wesentlich rauhere Oberﬂäche. Die vertikal verlaufenden Drehriefen sind deutlich zu erkennen. An den erhabenen Übergängen zwischen den Riefen haftet Werkstückmaterial an, das bei der Umformung durch die Erhebungen abgeschert wird und sich an den Unebenheiten mechanisch verankert. 2.8.3.1 Abrasion. Abrasion am Grundkörper erfolgt in tribologischen Kontakten klassischerweise, wenn der Grundköper durch die Rauheitsspitzen eines härteren Gegenkörpers oder durch harte Partikel belastet wird [BART00]. In der Umformtechnik bildet das Werkzeug den Grundkörper, welcher verfahrensbedingt immer härter ist als das umzuformende Werkstück, der Gegenkörper. Abrasiver Verschleiß an Umformwerkzeugen ist daher auf harte Partikel zurückzuführen, die sich in der Reibkontaktzone zwischen Grund- und Gegenkörper beﬁnden. Dazu zählen im Gegenkörperwerkstoﬀ (Werkstückwerkstoﬀ) enthaltene Hartphasen, wie die Karbide der Legierungselemente oder intermetallische Phasen, sowie Oxide (z. B. Zunder auf Schmiederohlingen [LUIG93]) oder andere Verbindungen und Verunreinigungen auf der Oberﬂäche. Die abrasiv wirkenden, harten Partikel werden durch eine Art hydraulisches Prinzip in die harte Werkzeugoberﬂäche eingedrückt. Die Lage und Form des abrasiven Partikels ist dabei entscheidend [RAED02]: Auf der Werkstückseite wird der Partikel mit einem relativ geringen Druck, der maximal den dreifachen Wert der Fließgrenze des weicheren Werkstoﬀes annehmen kann, belastet. Hat dieser Partikel nun auf der Werkzeugseite eine kleine Kontaktﬂäche, so übt er dort einen entsprechend größeren Druck aus, da das Kräftegleichgewicht gewahrt bleiben muss.

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

2 0 0 µ m

1 0 µ m

A u fs c h m ie r u n g e n a u f H S S - F lie ß p r e s s s te m p e ln ( A d h ä s io n / m e c h a n is c h e U m k la m m e r u n g )

1 0 0 µ m

A b r a s io n a n e in e m

k e r a m is c h e m

Z ie h r in g

143

2 0 0 µ m

Z e r r ü tte te M a n te lflä c h e e in e s F e in s c h n e id s te m p e ls ( H S S )

1 0 0 µ m

tr ib o c h e m . V e r s c h le iß , b o r ie r te r S ta h l

Abbildung 2.71: Rasterelektronen-mikroskopische Aufnahmen typischer Verschleißerscheinungsformen an Umformwerkzeugen hervorgerufen durch unterschiedliche Verschleißmechanismen

Selbst extrem harte Werkzeugwerkstoﬀe wie Hartmetalle oder Keramiken unterliegen diesem Verschleißmechanismus, dessen Folgen mikroskopisch kleine Furchen an den Werkzeugoberﬂächen und Materialverlust in Form von Verschleißpartikeln manifestiert, siehe Abbildung 2.71 links unten. Entscheidend für die quantitative Ausprägung des Abrasionsverschleißes ist die Härte der abrasiven Partikel im Verhältnis zur Härte des Werkzeugwerkstoﬀs. Ab einer bestimmten Härtediﬀerenz ist dabei ein sprungartiger Verschleißanstieg festzustellen. Man spricht von Verschleißtieflage und Verschleißhochlage [BART00]. Auf der Werkzeugoberﬂäche können je nach Werkstoﬀeigenschaften unterschiedliche Formen des abrasiven Angriﬀs einzeln oder in Kombination eintreten [GAHR87]: • Mikropﬂügen: furchende, plastische Verformung des Grundkörpers mit Aufwerfungen zu den Furchungsrändern, im Idealfall ohne Werkstoﬀabtrag • Mikroermüden: Trennung von Werkstoﬀ aus der Grundkörperoberﬂäche durch Ermüdung infolge wiederholter mikropﬂügender Beanspruchung • Mikrospanen: Bildung eines „Mikrospans“ vor dem abrasiv wirkendem, harten Teilchen • Mikrobrechen: Überschreiten einer kritischen Belastung führt zu Rissentstehung und damit verbundenen größeren Werkstoﬀausbrüchen, insbesondere bei spröderen Werkstoﬀen Die durch die Mechanismen Mikrospanen und Mikroermüden entstehenden Verschleißpartikel weisen eine gegenüber dem Grundwerkstoﬀ des Werk-

144

2 Grundlagen

zeugs erhöhte Härte auf, da sie vor der Abtrennung einer plastischen Verformung unterworfen waren. Diese Partikel wirken wiederum abrasiv und können den Abrasionsverschleiß somit zusätzlich verstärken. Es ist daher eine Aufgabe der Schmierung, Verschleißpartikel jeder Art möglichst schnell aus der Kontaktzone zwischen Werkzeug und Werkstück heraus zu transportieren. 2.8.3.2 Adhäsion. Der Adhäsionsverschleiß äußert sich in einem Übertrag von Material des weicheren auf die Oberﬂäche des härteren Reibpartners und entsteht unter der Einwirkung hoher Flächenpressungen zwischen Grund- und Gegenkörper. Wegen der extremen Flächenpressungen und der Reibkombination aus hartem Werkzeug und weichem Werkstück ist der Adhäsionsverschleiß in der Umformtechnik von entscheidender Bedeutung. Beim Adhäsionsverschleiß wird zwischen zwei initiierenden Mechanismen unterschieden – der Ausbildung von Grenzﬂächenbindungen und der mechanischen Umklammerung, siehe auch Abbildung 2.71 links oben und Kapitel 2.8.3. Beide Mechanismen werden im Folgenden näher erläutert. Der Verschleißmechanismus Adhäsion wird im klassischen Sinne durch die Ausbildung von Grenzﬂächenbindungen initiiert, indem nichtmetallische Oberﬂächenschichten wie Oxide im tribologischen Kontakt aufreißen und abgetragen werden, so dass ein rein metallischer Kontakt zwischen den Werkstoﬀen von Werkzeug und Werkstück zustande kommt [RAED02]. Auf der Seite des Werkstücks ist die Vergrößerung der Oberﬂäche mit fortschreitender plastischer Verformung für ein Aufreißen der oxidischen Schichten verantwortlich. Auf Seiten des Werkzeugs führen lokale Lastspitzen an Rauheitsspitzen zu einer elastischen Werkstoﬀdeformation, welche ebenfalls mit einem Aufreißen der spröden Oxidschichten einhergeht. Außerdem ist es möglich, dass die Oxidschichten abrasiv abgetragen werden. An den Stellen metallischen Kontakts können sich unter den hohen Flächenpressungen schließlich Grenzﬂächenbindungen ausbilden, welche auch als „Kaltverschweißung“ oder „Fresser“ bezeichnet werden. Gemeint ist damit der Mechanismus der Adhäsion, zu welchem alle chemischen Bindungen beitragen können, die auch die Kohäsion, d. h. den inneren Zusammenhalt fester Körper, bewirken. Hierzu zählen die starken Hauptvalenzbindungen (Ionenbindung, Atombindung, metallische Bindung) ebenso wie die vergleichsweise schwachen Nebenvalenzbindungen (van-der-Vaals-Bindung). Die so entstehenden Grenzﬂächenbindungen können stärker sein als die Kohäsion im Inneren des weichen Werkstückmaterials, so dass die Trennung der Verbindung in der Regel im Inneren des Werkstückmaterials durch Scherung erfolgt. Dadurch wird Werkstückmaterial dauerhaft auf die Werkzeugoberﬂäche übertragen, siehe Abbildung 2.71 links oben, linke Aufnahme. In zahlreichen Untersuchungen wurden Anstrengungen unternommen, Zusammenhänge zwischen der generellen Adhäsionsneigung und grundlegenden Werkstoﬀeigenschaften verschiedener Metalle aufzudecken. Die daraus gewonnenen grundlegende Erkenntnisse lassen sich in Faustregeln zusammenfassen, die jedoch nur für Reinmetalle beschränkt gültig sind:

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

145

• Mit steigender Härte nimmt die Adhäsionsneigung von Metallen ab [SIKO63]. • Die Adhäsionsneigung sinkt in Abhängigkeit von der Gitterstruktur in der Reihenfolge kfz – krz – hexagonal [BUCK68, HABI68]. Der Grund dafür liegt in der unterschiedlichen Anzahl von Gleitebenen, welche die Ausbildung der wahren Kontaktﬂäche beeinﬂussen. • Die Stärke der Adhäsion sinkt in der Reihenfolge B-Gruppenmetalle – Edelmetalle – Übergangsmetalle [CZIC68]. Dies ist in der unterschiedlichen Elektronenkonﬁguration und der damit einhergehenden Fähigkeit, bestimmte Bindungsarten einzugehen, begründet. Des Weiteren wird der Adhäsionsverschleiß in vielen Fällen durch mechanische Umklammerung initiiert. Dabei wird das weiche Werkstückmaterial durch die bei der Umformung entstehenden hohen Pressungen in Oberﬂächendefekte (Schleifriefen, Grate, Beschichtungsschäden, etc.) des Werkzeugs gepresst und durch Relativbewegung vom Werkstück abgeschert, siehe Abbildung 2.71 links oben, rechte Aufnahme. So verbleibt ebenfalls Werkstückmaterial auf der Werkzeugoberﬂäche, durch welches wiederum ein metallischer Kontakt gegeben ist, der sich in diesem Fall zwischen dem auf der Werkzeugoberﬂäche aufgeschmierten Werkstückmaterial und dem Werkstück selbst ausbildet. Der Adhäsionsverschleiß hat unterschiedliche technologische Auswirkungen. Zunächst entstehen stark aufgeraute Werkzeugoberﬂächen; die Folge sind Riefen an den Werkstücken. Wird die Oberﬂächenqualität der Werkstücke in einem unzulässigem Maße überschritten, ist das Standzeitende des Werkzeugs erreicht. Durch mechanisches Nacharbeiten (z. B. Schleifen oder Polieren) sowie in einigen Fällen durch chemische Behandlung (z. B. bei AluminiumAufschweißungen) können die unerwünschten Werkstoﬀüberträge wieder entfernt werden. Weiterhin bewirken die Aufschmierungen von Werkstückmaterial bei wiederholter tribologischer Beanspruchung lokale Überbelastungen der Werkzeugoberﬂächen. Durch diese lokal überhöhten und zeitlich begrenzt auftretenden Spannungsspitzen wird der Mechanismus der Oberﬂächenzerrüttung gefördert, siehe Kapitel 2.8.3.3. So können spontan Risse entstehen, die in der Folge zu grübchenartigen Ausbrüchen aus der Werkzeugoberﬂäche führen. Die möglichen Maßnahmen zur Vermeidung des adhäsiven Verschleißangriﬀs sind äußerst zahlreich. Um die Enstehung von Grenzﬂächenbindungen wirksam zu vermeiden, muss eine Trennung der metallischen Oberﬂächen von Werkzeug und Werkstück erreicht werden, was auf unterschiedlichen Wegen erfolgen kann, siehe Kapitel 2.8.4 und Kapitel 2.8.5. Um mechanische Verklammerungen zu vermeiden, ist eine optimale End-Bearbeitung der Werkzeugoberﬂächen erforderlich. In vielen Fällen werden daher polierte Werkzeuge eingesetzt, da diese nur wenige Angriﬀspunkte für mechanische Werkstoﬀverklammerung bieten.

146

2 Grundlagen

2.8.3.3 Oberﬂächenzerrüttung. Die Oberﬂächenzerrüttung beruht auf Ermüdung und Rissbildung der oberﬂächennahen Bereiche, hervorgerufen durch tribologische Wechselbeanspruchungen in der Randschichtzone der beiden Kontaktpartner, die zu einer Materialtrennung führen [CZIC03]. Sie ist ein Verschleißmechanismus, der durch das zyklische Überrollen und die tangentiale und normale Mehrfachbeanspruchung gleicher Oberﬂächenbereiche hervorgerufen wird. Die Oberﬂächenzerrüttung weist gewisse Ähnlichkeiten mit der Ermüdung und dem Bruch massiver Bauteile auf. Demnach wird eine Ermüdung durch die Belastungsamplitude und die Zyklenanzahl bestimmt. Man unterscheidet im Allgemeinen zwischen der Kurzzeit- und der Langzeitermüdung. Im Gebiet der Kurzzeitermüdung liegen die Belastungsamplituden auf dem Niveau der Zugfestigkeit. In diesen Fällen können nach sehr kurzen Zeiten Risse und in der Folge Brüche entstehen. Die Langzeitermüdung ist hingegen von hohen Lebensdauern und niedrigen Belastungsamplituden geprägt und stellt die technologisch erstrebenswerte Variante der Ermüdung dar. Der Prozess der Langzeitermüdung von Oberﬂächen kann im Gegensatz zur Kurzzeitermüdung in folgende Phasen unterteilt werden [SUH73]: • Erzeugung von Versetzungen unterhalb der tribologisch beanspruchten Oberﬂäche (Werkzeugoberﬂäche), • Aufstauung von Versetzungen, • Bildung von Fehlstellen und submikroskopischen „Löchern“ (voids), • Vereinigen der voids zu Rissen parallel und senkrecht zur beanspruchten Oberﬂäche und • Entstehen von Verschleißpartikeln, wenn die Risse eine bestimmte kritische Länge erreichen. Die Folge sind Oberﬂächenrisse und plättchenförmige Verschleißpartikel, siehe Abbildung 2.71 rechts oben. Um möglichst viele Lastzyklen ohne Zerrüttung bzw. hohe Werkzeugstandmengen zu erreichen, müssen die Belastungsamplituden möglichst gering gehalten werden. Im Falle der Oberﬂächenermüdung treten Spitzenbelastungen an Oberﬂächenunebenheiten auf. Dazu zählen z. B. Rauheitsspitzen oder von der Werkzeugherstellung zurückgebliebene Schleifriefen und Schleifgrate. Hieraus ergibt sich somit analog zum Mechanismus der Adhäsion durch mechanische Verklammerung, die Forderung nach Umformwerkzeugen mit Oberﬂächen extrem geringer Rauheit. Aber selbst bei ideal glatten Oberﬂächen kann aufgeschmiertes Werkstückmaterial, welches durch den Verschleißmechanismus Adhäsion auf die Werkzeugoberﬂäche übertragen wird, Unebenheiten bilden, die einen lastkonzentrierenden Eﬀekt bewirken. 2.8.3.4 Tribochemischer Verschleiß. Durch die tribologische Beanspruchung der beiden Reibpartner wird Reibungsenergie in die Oberﬂächenbereiche der Kontaktpartner eingebracht. Dadurch werden chemische Reaktionen zwischen Grund- und Gegenkörper, Zwischenstoﬀ und Umgebungsmedium

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

147

hervorgerufen, bei denen auf Grund- und Gegenkörper Randschichten veränderter chemischer Zusammensetzung mit meist deutlich veränderten Materialeigenschaften entstehen, siehe Abbildung 2.71 rechts unten. Sprödharte Reaktionsschichten können tribologisch induzierte Spannungen nur begrenzt abbauen und werden bei Erreichen einer kritischen Dicke durch sprödes Ausbrechen abgetragen, wohingegen weichere Reaktionsprodukte kontinuierlich neugebildet und abrasiv abgetragen werden [FINK32, QUIN62]. Beide Arten des Abtrags chemischer Reaktionsprodukte von Werkzeugoberﬂächen werden dabei als tribochemischer Verschleiß bezeichnet. Ihnen ist ein Verlust von Material aus der Werkzeugoberﬂäche gemein. Tribochemische Reaktionen können im Allgemeinen durch verschiedene Prozesse beschleunigt werden [HEID75, THIE67]: • • • • •

Entfernung von reaktionshemmenden Deckschichten, Beschleunigung des Transports der Reaktionsteilnehmer, Vergrößerung der reaktionsfähigen Oberﬂäche, Temperaturerhöhung infolge der Reibungswärme und Entstehung von Oberﬂächenatomen mit freien Valenzen infolge von Gitterstörungen, die durch plastische Deformationsprozesse hervorgerufen werden.

In Umformprozessen laufen alle fünf Prozesse parallel ab. Zusätzlich zu der aufgeführten Reibungsenergie führen auch noch die dissipierte Umformarbeit und eine eventuelle Prozesswärme, wie sie z. B. beim Schmieden erforderlich ist, zu weiteren Temperaturerhöhungen an der Werkzeugoberﬂäche. Chemische Reaktionen zwischen Werkzeug und Umgebungs- bzw. Zwischenmedium tauchen somit in allen Umformprozessen auf, auch wenn sie sich hinsichtlich Ausprägung und technologischer Auswirkung stark unterscheiden können. Zum besseren Verständnis seien hier kurz zwei Beispiele erläutert: • Die Oberﬂächen von Schmiedewerkzeugen sind hohen Temperaturen ausgesetzt. Dadurch ﬁndet eine gegenüber Raumtemperatur erhöhte Oxidation (Reaktion von Grundkörper und Umgebungsmedium) statt. Infolge thermischer und mechanischer Aktivierung tritt diese insbesondere an Mikrokontaktstellen (Rauheitsspitzen) auf. Die Folge sind Ausbrüche der entstehenden Oxidinseln, wodurch ein unerwünschter Materialverlust am Werkzeug in Form von Verschleißpartikeln entsteht. • In der Kaltumformung werden Schmierstoﬀen vielfach reaktionsschichtbildende Additive zugegeben. Die Reaktionsschichten werden kontinuierlich erzeugt und wieder abgetragen und zählen per Deﬁnition bereits zum tribochemischen Verschleiß. Dieser ist in diesem Fall jedoch gewollt und wird in Kauf genommen, um durch die oberﬂächentrennende Wirkung der Reaktionsprodukte (z. B. Eisenchlorid im Fall chlorierter Öle, siehe Kapitel 2.8.4.4) Adhäsionsverschleiß zu verhindern, der weitaus stärkere Folgen bewirkt.

148

2 Grundlagen

2.8.4 Schmierung in der Umformtechnik Die Schmierung ist in der Umformtechnik von besonderer Bedeutung. Die unterschiedlichsten Stoﬀe werden eingesetzt, um Werkzeugverschleiß zu vermindern und Reibungseinﬂüssen entgegenzuwirken. Aufgrund der extrem hohen tribologischen Beanspruchungen sind viele Umformverfahren ohne spezielle Schmierungstechniken gar nicht durchführbar. In den meisten Anwendungen dienen ﬂüssige Schmierstoﬀe auf Mineraloder Syntheseölbasis sowie natürliche Öle als Basisschmierstoﬀe. Diese Basisschmierstoﬀe werden auch als Grundöle bezeichnet, siehe Kapitel 2.8.4.3. Aber auch pastöse, fettartige und feste Substanzen oder Folien ﬁnden Verwendung, da diese eine erhöhte oberﬂächentrennende Wirkung besitzen oder im Falle der Festschmierstoﬀe höheren Temperaturen standhalten können, wie sie etwa beim Schmieden auftreten, siehe Kapitel 2.8.4.5. Um einen technologisch wirksamen Schmierstoﬀ zu erhalten müssen den jeweiligen Grundölen, -emulsionen oder -fetten verschiedene Additive beigemengt werden, siehe Kapitel 2.8.4.4. In vielen Fällen ist das Aufbringen der Schmierstoﬀe auf die Werkstücke direkt möglich. Bei komplizierten Prozessen, insbesondere beim Kaltmassivumformen, ist häuﬁg das Aufbringen einer Schmiermittelträgerschicht, die dann ihrerseits das Schmiermittel aufnimmt, notwendig, siehe Kapitel 2.8.4.2. Einen Überblick über die zum Umformen geeigneten Schmiermedien gibt das Arbeitsblatt 2 der Gesellschaft für Tribologie [GFT91]. Dieser Richtlinie sind auch Informationen über die für den jeweiligen Schmierstoﬀ günstigste Auftragsart zu entnehmen. Der Grund für die genannte Vielfalt an Schmierstoﬀen für die Umformtechnik liegt in der Vielfalt der prozessabhängigen, tribologischen Beanspruchungen hinsichtlich mechanischer Werkzeugbelastung und Relativgeschwindigkeit zwischen Werkzeug- und Werkstückoberﬂäche. Von hydrodynamischen Schmierungszuständen, wie sie teilweise im Niederhalterbereich von Tiefziehwerkzeugen zu ﬁnden sind, bis hin zu extremen Grenzreibungsverhältnissen in der Massivumformung wird daher das gesamte Spektrum an Schmierungszuständen durch die einzelnen Umformprozesse abgedeckt, siehe Abbildung 2.72. 2.8.4.1 Anforderungen an Umformschmierstoﬀe. Die wichtigste tribologische Funktion der Schmierstoﬀe besteht darin, die Oberﬂächen von Werkzeug und Werkstück zu trennen und somit die Reibverhältnisse vom Gebiet der Grenzreibung in Richtung hydrodynamischer Reibung zu verschieben, siehe Abbildung 2.72. Optimale Reibverhältnisse sind die Voraussetzung für gute Werkstückoberﬂächen sowie minimale Umformkräfte und damit für eine geringe mechanische Belastung sowie geringen Werkzeugverschleiß. Eine weitere tribologische Funktion besteht in der Abfuhr von Wärme aus dem Schmierspalt. Diese Funktion ist vor allem in Schmiedeprozessen von übergeordneter Bedeutung. Durch Besprühen der Schmiedegesenke zwischen jedem Arbeitshub wird gewährleistet, dass das Werkzeugmaterial nicht

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

149

R e ib z a h l

1 . F e s tk ö r p e r r e ib u n g m = 0 ,1 ...0 ,3

2 . G r e n z s c h m ie r u n g m = 0 ,1 ...0 ,3

G r e n z s c h ic h te n

3 . M is c h s c h m ie r u n g m = 0 ,0 3 ...0 ,1 F ilm d ic k e

h ·v /p

G r e n z s c h ic h te n

S c h m ie r s to ff 4 . H y d r o d y n a m is c h e S c h m ie r u n g m < 0 ,0 5

h ·v /p

S c h m ie r s to ff

Abbildung 2.72: Stribeck-Diagramm für unterschiedliche Schmierungszustände, mit η dynamische Viskosität, v Gleitgeschwindigkeit, p Druck bzw. Flächenpressung [CZIC03]

überhitzt und vorzeitig durch Erweichung und oxidativen Verschleißangriﬀ ausfällt. Aber auch bei „kalten“ Umformverfahren treten häuﬁg höhere Temperaturen auf. Im Falle des Napf-Rückwärts-Fließpressens von weichgeglühtem Einsatzstahl 16 MnCr 5 können beispielsweise Kontakttemperaturen von mehr als 350 ℃ entstehen, im Falle von rostfreiem Stahl sogar mehr als 500 ℃ [RAED02, STEE99]; beim Feinschneiden treten ähnlich hohe Temperaturen auf. Neben den tribologischen Schmierstoﬀeigenschaften (Verringerung von Reibung und Verschleiß sowie Wärmeabfuhr) müssen Schmierstoﬀe jedoch viele weitere Aufgaben erfüllen und einer großen Anzahl von Anforderungen genügen. Einen Überblick über die Anforderungen an Umformschmierstoﬀe gibt Abbildung 2.73. Die einzelnen Anforderungen können auf verschiedene Art und Weise realisiert werden, wie in den folgenden Kapiteln anhand der Beschreibung der einzelnen Schmierstoﬀe und ihrer Funktionsweisen dargelegt wird. 2.8.4.2 Trenn- und Schmierstoﬀträgerschichten. Bei Kaltumformoperationen, in denen mit einer erhöhten Oberﬂächenvergrößerung auf Seiten des Werkstücks zu rechnen ist, wird das umzuformende Material in chemischen Bädern mit einer sogenannten Schmierstoﬀträgerschicht (Konversionsschicht) versehen. Konversionsschichten sind kristalline, hoch poröse Salzschichten, die durch chemische Umsetzung mit dem Grundwerkstoﬀ entstehen und fest mit dem Grundwerkstoﬀ verwachsen sind. Diese Schichten haben die Aufgabe, die metallischen Oberﬂächen von Werkzeug und Werkstück auch bei

150

2 Grundlagen

A n fo rd e ru n g e n a u s d e m U m fo rm p ro z e s s T re n n e n v o n W e rk z e u g u n d W e r k s tü c k o b e r flä c h e n V e r h in d e r n v o n a d h ä s iv e m V e r s c h le iß

S o n s tig e A n fo r d e r u n g e n A n a n b e i d B le

fo S c e r c h

rd h m M u m

e ru n g ie r m a s s iv fo rm

e n itte l - u n d u n g

R e d u z ie r u n g v o n a b r a s iv e m V e r s c h le iß

g u te B e n e tz u n g u n d S c h m ie r film h a ftu n g A u s r e ic h e n d e D r u c k b e s tä n d ig k e it h o h e T e m p e ra tu rb e s tä n d ig k e it S c h m ie r film s ta b ilitä t a u c h b e i s ta r k e r O b e r flä c h e n v e rg rö ß e ru n g

n ie d r ig e K o s te n e in fa c h e r A u ftr a g m in im a le r A u fw a n d z u r T e ile r e in ig u n g u n d - e n tfe ttu n g

n ie d r ig e R e ib w e r te g u te K ü h lw ir k u n g

g e r in g e r V e r b r a u c h

g u te r K o r r o s io n s s c h u tz

U m w e lt- / G e s u n d h e its a n fo r d e r u n g e n s c h n e lle b io lo g is c h e A b b a u b a r k e it g e r in g e Ö k o - u n d H u m a n to x iz itä t g e r in g e A r b e its p la tz b e la s tu n g ( V e r d a m p fu n g / V e r n e b e lu n g ) m ö g lic h s t g e r in g e r A n te il a n S c h a d - u n d G e fa h rs to ffe n

M a s c h in e n v e r tr ä g lic h k e it ( L a c k - u n d D ic h tu n g s v e r tr ä g lic h k e it) V e r tr ä g lic h k e it m it n a c h fo lg e n d e n P r o z e s s e n L a c k v e r tr ä g lic h k e it K le b e r v e r tr ä g lic h k e it S c h w e iß b a r k e it

Abbildung 2.73: Anforderungen an ein Schmiermittel für die Massiv- und Blechumformung

hohen Oberﬂächenvergrößerungen zu trennen und dem zusätzlich aufzutragenden Schmierstoﬀ als Haftgrund oder als Umsetzungspartner zu dienen. Neben dem Fließpressen werden Konversionsschichten zum Draht-, Rohrund Proﬁlziehen sowie teilweise in der Blechverarbeitung, z. B. bei schwierigen Abstreckoperationen, verwendet [MANG83]. Während Schüttgut durch Tauchen in Mehrkammeranlagen beschichtet wird, verwendet man für Draht und Blech eher Durchlaufanlagen. Besondere Bedeutung haben Metallphosphat- bzw. Metalloxalatschichten, die für das Fließpressen niedriglegierter Stähle bzw. hochlegierter Chromund/oder Nickelstähle verwendet werden [MANG83, LANG90a, NITT04a]. Das heute am weitesten verbreitete Vorbehandlungsverfahren für Fließpressteile aus Stahl ist die Zinkphosphatierung. Teilweise werden aber auch Manganphosphat- oder Zink-Mangan-Phosphate verwendet. Für das Fließpressen von hochfesten Aluminiumwerkstoﬀen werden neben Zinkphosphaten außerdem sehr häuﬁg Calciumaluminatschichten in Betracht gezogen [NITT04a]. Titanlegierungen werden mit Titanﬂuoridschichten versehen. Zinkphosphatschichten sind bis etwa 400 ℃ stabil, Oxalatschichten hingegen zersetzen bereits ab 140 ℃ [MANG83]. Beide können im Umformprozess jedoch kurzzeitig wesentlich höheren thermischen Belastungen standhalten. Beispielhaft sei hier das Zinkphosphatieren vereinfacht erläutert. Wichtig ist zunächst eine gleichbleibende, homogene Oberﬂächenqualität der Rohlinge, da die heutigen Phosphatieranlagen einen hohen Automatisierunggrad aufweisen. Um dies zu erreichen, werden die Rohlinge oft einer mechani-

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

151

schen Vorbehandlung wie Schäloperationen, Sand- oder Kugelstrahlen unterzogen [BAY94]. Zur besseren Verankerung der Phosphatschicht auf der Werkstückoberﬂäche werden zunächst durch einen Beizvorgang mit Schwefel-, Phosphoroder Salzsäure Eisenatome aus dem Verbund gelöst. Nach einem Spülvorgang schließt sich die eigentliche Schichtbildung an. Die Phosphatierlösung besteht dabei aus einer phosphorsauren Lösung des primären Zinkphosphats. Zuerst kommt es zu einer Beizreaktion der Werkstückoberﬂäche mit der freien Phosphorsäure. Dadurch verändert sich das Lösungsgleichgewicht an der Grenzﬂäche Werkstück/Lösung, wobei das in der Lösung vorhandene primäre Zinkphosphat in schwerlösliches tertiäres Zinkphosphat und freie Phosphorsäure zerfällt. Das schwer lösliche, tertiäre Zinkphosphat wird als kristalline Schicht auf der Werkstückoberﬂäche abgeschieden, während die aus der Oberﬂäche herausgelösten Eisen-Ionen mit der Lösung zu Fe-III-Phosphat reagieren. Dieses sammelt sich am Boden des Phosphatierbades und muss als Phosphatschlamm entsorgt werden. Allgemeine Hinweise zum Phosphatieren von Metallen, auch zur spanlosen Formgebung gibt DIN EN 12476 [EN01a]. Neuere Entwicklungen bei der Konversionsbehandlung zielen auf eine Reduktion des Chemikalien- und Schmiermittelverbrauchs, eine Verringerung der Durchlaufzeiten sowie auf eine Senkung der Prozesstemperaturen beim Beschichten ab, um den Prozess umweltgerechter und kostengünstiger zu gestalten [KÖNI93a]. Die Gestalt der Schichtstruktur ist abhängig von der Verweilzeit im Phosphatierbad. Den Einﬂuss der Phosphatschichtstruktur auf den Fließpressprozess verdeutlicht Abbildung 2.74. Zwar hat die Ausprägung der Phosphatschicht einen Einﬂuss auf die Reibung und damit auf die Presskraft, sie allein besitzt jedoch keine reibmindernden Eigenschaften [MANG83]. Vielmehr bietet sie in Abhängigkeit der Porosität ihrer Struktur eine extrem große Oberﬂäche, welche einen idealen Haftgrund für zusätzlich aufzutragende Schmiermittel verschiedener Art darstellt. Je besser die Schicht ihre Funktion als Schmierstoﬀträger erfüllt, desto besser können die Schmierstoﬀe wirken. Als Schmierstoﬀe eignen sich je nach zu erwartender Prozesstemperatur Öle, verschiedene Seifen und polymere Trockenﬁlme sowie Festschmierstoﬀe, wie Molybdändisulﬁd (MoS2 ) oder Graphit [LANG90a,MANG83,NITT04b], siehe Kapitel 2.8.4.5. Fließpressöle mit verschiedenen Hochdruckzusätzen werden bevorzugt bei der Fertigung von Schrauben, Bolzen, Muttern und Kleinteilen auf automatischen Mehrstufenpressen verwendet. Interessant für die meisten Fließpress- und Ziehverfahren sind vor allem Seifenschmierstoﬀe, da der Fettsäureanteil der Seife in heißer, wässriger Lösung mit der Zinkphosphatschicht zu stark reibungsmindernder Zinkseife (z. B. Zinkstearat im Fall von Stearinsäure) reagieren kann. Diese Reaktion bringt zwei Vorteile: • gute Bindung des Schmiermittels an die Trägerschicht und

152

2 Grundlagen

p r o z e n tu a le s P r e s s k r a ftv e r h ä ltn is

1 5 0

H o c h te m p p h o s p h a ts 8 5 ° - 9 0 °C N ie d e r te m p h o s p h a ts 5 5 ° - 6 0 °C

1 0 0

e ra tu rc h ic h t p e ra tu rc h ic h t

5 0

0

5

1 0

1 5 2 0 2 5 P h o s p h a tie r d a u e r / m in

3 0

3 5

4 0

Abbildung 2.74: Einﬂuss der Phosphatschichtausbildung auf die Presskraft beim Fließpressen von schrägverzahnten Zahnrädern [KÖNI93a]

• höherer Schmelzpunkt der entstandenen Zinkseife im Vergleich mit der Alkaliseife (Natronseife). Diese Seifen bleiben bis etwa 200 ℃ verwendbar. Wesentlicher Nachteil dieser Schmiermittel ist, dass der Seifenﬁlm stärkeren Oberﬂächenvergrößerungen des Werkstücks nicht folgen kann und aufreißt. Dann tritt der gefürchtete metallische Kontakt zwischen Werkzeug und Werkstück auf, den auch die noch vorhandene Phosphatschicht nicht mehr verhindern kann. Bei schwierigen Umformvorgängen und höheren Temperaturen werden daher Festschmierstoﬀe, z. B. Molybdändisulﬁd (MoS2 ) und Graphit, eingesetzt, siehe Kapitel 2.8.4.5. In Einzelfällen werden heute polymere Trockenﬁlme anstatt MoS2 verwendet, mit denen eine weitere Leistungssteigerung gegenüber MoS2 möglich ist [NITT04b]. Dies ist interessant für Near-Net-Shape Anwendungen, bei denen eine optimale Formfüllung gefordert wird. Bestimmte Einzelteile können durch den Einsatz polymerer Filme auch ohne Zinkphosphatierung und Seife hergestellt werden. Die zinkphosphatschichtfreie Kaltmassivumformung wird zudem durch den Einsatz von CVD- und PVD-Beschichtungen deutlich unterstützt [RUPP97]. 2.8.4.3 Öle, Fette und Emulsionen. Zu den ﬂüssigen und fettartigen Schmierstoﬀen zählen Schmierstoﬀe auf Basis von Öl und Wasser. Sie verfügen allein i. d. R. über keine für umformtechnische Anwendungen ausreichende verschleiß- und reibungsmindernde Wirkung. Öl und Wasser dienen in der Umformtechnik als Grundsubstanzen für Schmierstoﬀe und damit als Träger für Additive oder Festschmierstoﬀe. Um einen technologisch interessanten

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

153

Schmierstoﬀ zu erhalten, der allen Anforderungen gerecht wird, müssen Additive und/oder feste Schmierstoﬀe in emulgierter, gelöster oder dispergierter Form beigemengt werden, siehe Kapitel 2.8.4.4 und Kapitel 2.8.4.5. Fette. Die Öle werden in ihrer Reinform oft als Grundöle bezeichnet. Durch Zugabe von Seifen (z. B. Natronseife), festen Fettstoﬀen (z. B. Wollfett), Feststoﬀen (z. B. Kreide), Gelbildnern (z. B. Kieselgel) oder Polyharnstoﬀen können eingedickte Produkte hergestellt werden, die man als Fette oder pastöse Substanzen bezeichnet [MANG01]. Fette werden häuﬁg wegen ihrer rheologischen Eigenschaften oder für das stabile Einbrigen fester Stoﬀe, die sich im Fett nicht absetzen können, verwendet. Die Konsistenz und tribologischen Eigenschaften der Fette hängen stark vom verwendeten Grundöl, dem Verdickersystem und den zugegebenen Additiven und/oder Festschmierstoﬀen ab. Emulsionen. Sowohl Öle als auch Fette werden häuﬁg in Form von Emulsionen eingesetzt. Bei den Emulsionen ist eine Flüssigkeit in einer anderen dispers verteilt, das heißt, dass eine Flüssigkeit in tröpfchenartiger Form vorliegt (disperse oder innere Phase) und von einer weiteren Flüssigkeit (kontinuierliche oder äußere Phase) umhüllt wird [MANG01]. Je nach Dipersionsart unterscheidet man bei Emulsionen zwischen Öl-in-Wasser (OW, Öl bzw. Fett als disperse Phase) und Wasser-in-Öl-Emulsionen (WO, Wasser als disperse Phase). Der Vorteil von Emulsionen liegt in der erhöhten Kühlwirkung, die sich aus der gegenüber Öl fünfmal höheren Wärmeleitfähigkeit und dreimal höheren Wärmekapazität des Wassers ergibt. Bei warmen Umformprozessen kommt die schnellere Verdampfung des Wassers hinzu, bei der ebenfalls ein Kühleﬀekt eintritt. Außerdem ist beim Einsatz von Emulsionen der Bedarf an gegenüber Wasser teurerem Öl deutlich kleiner. Nachteilig ist jedoch der höhere Aufwand zur Wartung und Pﬂege, da Emulsionen anfällig gegenüber Kontamination mit Bakterien oder Pilzen sowie Frost sind. Wichtig für die Qualität einer Emulsion ist eine gleichbleibende Qualität des verwendeten Wassers, die bezüglich pH-Wert, Ionengehalt und enthaltenen Mikroorganismen stark schwanken kann. Auch für die Emulsionen gilt, dass ihre Leistungsfähigkeit in hohem Maße vom verwendeten Grundöl und dessen Additivgehalt abhängt. Viskosität. Die wohl wichtigste Kenngröße zur Charakterisierung von Ölen und Emulsionen ist die Viskosität. Sie wird in der Regel als kinematische Viskosität ν bei 40 ℃ in mm2 /s (SI-Einheit) oder cSt (Zentistokes) angegeben und beschreibt die Fließfähigkeit ﬂüssiger Stoﬀe [MANG01]. In der Umformtechnik wird ein breiter Viskositätsbereich von niedrigviskosen, dünnﬂüssigen Ölen (z. B. rückstandsfrei verdampfende Stanz- und Ziehöle, ν ≈ 3mm2 /s) bis hin zu extrem hochviskosen, gerade noch ﬂießfähigen Ölen (z. B. Öle zur Dornschmierung bei der Rohrherstellung, ν ≈ 1.000 mm2 /s) abgedeckt [MANG83]. Die Viskosität ändert sich in Abhängigkeit von der Temperatur und des beaufschlagten Drucks [MANG01]. Das Viskositäts-Temperatur-Verhalten

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2 Grundlagen

(VT-Verhalten) wird mit dem Viskositätsindex (VI) beschrieben. Je höher VI für einen bestimmten Schmierstoﬀ angegeben ist, desto weniger stark fällt seine Viskosität mit steigender Temperatur. Das Viskositäts-Druck-Verhalten (VP-Verhalten) hingegen wird durch den Viskositäts-Druck-beiwert α charakterisiert [GOLD01]. Ein hoher Wert für α steht dabei für eine hohe Viskositätszunahme bei steigendem Druck. Da die Viskosität zugleich ein Maß für die Tragfähigkeit eines Schmierﬁlms darstellt, wirkt sich eine Abnahme der Viskosität bei Temperaturerhöhung in den meisten Umformprozessen negativ aus, während der Trend zur Viskositätserhöhung mit zunehmendem Druck als positiv zu bewerten ist. Ein günstiges Schmierstoﬀverhalten wird demnach durch hohe Werte von VI und α indiziert. Mineralöle. Bei den Grundölen unterscheidet man zwischen Mineralölen, synthetischen Ölen und natürlichen Ölen [HUBM94, MANG83, MANG01, SEID04]. Die Mineralöle stellen dabei nach wie vor die bedeutendste und marktstärkste Gruppe dar. Je nach gewünschten Eigenschaften werden unterschiedliche Bestandteile des Mineralöls, sogenannte Raﬃnate verwendet. Es werden paraﬃnische oder naphthenische Mineralölraﬃnate eingesetzt, aromatische Öle hingegen nur noch in sehr begrenztem Maße. Die aromatischen Mineralöle weisen zwar für die Umformung interessante Eigenschaften auf, da sie ein sehr günstiges VP-Verhalten und eine hohe Löslichkeit für Additive besitzen, sie enthalten jedoch sehr oft kanzerogene (krebserregende) Verbindungen. Während Parafﬁnöle, welche die mengenmäßig wichtigste Gruppe darstellen, das günstigste VT-Verhalten und das geringste Lösungsvermögen für Additive besitzen, stellen die Aromaten das genaue Gegenteil dar. Die Naphthene bilden den Kompromiss in Bezug auf VT-Verhalten und Lösungsvermögen. Einen Überblick gibt Tabelle 2.16.

Tabelle 2.16: Beurteilung der Eigenschaften verschiedener Mineralöle in Bezug auf Umformprozesse [HUBM94, MANG83]

Paraﬃn Naphthen Aromat

VTVerhalten

VPVerhalten

Benetzungs- Lösung von fähigkeit Additiven

Dispergiervermögen

Verdampfung

+ ◦ –

– ◦ +

– ◦ +

– ◦ +

+ ◦ –

– ◦ +

Synthetische Öle. Zu den wichtigsten synthetischen Ölen zählen Polyoleﬁne, Alkylbenzole, Polyglykole und Carbonsäureester [HUBM94, MANG83, MANG01]: • Polyoleﬁne besitzen ähnliche Eigenschaften wie paraﬃnische Mineralöle. Besonders verbreitet sind die Polyalphaoleﬁne, die bei hohen Drücken oder

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

155

Temperaturen depolymerisieren. Das bedeutet, dass ihre Viskosität zwar beim Gebrauch sinkt, sie sich aber ideal für Umformteile eignen, die vor der thermichen Nachbehandlung nicht entfettet werden. • Alkylbenzole haben insgesamt eine hohe Ähnlichkeit zu den aromatischen Mineralölen und bieten daher eine ähnlich gute Lösungsfähigkeit für Additive. Meistens spricht ihre absolute Schwefelarmut für den Gebrauch dieser Stoﬀe. • Polyglykole sind in den meisten Fällen wasserlöslich, oft auch gleichzeitig öllöslich. Gegenüber Emulsionen stellen sie daher stabilere Öl-WasserGemische zur Verfügung. Interessant sind diese Stoﬀe für Festschmierstoﬀdispersionen für die Warm- und Halbwarmumformung, da die Möglichkeit der Verwendung von wasserhaltigen, ölbasierten Dispersionen besteht. Gegenüber wasserbasierten Dispersionen bieten sie daher eine höhere Schmierwirkung und gegenüber ölbasierten Dispersionen eine höhere Kühlwirkung. • Synthetische Carbonsäureester werden durch Veresterung von natürlichen Fettsäuren (gewonnen aus natürlichen Fettstoﬀen, z. B. Rapsöl) oder synthetischen Carbonsäuren (Oxidation von Mineralölen) hergestellt. Ihr großer Vorteil liegt in ihrem polarem Charakter, der zu einem gut haftenden Schmierﬁlm führt und eine sehr gute Schmierwirkung im Mischreibungsgebiet bietet. Natürliche Öle. In den letzten Jahren gewinnen natürliche Öle aufgrund ihrer gegenüber Mineralölen besseren biologischen Abbaubarkeit zunehmend an Bedeutung [AHLR04, GERB03, KLOC04c]. Obwohl sie viele günstige Eigenschaften besitzen, konnten sie sich wegen hoher Preise und schwankender Qualität als Grundöl bisher nicht durchsetzen. Die in natürlichen Ölen enthaltenen gesättigten und ungesättigten Fettsäuren (z. B. Ölsäure) und unterschiedlichen Esterverbindungen (z. B. Triglyceride) weisen polare Gruppen auf, die sich durch Adsorption an Oberﬂächen anlagern und so die Schmierﬁlmhaftung und -stabilität deutlich fördern. In ihrer Reinform führen sie daher zu deutlich niedrigeren Reibwerten als reine Mineralöle, siehe Abbildung 2.75; auch additivierten Mineralölen sind sie häuﬁg überlegen [KLOC04e]. Native Fettsäuren und Esterverbindungen werden deshalb häuﬁg als Additive (polare Zusätze) in mineralölbasierten Schmierstoﬀen eingesetzt. Des Weiteren zeichnen sie sich durch ein gegenüber Mineralölen besseres VT-Verhalten und einen wesentlich geringeren Verdampfungsgrad aus. Da die meisten Umformprozesse ohne Umlauf- sondern mit Verlustschmierung arbeiten, spielt ihre geringe Alterungsstabilität in der Umformtechnik eine eher untergeordnete Rolle. 2.8.4.4 Additive. Umformschmierstoﬀe, sowohl Öle als auch Fette und Emulsionen, sind in der Regel mit Additiven versehen. Man unterscheidet zwischen stabilisierenden Additiven, wie Oxidations-, Hydrolyse- und Schauminhibitoren sowie Emulgatoren und oberﬂächenaktiven Additiven [BART94, MANG83, MANG01]. Zu Letzteren zählen korrosionsschützende Zusätze sowie reibungs- und verschleißmindernde Stoﬀe. Den größten Einﬂuss auf den

156

2 Grundlagen

jeweiligen Umformprozess haben die oberﬂächenaktiven reibungs- und verschleißmindernden Stoﬀe [ULLM04]. Diese haben alle gemein, dass sie mehr oder weniger den Reibwert senken und vor Verschleiß schützen. Der größte Unterschied besteht in den Wirkmechanismen (Physisorption, Chemisorption und chemische Reaktion), von denen ein oder mehrere gleichzeitig wirken. Je nach Art der im Schmierspalt vorliegenden tribologischen Verhältnisse, sind die einzelnen Additive unterschiedlich gut einsetzbar und mit Schmierstoﬀen kombinierbar. Abbildung 2.75 zeigt exemplarisch das reibmindernde Potenzial verschiedener ﬂüssiger Schmierstoﬀe und Additive über der Temperatur. Die Einteilung der Additive in verschiedene Klassen gestaltet sich schwierig und wird in der Literatur unterschiedlich vorgenommen. Im Folgenden wird zwischen polaren Wirkstoﬀen und EP-Additiven unterschieden.

M in e r a lö l

F e ttö le / p o la r e W ir k s to ffe C l- A d d itiv e

R e ib u n g s n iv e a u

S - A d d itiv e

P - A d d itiv e

M in e r a lö l + F e ttö l + E P - A d d itiv e 0

1 0 0

2 0 0

3 0 0

4 0 0

5 0 0 6 0 0 T e m p e ra tu r / °C

7 0 0

8 0 0

9 0 0

1 0 0 0

Abbildung 2.75: Qualitativer Verlauf der Reibungskoeﬃzienten für verschiedene Grundöle und Additive über der Temperatur [HORL89,MANG83, SCHU04a]

Polare Wirkstoﬀe. Die wichtigsten polaren Wirkstoﬀe sind natürliche Fettstoﬀe (Esterverbindungen wie Triglyceride), Fettsäuren, synthetische Carbonsäuren und Carbonsäureester, Fettalkohole, Fettsäureamide und -amine sowie metallische Seifen [ULLM04]. Sie lagern sich in hohem Maße an metallischen Oberﬂächen durch Physisorption an, wobei van-der-Vaals-Bindungen zwischen dem polaren Molekülende und der Metalloberﬂäche entstehen. Dadurch beeinﬂussen sie das Benetzungsverhalten von Schmierstoﬀen und bilden bereits bei Raumtemperatur reibungsmindernde und in geringem Maße verschleißschützende Filme von der Dicke einer Moleküllänge. Bei Temperaturen oberhalb von 100 ℃ beginnen sich die polaren Bindungen jedoch zu lösen,

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

157

so dass die reibungsmindernde Wirkung verloren geht, siehe Abbildung 2.75. Die Fettsäuren sind darüber hinaus in der Lage, mit den Oberﬂächen metallischer Werkstoﬀe zu reagieren. Dabei entstehen metallische Seifen, die ebenfalls reibmindernd wirken und bis etwa 200 ℃ stabil sind. Extreme Pressure (EP) Additive. Die Gruppe der EP-Additive ist bei schweren Umformvorgängen erforderlich, wenn eine Additivierung mit polaren Wirkstoﬀen nicht mehr ausreicht. Die beim Umformen frisch erzeugten metallischen Oberﬂächen reagieren beim Umformen mit den EP-Additive zu scherweichen Reaktionschichten, die den gefürchteten metallischen Kontakt zwischen Werkzeug und Werkstück verhindern. Bei mechanischer Beanspruchung werden diese Schichten leicht abgeschert und wirken dadurch reibungsmindernd, siehe Abbildung 2.75. Die Reaktionsschichten werden so ständig aufgebaut und wieder abgerieben, wodurch EP-Wirkstoﬀe verbraucht werden. Die Klasse der EP-Additive wird dominiert von drei besonders häuﬁg eingesetzten Stoﬀklassen [HORL89,KORF94,MANG83,MANG01,SCHU04a, ULLM04]: • Schwefelhaltige Additve: Die wirksamsten und am häuﬁgsten verwendeten Reaktionsschichten sind sulﬁdischer Natur. Die Reaktion metallischer Oberﬂächen mit im Öl enthaltenen Schwefel ﬁndet bei erhöhten Temperaturen (im Allgemeinen oberhalb 500 ℃) statt und führt zu sehr stabilen und temperaturbeständigen Trennschichten. Die Wirksamkeit der Schwefelträger beruht darauf, dass sie sich durch physikalische Adsorption an der Metalloberﬂäche anlagern und durch Chemisorption Schwefel abspalten, welcher dann mit dem Metall zu einem Sulﬁd reagiert. Geschwefelte Öle werden durch die Zugabe von reinem Schwefelpulver (auch Schwefelblüte genannt; besitzt auch Festschmierstoﬀeigenschaften), geschwefelten Fettstoﬀen (z. B. geschwefelte Fettsäureester) oder durch geschwefelte Kohlenwasserstoﬀe (z. B. Alkylpolysulﬁde) erzeugt und enthalten zwischen 10 % und 50 % Schwefel. Die einzelnen Zusätze unterscheiden sich hinsichtlich Polarität (Fähigkeit zur Physisorption), welche vom Kohlenwasserstoﬀ zum Fettstoﬀ steigt, Schwefelaktivität (Fähigkeit zur Chemisorption) und Schwefelgehalt, welche vom Kohlenwasserstoﬀ zum Fettstoﬀ fallen. Um breite Anwendungsbereiche abzudecken, werden daher oft verschiedene Schwefelträger in Kombination eingesetzt. • Phosphorhaltige Additve: Phosphorhaltige Zusätze bewirken z. T. eine Phosphatierung der Oberﬂächen von Werkzeug und Werkstück. Durch ihre Synergie mit Schwefelträgern werden sie heute vermehrt in Kombination als Ersatz für Chlorparaﬃne verwendet [WÜNS02]. Die wichtigsten Phosphoradditive sind die Phosphorsäureester. Im Phosphatteil des Moleküls kann Sauerstoﬀ durch Schwefel ersetzt werden, wodurch man Thiophosphate erhält, von denen früher vorzugsweise die Zinkdialkyldithiophosphate eingesetzt wurden. Diese ﬁnden in nahezu allen Schmierstoﬀbereichen Verwendung und werden zunehmend durch zinkfreie Verbindungen ersetzt.

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2 Grundlagen

Bei diesen Stoﬀen kommt neben der Phosphatierung die Freisetzung von reaktivem Schwefel hinzu, so dass auch sulﬁdische Trennschichten entstehen. Die Stabilität der erzeugten Phosphatschichten ist im Hochdruckbereich sehr begrenzt, weshalb Phosphorträger oft nicht als EP-Additive sondern nur als AW-(Anti-Wear)-Additve bezeichnet werden. Neben ihrer verschleißschützenden Wirkung dienen sie oft als Oxidations- und Korrosionsinhibitoren. • Chlorhaltige Additve: Die wichtigste Gruppe der Chloradditive stellen die öligen, meist hochviskosen Chlorparaﬃne mit Chlorgehalten zwischen 35 % und 70 % Chlor. Ihre Wirkung beruht auf einem ähnlichen Mechanismus wie bei den Schwefeladditiven (Physisorption – Chemisorption – Reaktion). Allein durch Ihre physische Anwesenheit wirken sie reibmindernd und verschleißschützend, da sie sehr polare Verbindungen darstellen. Bei Erreichen der Aktivierungstemperatur (> 100 ℃) entsteht eine Eisenchloridschicht bestehend aus Eisen-II- und Eisen-III-chlorid, die im Temperaturbereich bis maximal 670 ℃ (Schmelzpunkt von Eisen-II-chlorid) stabil ist. Über die genaue Wirkungsweise und die thermischen Einsatzgrenzen werden in der Literatur unterschiedliche Angaben gemacht. Eine gute Beschreibung gibt [SCHU04a]. Chlorparaﬃne bewirken extrem niedrige Reibwerte. Letzteres ist vor allem für die Verarbeitung hochlegierter Cr-Ni-Stähle interessant, da bei diesen nur eine geringe Reibungsminderung durch polare Zusätze erzielt werden kann. Trotz ihrer hervorragenden tribologischen Wirkung und ihres relativ niedrigen Preises ist ihr Einsatz heute stark rückläuﬁg. Der Grund dafür besteht in dem Verbot der kurzkettigen Chlorparaﬃne (10 – 13 C-Atome) auf europäischer Ebene seit dem 31.12.1999, welche nachgewiesen toxisch, krebserregend und schwer abbaubar sind [AHLR04, NN95]. Mittel- und langkettige Chlorparaﬃne dürfen zwar noch verwendet werden, stehen aber unter Verdacht im Gebrauch zu kurzkettigen zu zerfallen. Ihre Entsorgung ist teuer, da bei ihrer Verbrennung Dioxin entsteht. Darüber hinaus bereitet die im Gebrauch frei werdende Salzsäure in vielen Fällen starke Korrosionsprobleme mit einhergehendem hohem Reinigungsaufwand der produzierten Teile. Trotzdem wird bei einigen Umformprozessen, z. B. bei schwierigen Tiefziehoperationen austenitischer, rostfreier Stähle oder in bestimmten Feinschneidprozessen, nicht auf sie verzichtet [KLOC03c,KLOC04d]. Ersatzprodukte sind häuﬁg weniger eﬀektiv, wesentlich teurer oder bedeuten oftmals eine Umstellung nachgeschalteter Reinigungsschritte. Passiv-Extrem-Pressure Additive (PEP). Diese Klasse von Additiven zeichnet sich durch sehr gute Hochdruckeigenschaften aus, ohne dass eine chemische Reaktion mit der Metalloberﬂäche stattﬁndet, wie z. B. bei Schwefeloder Chloradditiven. Deshalb werden diese Additive auch als passive Hochdruckadditive (PEP) bezeichnet. Typische Vertreter sind überbasische Sulfonate. In diesen Verbindungen liegt neben konventionellem Petroleumsulfonat (Kalzium, Natrium) das entsprechende Carbonat in sehr feiner Vertei-

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

159

lung vor, so dass die gesamte Mischung als amorphe Flüssigkeit erscheint. Die Carbonate wirken wie ein Festschmierstoﬀ und bewirken, wenigstens z. T., eine physikalische Trennung von Werkzeug und Werkstück. Dadurch wird die Druckaufnahme von Ölen stark erhöht. Nebenher wirken überbasische Sulfonate als guter Korrosionsschutz und als Säurefänger. 2.8.4.5 Festschmierstoﬀe. Für den Bereich der Trocken- oder Festschmierstoﬀe lässt sich keine verbindliche Deﬁnition ﬁnden, wobei die Literatur beide genannten Begriﬀe häuﬁg synonym verwendet. Grundsätzlich kann aber eine Klassiﬁzierung in strukturwirksame, mechanisch wirksame und chemisch wirksame Festschmierstoﬀe vorgenommen werden. Weiterhin ist es möglich, die in der metallverarbeitenden Industrie eingesetzten Festschmierstoﬀe nach ihrem chemischen Charakter in organische und anorganische Festschmierstoﬀe zu unterteilen. Im Folgenden werden die in der Umformtechnik gebräuchlichen Festschmierstoﬀe und deren Eigenschaften erläutert [HORT01, KORF94, LANG90a, MANG83, SEID04, ZIBU04]: Festschmierstoﬀpulver. Die strukturwirksamen, anorganischen Schmierstoﬀe zählen zu den wichtigsten Festschmierstoﬀen. Deren wichtigste Vertreter sind Graphit, Molybdändisulﬁd (MoS2 ) und hexagonales Bornitrid (hBN, nicht zu verwechseln mit dem Schneidstoﬀ cBN), die sowohl in der Kaltmassivumformung als Ersatz für Seife bei erhöhter Temperaturentwicklung als auch beim Schmieden in Suspensionen mit Wasser oder Öl Verwendung ﬁnden. Darüber hinaus werden Sie auch in Fetten eingesetzt. Ihre Struktur besteht aus aufeinanderliegenden Plättchen, die schichtweise aufgebaut sind, hohen Drücken standhalten und große Umformgrade ertragen können. Dabei verschieben sich die Schichten in den Plättchen gegeneinander, wobei der Schmierﬁlm nicht aufreißt. MoS2 kann bis etwa 400 ℃, Graphit bis zu etwa 700 ℃ und hBN bis etwa 1.000 ℃ verwendet werden. Bei höheren Temperaturen tritt Oxidation auf. In der Kaltumformung steht den guten Schmiereigenschaften von Graphit und MoS2 der hohe Preis gegenüber, der etwa fünfzehnfach über dem der Seifen liegt und einer breiten Anwendung wirtschaftliche Grenzen setzt. Die Festschmierstoﬀe können auf die vorher phosphatierten Werkstücke durch Trommeln, Tauchen in Suspension und durch kombiniertes Phosphatieren bzw. Oxalieren und Beschichten aufgebracht werden. Beim Schmieden wird überwiegend mit Graphit gearbeitet. Vorteile von hBN ergeben sich im Temperaturbereich oberhalb von 600 ℃, in welchem hBN einen niedrigeren Reibwert als Graphit aufweist. Nachteilig ist der hohe Preis des hBN. Ähnliche Eigenschaften wie Molybdändisulﬁd zeigen auch Titanjodid (TiJ2 ) und Chromchlorid (CrCl3 ). Kunststoﬀ folien. Kunststoﬀe kommen in verschiedenen Formen als Folien und Abziehlacke sowie als Zusatz in ﬂüssigen und pastösen Schmierstoﬀen zum Einsatz. Ihre Verwendung beschränkt sich im überwiegendem Maße auf die Herstellung von dekorativen Blechumformteilen aus rostfreiem Edelstahl,

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2 Grundlagen

Aluminium, Kupfer und Messingwerkstoﬀen, wobei sie die Reibverhältnisse deutlich verbessern und vor unerwünschten Riefen schützen. Die Folien werden auf das Blech aufgelegt oder geklebt, während die Abziehlacke in ﬂüssiger Form aufgebracht und anschließend getrocknet werden. Als Werkstoﬀe eigenen sich beispielweise PVC, PE und PP. Die Dicken liegen zwischen 10 und 50 µm. Sowohl Lacke als auch Folien werden nur in Kombination mit weiteren Schmierstoﬀen eingesetzt, da sie bei der Umformung in der Regel aufreißen, auch wenn sie eine Dehnung von bis zu 300 % ertragen können. Trockenschmierstoﬀe. Zunehmend werden auch sogenannte Trockenschmierstoﬀe verwendet. Man unterscheidet zwischen „Dry Lubes“ und „Hot Melts“. Bei ersteren handelt es sich um schnell verﬂüchtigende Suspensionen, die bei Raumtemperatur aufgetragen werden und nach dem Trocknen einen festen Film hinterlassen, der oft Kombinationen aus diversen Polymeren und Wachsen sowie PTFE (Teﬂon) enthält. Die wachshaltigen Hot Melts hingegen werden in angewärmter Form (60 – 80 ℃) aufgetragen, häuﬁg bereits als Korrosionsschutzmittel direkt nach dem Kaltwalzen. In vielen Anwendungsbeispielen weisen sie gleiche oder bessere Eigenschaften auf als hochadditivierte Öle, was sie zu einer umweltfreundlicheren Alternative in der Blechumformung oder beim Fließpressen von Aluminium macht. Vorlackierte Bleche. In neueren Entwicklungen der Blechumformung werden vermehrt vorlackierte Bleche verarbeitet, da diese ein Einsparpotenzial im Bereich der Lackierung sowie einen erhöhten Korrosionsschutz bieten. Die Lackschichten haben dabei oft einen positiven Einﬂuss auf die Reibverhältnisse beim Umformen und können somit ebenfalls zu den Trockenschmierstoﬀen gezählt werden. Salze und Gläser. Beim Schmieden, insbesondere bei einigen Strangpressverfahren und beim Schmieden spezieller Werkstoﬀe wie Nickel-Titan-Legierungen, können zudem Salze oder glasartige Stoﬀe zu tribologischen Verbesserungen führen. Ihre Wirkung beruht auf der Ausbildung eines hochviskosen Schmierﬁlms oberhalb der Schmelztemperatur dieser Stoﬀe. Oft werden sie als Suspension in organischen Trägern und Wasser aufgesprüht. Salze werden auch in wässriger Lösung angeboten. Seifen. Einige Autoren zählen außerdem Seifen wie das häuﬁg verwendete, wasserlösliche und reaktive Natriumstearat zu den Festschmierstoﬀen, da sie bei Raumtemperatur einen feststoﬀartigen Charakter besitzen. Natriumstearat wird allerdings in den meisten Fällen als wässrige Lösung aufgetragen, z. B. als Beseifung phosphatierter Pressrohlinge. Beim Fließpressen von NE-Metallen, insbesondere von Reinaluminium und Aluminiumlegierungen, werden metallische Seifen wie Zinkstearate oder -behenate sowie Kadmiumstearat in pulverförmiger Form verwendet. Sie werden durch „Trommeln“ auf die Rohlinge aufgetragen, d. h. die Rohlinge werden zusammen mit dem Seifenpulver in große sich drehende Trommeln gegeben, wodurch ein fester Schmierﬁlm auf den Rohlingen entsteht. Metallische Seifen werden außerdem

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

161

zur Eindickung von Fetten auf Basis von Mineralöl oder synthetischen Ölen (kolloidale Dispersion von Metallseife und Kohlenwasserstoﬀöl) benötigt oder dienen als polare Zusätze in ﬂüssigen Schmierstoﬀen. Weichmetalle. Abschließend zählt die Literatur Weichmetalle wie Pb, Sn, In, Ag und Au zu den Festschmierstoﬀen. Sie werden als guthaftende, metallische Überzüge eingesetzt (z. B. Zinn beim Ziehen von Stahlbüchsen), wenn andere Arten der Schmierung keine wirtschaftliche Wirkung erzielen. Die sich einstellende Reibschubspannung hängt direkt von der Scherfestigkeit und der bei der Einsatztemperatur zu erwartenden Kaltverfestigung des Weichmetalls ab. 2.8.5 Werkzeugeinﬂüsse Neben dem verwendeten Schmierstoﬀ hat der verwendete Werkzeugwerkstoﬀ einen maßgeblichen Einﬂuss auf das Tribosystem Umformprozess. Der Werkzeugwerkstoﬀ und insbesondere die Ausprägung seiner Randzone und Oberﬂäche bestimmen den Widerstand des Werkzeugs gegen Verschleiß und nehmen Einﬂuss auf die Reibverhältnisse im Schmierspalt. 2.8.5.1 Einﬂuss des Werkzeugwerkstoﬀs. In Kapitel 2.7.2 sind die in der Umformtechnik einsetzbaren Werkzeugwerkstoﬀe sowie deren Eigenschaften und Einsatzgebiete beschrieben. Um den Verschleißangriﬀ so gering wie möglich zu halten, ist es wichtig, bei der Werkstoﬀauswahl auch die tribologischen Werkstoﬀeigenschaften zu berücksichtigen. Je nach primärem Verschleißmechanismus können entsprechende Werkstoﬀeigenschaften zur Verschleißreduzierung genutzt werden [ESCH04, FINZ03, FÜLL04, GEIL04, SCHR04]: • Abrasion – Die Härte eines Werkstoﬀs ist ein Maß für dessen Widerstand gegen abrasiven Verschleiß, siehe Kapitel 2.8.3.1. Aus Sicht des abrasiven Verschleißschutzes sollten die reibungsbeanspruchten Aktivelemente von Umformwerkzeugen daher möglichst hart sein. Die Härte der Werkzeugwerstoﬀe steigt in der Reihenfolge Kunststoﬀ – Guss – Vergütungsstahl – Werkzeugstahl – Hartmetall – Keramik. Wichtig ist in diesem Zusammenhang neben der Wahl des Werkstoﬀs die Wärmebehandlung, welche die letztendliche Einsatzhärte bestimmt. Im Falle von Schmiedegesenken kommt eine hohe, geforderte Warmhärte hinzu. Bei Werkzeugstählen wird die Härte in erster Linie durch die karbidbildenden Legierungselemente (Cr, W, Mo, V) und den Kohlenstoﬀgehalt bestimmt. Wolfram, Molybdän und insbesondere Kobalt haben zusätzlich eine Steigerung der Warmhärte zur Folge. • Adhäsion – Der adhäsive Verschleißangriﬀ bzw. die Ausbildung von Grenzﬂächenbindungen wird u. a. von der Elektronenkonﬁguration der Reibpartnerwerkstoﬀe bzw. deren Legierungselemente beeinﬂusst, siehe Kapitel 2.8.3.2. Man spricht auch von der gegenseitigen Löslichkeit der

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2 Grundlagen

Reibpartner. Im Zusammenhang mit der Adhäsionsentstehung ist damit das Potenzial zweier Werkstoﬀe gemeint, gemeinsame Grenzﬂächenbindungen einzugehen. Je unterschiedlicher der stoﬀliche Charakter der Werkzeug- und Werkstückwerkstoﬀe ist, desto geringer ist daher die Wahrscheinlichkeit adhäsiven Verschleißangriﬀs. Beispielsweise kann der besonders hohe adhäsive Verschleißangriﬀ durch austenitische, rostfreie Edelstähle nicht verhindert werden, indem Werkzeugstähle mit hohen Chromoder Nickelgehalten verwendet werden. Hartmetall- und insbesondere Keramikwerkzeuge vermindern hingegen die Adhäsion; sie sind aufgrund ihrer Rissanfälligkeit jedoch nur unter speziellen Bedingungen einsetzbar [FÜLL04]. • Oberﬂächenzerrüttung – Ein hoher Widerstand gegen Oberﬂächenzerrüttung setzt gute Zähigkeitseigenschaften und hohe mechanische und thermische (vorrangig bei Schmiedegesenken) Wechselfestigkeit des Werkzeugwerkstoﬀs voraus. Dadurch kann die Rissentstehung unterdrückt werden, siehe Kapitel 2.8.3.3. Die Zähigkeit wird durch Legierungselemente wie Kobalt oder Nickel verbessert. Des Weiteren kann die Gefahr der Rissbildung an der Werkzeugoberﬂäche durch eine Minimierung von Einschlüssen und Fehlern im Werkzeugstahl sowie durch eine möglichst glatte und riefenfreie Oberﬂäche abgemindert werden. Darüber hinaus kann die Rissausbreitung durch ein feinkörniges Gefüge behindert werden. In diesem Zusammenhang sind pulvermetallurgisch hergestellte Stähle von besonderer Wichtigkeit. • Tribochemischer Verschleißangriﬀ – Tribochemische Reaktionen entstehen durch die Reaktion des Werkzeugwerkstoﬀs mit dem Schmierstoﬀ und/oder dem Sauerstoﬀ der umgebenden Luft. Durch das Abreiben der Reaktionsprodukte von der Werkzeugoberﬂäche ensteht Verschleiß, siehe Kapitel 2.8.3.4. Gefordert werden daher hohe Oxidationsbeständigkeit und weitestgehende Inertheit des Werkzeugwerkstoﬀs. Weiterhin führt eine hohe Wärmeleitfähigkeit zu einer schnelleren Wärmeabfuhr, so dass die Oberﬂächentemperaturen sinken, was im Allgemeinen zu einer Verlangsamung chemischer Reaktionen führt. Ein gewisser tribochemischer Verschleiß ist allerdings unvermeidbar und sogar erwünscht, wenn reaktive EP-Additive verwendet werden. Die meisten Verschleißschutzadditive sind dabei auf die Oberﬂächen von Metallen ausgelegt. Beim Wechsel von unbeschichteten auf beschichtete Werkzeugstähle bzw. auf Hartmetall- oder Keramikwerkzeuge muss daher überprüft werden, ob die Additivwirkung noch gegeben ist. Bei Hartmetallen muss zudem sichergestellt werden, dass der Schmierstoﬀ keine Kobaltauswaschungen zur Folge hat. Selbst Keramikwerkstoﬀe unterliegen einem gewissen chemischen Angriﬀ. Si3 N4 -Keramik kann z. B. mit Wasser zu SiO2 und NH3 reagieren, wodurch extrem dünne reibungsbeeinﬂussende Schichten entstehen [KAJD98]. Für beschichtete Werkzeuge gilt, dass der Werkzeugwerkstoﬀ, in diesem Fall auch Substratwerkstoﬀ genannt, eine ausreichende Stützwirkung also Festigkeit besitzen muss und im Umformprozess keinen plastischen Defor-

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

163

mationen unterliegen darf. Daher wird eine hohe Druckﬂießgrenze gefordert [ESCH04, EVER04]. Grundsätzlich ist es für eine gleichmäßige, fehlerfreie Schichtausbildung unerlässlich, einwandfrei bearbeitete Substratoberﬂächen mit einem porenfreien Oberﬂächengefüge zu gewährleisten. Rauheitswerte von Rz < 1 µm sind zu empfehlen, sichtbare Schleifriefen und -grate sind zu vermeiden. Darüber hinaus ist sicherzustellen, dass die Randzonenbeeinﬂussung durch die Fertigung der Werkzeuge möglichst gering ist. Weiße Schichten aus Erodier- oder Schleifprozessen sind nicht zulässig. Dies gilt insbesondere für zu beschichtende Oberﬂächen. Bei der Hartbearbeitung darf keine Härte reduzierende Wärmebeeinﬂussung vonstatten gehen. 2.8.5.2 Veränderung der Werkzeugrandzone. Mit Hilfe der Oberﬂächentechnik lassen sich die tribologischen Eigenschaften von Umformwerkzeugen gezielt beeinﬂussen, indem die Zusammensetzung der Werkzeugrandzone verändert oder eine Beschichtung aufgebracht wird. Unter Randzonenbeeinﬂussung versteht man das gezielte Behandeln der oberen Randschicht eines Werkstücks, um bestimmte Eigenschaften einzustellen. Hier kann unterschieden werden zwischen einer reinen Wärmebehandlung, einer thermochemischen Vorbehandlung oder einer thermomechanischen Vorbehandlung. Eine sorgfältige und auf den jeweiligen Werkzeugstahl angepasste Wärmebehandlung ist unerlässlich. Darüber hinaus ist die thermochemische Vorbehandlung eine Maßnahme, mit welcher der Verschleißwiderstand von Umformwerkzeugen gesteigert und die Wirkung von Werkzeugbeschichtungen positiv beeinﬂusst werden kann. Zu ihr gehören neben einigen anderen Verfahren das Einsatzhärten, das Nitrieren, das Borieren oder das Chromieren [LANG90a, LUIG93]. Gemein haben alle Varianten der thermochemischen Oberﬂächenbehandlung, dass die chemische Zusammensetzung eines Werkstoﬀes durch Ein- oder Ausdiﬀundieren eines oder mehrerer Elemente absichtlich verändert wird. Durch thermochemische Oberﬂächenbehandlungen können folgende Eigenschaften der Werkzeugrandzone eingestellt werden: • • • •

Härtesteigerung, Erhöhung der Warmfestigkeit, Erhöhung der Stützwirkung gegenüber Werkzeugbeschichtungen und stoﬀliche Änderung zur Adhäsionsminderung.

Bei dem am weitesten verbreiteten Verfahren, dem Nitrieren, erfolgt eine Diﬀusionssättigung der Randschicht eines Werkstücks mit Stickstoﬀ, um die Härte, den Verschleißwiderstand, die Dauerfestigkeit oder die Korrosionsbeständigkeit zu erhöhen. Bei Anwesenheit von sondernitridbildenden Elementen kann z. B. eine höhere Randhärte erreicht werden als beim Einsatzhärten. Nachteilig ist jedoch der steilere Härteabfall ins Werkstückinnere. Die Randschicht besteht nach dem Nitrieren aus einer oberen Nitridschicht (Verbindungsschicht) und einer darunter liegenden Schicht aus stickstoﬀangereicherten Mischkristallen und ausgeschiedenen Nitriden (Diﬀusionsschicht).

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2 Grundlagen

Generell unterscheidet man zwischen Gasnitrieren im Ammoniakgasstrom bei 500 bis 550 ℃, Salzbadnitrieren in Cyansalzbädern bei ca. 520 bis 580 ℃ und Plasmanitrieren bei 450 bis 550 ℃. In jüngerer Vergangenheit wird insbesondere das Plasmanitrieren, welches gut mit plasmageführten Beschichtungsprozessen kombiniert werden kann und kürzere Nitrierzeiten erfordert als das Gasnitrieren, wirtschaftlich eingesetzt. Genutzt wird dieses Verfahren um kontinuierliche Härteverläufe zwischen dem Grundwerkstoﬀ und den darauf aufgetragenen Hartstoﬀschichten zu erhalten. Hierbei übernimmt die Nitridschicht die Funktion einer Stützschicht, während die nachfolgend aufgetragene Hartstoﬀschicht die eigentliche Funktion des Verschleißschutzes übernimmt. Nachteilig beim Gasnitrieren sind die langen Nitrierzeiten, wobei diese durch eine Glimmentladung (Plasmanitrieren), bei dem der Stickstoﬀ ionisiert wird, verkürzt werden können. Weitere Verfahren sind Carborieren und Carbonitrieren sowie Borieren und Vanadieren. Die Vorteile der einzelnen Verfahren können zum Teil aus den unter Kapitel 2.8.5 genannten Hinweisen zum Einﬂuss von Legierungselementen abgeleitet werden. In [BARN04] wird so beispielsweise eine Verringerung des Materialübertrags durch Borieren beim ungeschmierten Flachstauchen beobachtet, während das Nitrieren zu einem höheren Materialübertrag führt als ein unbehandeltes Werkzeug. In geschmierten Versuchen verringern nitrierte, carbonitrierte und borierte Stauchbahnen den Verschleiß (Materialverlust) gegenüber unbehandelten Stauchbahnen hingegen in ähnlichem Maße. In [HUSK02] wird eine Duplexbehandlung (Plasmanitrieren mit anschließender PVD-Beschichtung) als wirksame Maßnahme vorgeschlagen, um gleichzeitig den Verschleißwiderstand und die Dauerfestigkeit von Kaltﬂießpresswerkzeugen zu erhöhen. 2.8.5.3 Werkzeugbeschichtungen. Da der Werkzeugverschleiß stark von den Eigenschaften der Werkzeugoberﬂäche abhängt, liegt es nahe, die Eigenschaften der Oberﬂäche gezielt zu beeinﬂussen. Die moderne Dünnschichttechnologie bietet hier die Möglichkeit, die Werkzeugoberﬂächen von Umformwerkzeugen in CVD- und PVD-Prozessen mittels Aufbringen von Auflageschichten gezielt zu veredeln [ESCH04, EVER04, VDI92]. Die erzeugbaren Hartstoﬀschichten bieten durch ihre hohe Härte einen erhöhten Widerstand gegen Abrasivverschleiß und eine geringere Adhäsionsneigung wegen ihres nichtmetallischen Stoﬀcharakters. Der Einsatz von Werkzeugbeschichtungen bedeutet jedoch zunächst einen tiefen Eingriﬀ in das Tribosystem Umformprozess, da die in der Regel metallische Oberﬂäche des Werkzeugs durch eine nichtmetallische und wesentlich härtere Oberﬂäche ersetzt wird. Dadurch werden die physikalischen und chemischen Vorgänge im tribologischen Kontakt, das heißt während des Umformens, stark verändert, wodurch die Mechanismen von Reibung und Verschleiß beeinﬂusst werden. Während der Verschleiß durch Beschichtungen in der Regel stark eingeschränkt wird, sind nur wenige Beschichtungssysteme in der Lage die Reibung zu reduzieren.

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

165

Beschichtungsverfahren. Die bedeutsamsten Beschichtungsverfahren sind die CVD- (Chemical Vapour Deposition) und PVD-Verfahren (Physical Vapour Deposition) sowie deren Varianten. Mit ihnen werden unterschiedlichste, verschleißschützende und teilweise reibmindernde Hartstoﬀbeschichtungen von wenigen µm Dicke hergestellt. Eine ausfürliche Beschreibung dieser Verfahren ist in Band 1 dieser Buchreihe zu ﬁnden [KÖNI02]. Neben ihnen werden noch einige weitere Verfahren wie die galvanische oder galvanochemische Beschichtung (z. B. Hartchrombeschichtungen) sowie das Plasmaspritzen verwendet. Großwerkzeuge werden häuﬁg schweißplattiert oder laserbehandelt (z. B. Laserstrahlbeschichten, Oberﬂächenlegieren). Diese Verfahren werden auch bei der Reparatur von Großwerkzeugen eingesetzt. Schichteigenschaften. Die Eigenschaften einer Beschichtung werden durch festgelegte Größen charakterisiert. Einen Überblick und genaue Hinweise zur Durchführung der wichtigsten Prüfverfahren geben die verschiedenen Teile der DIN 1071 sowie der VDI-Richtlinien 3198 und 3824 [DIN94, DIN03a, DIN03b, DIN04a, ISO04a, VDI92, VDI01], siehe Tabelle 2.17:

Tabelle 2.17: Wichtige Größen zur Charakterisierung von Hartstoﬀbeschichtungen und zugehörige Prüverfahren Größe Einheit

Schichtdicke µm

Härte HV 0,05

Wertebereiche Typisches Prüfverfahren

1–5 1.700 – 4.200 lichtmikroskopiMikrohärte o. sche Messung am Universalhärte Kalottenschliﬀ

E-Modul MPa

Haftung Haftklasse o. kritische Last Lc in N

2.000 – 5.000 Universalhärte

1 – 4 bzw. 10 – 90 Rockell C Test o. Ritztest

Weitere Charakterisierungsmerkmale sind die Eigenspannungen, die exakte chemische Zusammensetzung über die Dicke der Schicht, die Wärmeeigenschaften sowie die Oberﬂächenenergie. Darüber hinaus können die tribologischen Eigenschaften von Beschichtungen in vielen verschiedenen Analogieversuchen überprüft werden, siehe Kapitel 2.8.7. Die Bedeutung der einzelnen Schichteigenschaften für ihre Funktion werden im Folgenden beschrieben. Die Schichtdicke liegt in der Regel zwischen 1 und 5 µm. Bei CrN können bis zu 10 µm erreicht werden. Dickere Schichten weisen oft zu hohe Eigenspannungen auf und neigen bei elastischer Dehnung zur Rissbildung und können in der Folge abplatzen. Man spricht vom sogenannten Eierschaleneﬀekt oder adhäsivem Schichtversagen, wenn sich die Schicht vollständig vom Substrat ablöst und von kohäsivem Schichtversagen, wenn nur einzelne Schichtlagen abplatzen, ohne dass das Substrat freigelegt wird. Durch den Einbau von sogenannten Relaxationsschichten können die Eigenspannungen verringert werden, wodurch auch höhere Schichtdicken (bis etwa 15 µm) sicher hergestellt werden.

166

2 Grundlagen

Um den Schichtverschleiß gering zu halten, werden hohe Härte (Schutz vor abrasivem Verschleiß) und wenn möglich ein geringer E-Modul (hohe Duktilität, Schutz vor Rissbildung) gefordert [RAED02,RENT97]. Dieses widersprüchliche Verhältnis von E-Modul und Härte lässt sich durch die Multilagentechnik (siehe unten) erreichen. Die Haftung einer Schicht wird qualitativ in Indenter- oder Ritzversuchen ermittelt und ist nicht direkt auf das Verhalten in Umformprozessen übertragbar. Grundsätzlich wird jedoch eine hohe Haftungsklasse gefordert, insbesondere bei hohen, lokalen Werkzeugbelastungen. Aufschmierungen können durch die Wahl des Schichtwerkstoﬀs beeinﬂusst werden, siehe Kapitel 2.8.3.2 und Kapitel 2.8.5.1. Darüber hinaus besitzen Hartstoﬀschichten weitere Eigenschaften, die einen Einﬂuss auf deren Leistungsfähigkeit besitzen, jedoch meistens nicht im Zuge einer Standardcharakterisierung ermittelt werden. Die Rauheit wird zwar manchmal angegeben, hängt aber in erster Linie von der Rauheit des Substrats ab und charakterisiert somit nicht die Schicht sondern den SchichtSubstrat-Verbund. Trotzdem sollte sie möglichst gering sein, um lokale Überbelastungen an Rauheitsspitzen zu vermeiden. Zu beschichtende Werkzeuge sollten daher Rautiefen von 1 µm nicht überschreiten. Zur Bestimmung der Rauheit kommen Tastschnittverfahren zum Einsatz. Die Porosität, welche aus Gründen des Hochlastverhaltens und des Schutzes gegen Werkzeugkorrosion möglichst gering sein sollte, wird ebenfalls selten angegeben. Die Wärmeeigenschaften sind dann wichtig, wenn im Prozess mit erhöhten Temperaturen zu rechnen ist (z. B. Schmieden, Kaltmassivumformen oder Feinschneiden bei hohen Hubzahlen). Grundsätzlich sind niedrige Temperaturen anzustreben, um die thermische Wechselbelastung der Schicht und die thermische Belastung des Schmierstoﬀs zu minimieren. Dies kann mit hohen Werten von Wärmeleitfähigkeit, Wärmekapazität und Schichtdichte erreicht werden [RAED02]. Oft wird eine gute Benetzbarkeit der Werkzeugoberﬂächen durch den jeweiligen Schmierstoﬀ gefordert. Die Benetzbarkeit kann in sogenannten Kontaktwinkelmessungen beurteilt werden. Dabei werden Tropfen von Referenzﬂüssigkeiten auf die Beschichtung gegeben, um den Winkel zwischen Tropfenund Beschichtungsoberﬂäche als Maß für die Benetzung heranzuziehen. Mit dieser Methode können zudem die polaren und dispersen Oberﬂächenenergien von Festkörpern und Flüssigkeiten ermittelt werden, welche in mN/m angegeben wird [BOBZ00]. Die Eigenschaften Werkzeugbeschichtungen hängen im Wesentlichen von folgenden Einﬂüssen ab: • • • •

Beschichtungsverfahren, Schichtwerkstoﬀ, Schichtaufbau und innere Struktur und Substratwerkstoﬀ und Vorbehandlung.

Schichtwerkstoﬀe und innerer Aufbau. In Abbildung 2.76 sind die für PVDund CVD-Beschichtungen in Frage kommenden Schichtwerkstoﬀe aufgelistet.

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

167

Man unterscheidet zwischen oxidischen, nitridischen, karbidischen und boridischen Beschichtungen. Detaillierte Beschreibungen der einzelnen Schichtwerkstoﬀe können der VDI-Richtlinie 3824-1 entnommen werden [VDI02]. Eine Besonderheit stellen die Kohlenstoﬀschichten dar, die sich grundsätzlich in ihrem Verhalten von den übrigen unterscheiden und in der VDI-Richtlinie 3840 gesondert betrachtet werden [VDI04]. Am weitesten verbreitet sind die nitridischen und carbidischen Schichten sowie Schichten auf Cx Ny -Basis. Sie bilden innerhalb von Monolagen säulenförmige Kristallite aus, deren Struktur von den Parametern des Beschichtungsprozesses und vom Substrat sowie dessen Vorbehandlung abhängt, siehe Abbildung 2.76 unten links [HAEF87]. Die Ausprägung der Kristallite beeinﬂusst die mechanischen Schichteigenschaften, die Porosität, die Mikrotopographie und das Benetzungsverhalten.

N itr id e + C a r b id e

O x id e A l2 O Z rO

T iN T C rN T C A 3

2

. .

K o h le n s to ffe

, T iC iC N , C rC iA lN r A lN lC r N

a -C , t a -C :H M e (D D ia

a - C , i- C , ta -C :H -C :H L C ) m a n t

S u lfid e + S e le n id e

B o r id e T iB N B N T iB 2

M o S 2 W S 2 M o S e 2 W S e 2 .

.

.

S tr u k tu r z o n e n m o d e ll

. .

.

S c h ic h ta r c h ite k tu r M o n o la y e r

Z o n e 2

Z o n e 1 Z o n e

3 p

0

2 p A

Z o n e

0 ,1

0 ,1

0 ,9

0 ,7 0 ,5

S u b s tra t

S u p e r la ttic e

M u ltila y e r

T

0 ,3 1

S u b s tra t

Z o n e 3

Z o n e T

1

H a r t- w e ic h K o m b .

T

/ T

S u b s tra t

S u b s tra t

g r a d ie r t

N a n o c o m p o s ite

m

S u b s tra t

S u b s tra t

Abbildung 2.76: Werkstoﬀe, Struktur und Architektur von CVD- und PVD- Beschichtungen

Die nitridischen und karbidischen Schichten werden zur Duktilitätssteigerung oft als Viellagenbeschichtung (Multilayer) oder neuerdings als Nanolagenbeschichtung (Nanolayer oder auch superlattice) ausgeführt, siehe Abbildung 2.76 unten rechts. Bei letzteren beträgt die Dicke der Einzellagen nur noch 5 bis 20 nm, während die Gesamtdicke der Schicht bei wenigen µm liegt [BOBZ04]. Sogenannte Nanocomposite-Schichten stellen eine weitere Variante mit gegenüber Monoschichten verbesserten mechanischen Eigenschaften dar. Ihre Struktur ähnelt denen von Hartmetallen, das heißt, dass eine harte Phase in eine etwas weichere Matrix, ebenfalls eine Hartphase, eingebettet ist. Die Hart-Weich-Kombinationen und die gradierten Schichten

168

2 Grundlagen

bestehen an der Oberﬂäche aus reibungsmindernd wirkenden in der Regel stark kohlenstoﬀhaltigen Materialien. Die Kohlenstoﬀschichten stellen innerhalb der Beschichtungstechnik eine Besonderheit dar. Amorphe diamantähnliche Kohlenstoﬀschichten (kurz DLC = diamond-like carbon) sind extrem verschleißfeste und äußerst reibarme Beschichtungen, die mit CVD- oder PVD-Verfahren abgeschieden werden. Die Eigenschaften dieser Schichten können in Abhängigkeit vom Herstellungsprozess, Abscheidebedingungen und Zusammensetzung innerhalb großer Bandbreiten variiert werden. Je nach Anteil der vorherrschenden Bindungsart (sp2 oder sp3 -Hybridisierung), des Wasserstoﬀgehalts und des Gehalts an metallischen und nichtmetallischen Dotierungselementen erhält man Eigenschaften zwischen graphitartig und Diamant. Die genaue Bezeichnung aller Varianten sowie eine Übersicht über deren Eigenschaften ist in der VDI-Richtlinie 2840 festgelegt [VDI04]. Einsatzgebiete von Werkzeugbeschichtungen. Für unterschiedliche Umformprozesse sind die einzelnen Beschichtungen mehr oder weniger gut geeignet. Abbildung 2.77 zeigt eine grobe Einteilung. Die äußerst interessanten reibaktiven und adhäsionsmindernden Kohlenstoﬀbeschichtungen eignen sich vor allem für Umformprozesse, in denen die Werkzeugoberﬂächen nur mäßigen, mechanischen Beanspruchungen unterliegen. Sie werden bisher überwiegend in Blechumformprozessen (z. B. Tiefziehen oder Innenhochdruckumformung) und bei der Aluminiumverabeitung eingesetzt [HORT01, KLOC04d, WEBE04]. Bei der Herstellung von Deckeln für Aluminiumgetränkedosen konnten mit amorphen Kohlenstoﬀschichten beispielsweise deutliche Standzeiterhöhungen erreicht werden. Insbesondere für den Werkstoﬀ Aluminium sind außerdem die boridischen Schichten (TiB und TiBN) von Interesse [HORT01]. Wenn extrem geringe Belastungen zu erwartet sind und minimale Reibwerte gefordert werden sind MoS2 -Beschichtungen als Monolayer oder als Decklage in Mehrlagenbeschichtungen eine interessante Alternative. Bei höheren Werkzeugbelastungen reicht die Haftfestigkeit der reibmindernden Schichten jedoch oft nicht aus. In den Bereichen höchster Werkzeugbeanspruchung werden hingegen schwerlasttaugliche Mehrlagenbeschichtungen wie TiCN, TiAlN, CrAlN und neuerdings AlCrN (gegenüber CrAlN erhöhter Aluminiumanteil) eingesetzt [EVER04,RAED02,RENT97]. Diese wirken zwar nicht unbedingt reibungsmindernd, führen aber zu deutlich höheren Standmengen der Werkzeuge. Die schwerlasttauglichsten Schichten werden heutzutage mittels CVD-Verfahren auf Basis von TiCN-Systemen abgeschieden. Die CVD-Beschichtung bietet dabei den Vorteil höherer Haftfestigkeiten. In Gesenkschmiedeversuchen wurde so der Verschleiß mit einer Multilagenbeschichtung des Typs TiN-TiCN-TiC um den Faktor drei gegenüber plasmanitrierten Gesenken und um den Faktor zwei gegenüber TiN-beschichteten Gesenken reduziert [BARN04, DOEG01]. Ähnliche CVD-Viellagenschichten sind auch beim Scherschneiden von Elektroblechen zu empfehlen und bieten

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

169

bei der Kaltmassivumformung die Möglichkeit, ohne Zinkphosphatschicht zu arbeiten [RUPP97, TOUS00]. Im Fall mäßiger abrasiver und adhäsiver Belastungen stellt TiN aber nach wie vor eine Standardbeschichtung mit hoher industrieller Akzeptanz dar. CrN wird ebenfalls bei mäßigen Belastungen immer dann eingesetzt, wenn die adhäsive Belastung deutlich überwiegt oder wenn eine erhöhte Temperaturbeständigkeit gefordert wird [RUPP97]. Die höchste thermische Stabilität besitzt jedoch die schwerlasttaugliche, meist als Multi- oder Nanolayer ausgeführte Beschichtung TiAlN (bis 800 ℃). h o c h

A lu m in iu m

A d h ä s iv e B e la s tu n g

2

W C /C W -D L C D L C M o S 2

B e s c h ic h tu n g

T iB

r o s tfr e ie r S ta h l t n k rz i vl e a h S t

> 5 0 0 M P a

S ta h l

< 5 0 0 M P A n ie d r ig n ie d r ig

A b r a s iv e + M e c h a n is c h e B e la s tu n g

h o c h

B e s c h ic h tu n g C r N / T iN

T iC N / T iA lN

Abbildung 2.77: Einsatzgebiete von Werkzeugbeschichtungen in der Umformtechnik

Bei allen Beschichtungen ist zu berücksichtigen, dass die Eigenschaften von gleichnamigen Beschichtungen unterschiedlicher Hersteller aufgrund der oben genannten Einﬂussgrößen stark schwanken können. Des Weiteren muss beim Umstieg von unbeschichteten zu beschichteten Werkzeugen überprüft werden, ob der verwendete Schmierstoﬀ für die jeweilige Beschichtung geeignet ist. In der Regel können durch die Beschichtung der Werkzeuge Schmierstoﬀadditive und/oder Schmierstoﬀmengen reduziert werden. 2.8.6 Topographieeinﬂüsse Auch wenn die Reibungsverhältnisse in der Umformtechnik in der Regel im Bereich der Misch- und Grenzreibung liegen, werden in manchen Fällen von Mischreibung trotzdem lokale hydrostatische und/oder hydrodynamische Effekte wirksam, die sich zum Teil positiv auf Reibung und Verschleiß auswirken, siehe Abbildung 2.72. Derartige Eﬀekte treten dann auf, wenn sich an

170

2 Grundlagen

Vertiefungen in der Werkzeug- oder Werkstückoberﬂäche Bereiche ausbilden, in denen Schmierstoﬀ eingeschlossen wird. Man spricht von sogenannten geschlossenen Schmierstoﬀtaschen, wobei zwischen makroskopischen Taschen (z. B. bei Durchwölbungen von Blechen im Flanschbereich beim Tiefziehen) und mikroskopischen Taschen (Rauheit bzw. Mikrotopographie) unterschieden wird. Oﬀene Taschen können im Gegensatz dazu so deﬁniert werden, dass der in ihnen enthaltene Schmierstoﬀ durch Verbindungen zu benachbarten Taschen oder am Übergang zwischen Werkzeugkontaktﬂäche und freier Werkstückoberﬂäche entweichen kann. Durch die hohe Kontaktnormalspannung im Schmierspalt wird der in den Taschen eingeschlossene Schmierstoﬀ komprimiert und hohen Drücken ausgesetzt, wodurch sich ein hydrostatisches Polster ausbildet. Dies ist besonders dann der Fall, wenn sich die betreﬀenden Taschen auf der Werkstückoberﬂäche beﬁnden [NEUD04]. Während der Umformung werden die Werkstückoberﬂächen eingeglättet, so dass sich das Volumen der Taschen verringert und der Druck im Schmierstoﬀ stark ansteigt. Bei Relativbewegung werden zudem hydrodynamische Eﬀekte an den Flanken der Taschen wirksam. Die wichtigsten Einﬂussgrößen bilden dabei: • Größe und Geometrie der Schmierstoﬀtaschen und Taschenﬂanken, • Verteilung der Schmierstoﬀtaschen auf der Oberﬂäche (stochastisch oder deterministisch), • Verhältnis von geschlossenen zu oﬀenen Schmierstoﬀtaschen (insbesondere bei Miniaturbauteilen in der Mikroumformung [TIES02]), • Viskosität und Kompressibilität des Schmierstoﬀs sowie • das Beanspruchungskollektiv, insbesondere Kontaktnormalspannung und Relativgeschwindigkeit. Für Berechnungen der Topographieeinﬂüsse auf das Reibverhalten ist es wichtig, aussagekräftige, dreidimensionale Oberﬂächenkenngrößen zu verwenden, die eine erweiterte Beschreibung der Topographie gegenüber einfachen Rauheitskennwerten zulassen. Dazu wurden in den letzten Jahren zahlreiche neue Kenngrößen und Messmethoden entwickelt [PFES97, WAGN96]. Im Folgenden werden die wichtigsten Beispiele für die gezielte Einbringung und Nutzung von Oberﬂächenmikrotopographien erläutert. 2.8.6.1 Oberﬂächentopographie von Blechwerkstoﬀen. In den Verfahren der Blechumformung, insbesondere beim Tiefziehen, liegen häuﬁg Mischreibungszustände vor, bei denen sich Schmierstoﬀtaschen auf der Blechoberﬂäche ausbilden können. Dabei spielt die eher langwellige Mikrotopographie des Ausgangsblechs eine entscheidende Rolle, während die weitaus kurzwelligere Topographie von Verzinkungen einen wesentlich geringeren Einﬂuss aufweist [BÜLT96]. Die Mikrotopographie des Blechgrundmaterials wird im Herstellungsprozess geprägt. Nach dem Kaltwalzen und Glühen wird das Blech mit sogenannten Dressierwalzen leicht nachgeformt (Dressiergrad 0,5 – 1 %), so dass die

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

171

Oberﬂäche der Dressierwalze als Negativ auf die Blechoberﬂäche übertragen wird [NEUD04, STAE98]. Die verschiedenen Arten der Texturierung unterscheiden sich demnach in der Bearbeitung der Walzenoberﬂäche. Der Begriﬀ Texturierung ist in diesem Zusammenhang nicht mit der Textur des Werkstoﬀs zu verwechseln. Seit einigen Jahren existiert eine Vielzahl unterschiedlicher Verfahren zur Modiﬁkation von Walzenoberﬂächen. Die gängigsten damit zu erzeugenden Feinblechtexturierungen sind im Folgenden aufgelistet und wurden in vielen Untersuchungen auf ihre tribologischen Eigenschaften getestet, siehe Abbildung 2.78 [DINK97, STAE98, WAGN96]: • MF – Mill Finish (keine Texturierung): Geschliﬀene Dressierwalzen; kaum Schmierstoﬀtascheneﬀekte (abhängig von der Ziehrichtung); Verbesserungen durch Kreuzschliﬀe möglich; Verbreitung rückläuﬁg [NEUD04]. • SBT – Shot Blasting Texturing: Aufrauen der Walzenoberﬂäche durch Beschuss mit Strahlmittel, welches über ein Schleuderrad beschleunigt wird [PANK90]. • EDT – Electro Discharge Texturing: Aufrauen der Walzenoberﬂäche in einem funkenerosiven Prozess; geringere Rauheit und höhere Spitzenzahl als bei SBT [HEBE87]. • LT – Laser Texturing (seit 1982 [CRAH82]): Punktweises Aufschmelzen der Walze durch gepulsten CO2 -Laser; deterministische Ausbildung kleiner Krater [CRAH82]. • EBT – Electron Beam Texturing: Ähnlich wie LT; Aufschmelzen erfolgt mittels Elektronenstrahl; gleichmäßige, deterministische Ausbildung von ringförmigen Kratern; Überlagerung der Krater führt zu pseudostochastischer Verteilung [DOLV91]. • Pretex – Precision Texturing: Aufbringen einer elektrolytisch erzeugten, strukturierten Hartchromschicht; Prozessführung bei der Beschichtung führt zur Ausbildung von Hartchromtropfen; stochastische Verteilung kalottenförmiger Taschen im Blech [ZIMN98]. Die Texturierungen führen nicht unbedingt zu niedrigeren Reibwerten als MF-Oberﬂächen. Dafür verschieben sie jedoch das Auftreten von Werkzeugverschleiß zu höheren Flächenpressungen [STAE98]. 2.8.6.2 Oberﬂächentopographie von Werkstoﬀen für die Massivumformung. Als Ausgangsmaterial werden in der Massivumformung je nach Werkstückgröße Draht oder stabförmige Halbzeuge eingesetzt. In der Kaltumformung werden diese i. d. R. mit einer Schmierstoﬀträgerschicht versehen, die beim Draht vor und bei Stäben nach dem Abtrennen eines Rohlings aufgebracht wird, siehe Kapitel 2.8.4.2. Vor dem Auftragen dieser Schichten werden die Materialien häuﬁg einer mechanischen Oberﬂächenbehandlung unterzogen, wodurch die Oberﬂächentopographie beeinﬂusst wird [BAY94]. Es hat sich gezeigt, dass eine Strahlbehandlung, z. B. Sand- oder Kugelstrahlen, gegenüber Schälbehandlungen zu einer verbesserten Haftung

172

2 Grundlagen

2 0 0 µ m

S B T S h o t B la s tin g T e x tu r in g

2 0 0 µ m

E B T E le c tr o n B e a m T e x tu r in g ( d e te r m in is tis c h )

2 0 0 µ m

E D T E le c tr o D is c h a r g e T e x tu r in g

2 0 0 µ m

L T L a s e r T e x tu r in g

2 0 0 µ m

E B T E le c tr o n B e a m T e x tu r in g ( p s e u d o - s to c h a s tis c h )

2 0 0 µ m

P re te x P r e c is io n T e x tu r in g

Abbildung 2.78: REM-Aufnahmen texturierter Feinbleche [NEUD04]

der Schmierstoﬀträgerschicht führt, was neben der reinigenden Wirkung des Strahlens in einer Aufrauung der Oberﬂäche begründet ist. Aber auch ohne den Einsatz von Trägerschichten führen die erzeugten Topographien zu verbesserten Reibeigenschaften gegenüber völlig unbehandeltem Rohmaterial, was über den Schmierstoﬀtascheneﬀekt begründet werden kann. 2.8.6.3 Oberﬂächentopographie von Umformwerkzeugen. Neben der Oberﬂächentopographie der Werkstücke hat auch die Ausbildung der Werkzeugoberﬂäche einen Einﬂuss auf Reibung und Verschleiß. Der wesentliche Unterschied besteht darin, dass die Topographie der Werkzeuge deutlich geringeren Veränderungen unterzogen ist. Die trotzdem auftretenden Veränderungen resultieren weniger aus plastischer Deformation, sondern sie sind im Verschleiß der Werkzeuge begründet. Einﬂuss der Werkzeugendbearbeitung auf die Topographie. Zunächst wird das tribologische Werkzeugverhalten von der Endbearbeitung der Werkzeuge mitbestimmt. Für das Verschleißverhalten sind grundsätzlich polierte Werkzeuge positiv zu bewerten, siehe Kapitel 2.8.3.2 und Kapitel 2.8.3.3. Durch diverse Strahlverfahren, z. B. Kugelstrahlen, besteht zudem die Möglichkeit, Schmierstoﬀtaschen zu erzeugen. In erster Linie werden diese selten angewandten Verfahren zwar genutzt, um die Randzone der Werkzeuge zu verfestigen und Druckeigenspannungen zu induzieren, was sich günstig auf die Oberﬂächenzerrüttung auswirken kann. Da aber mit der Strahlbehandlung eine deutliche Veränderung der Topographie einhergeht, wird das tribologische Verhalten mitbeeinﬂusst.

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

173

Einﬂuss von Werkzeugbeschichtungen auf die Topographie. Während die Rauheitskennwerte von Werkzeugoberﬂächen bei den meisten Beschichtungsverfahren nur selten stark verändert werden, spielt doch die Schichtmikrotopographie eine Rolle bei der Interaktion von Oberﬂäche und Schmierstoﬀ. So sind Schmierstoﬀe an der Oberﬂäche von kolumnaren, säulenförmig ausgebildeten PVD-Schichtkristallen deutlich besser in der Lage anzuhaften als an völlig glatten Schichtoberﬂächen, wodurch deren Schmierwirkung verbessert werden kann, siehe Abbildung 2.76. Dieser Eﬀekt kann insbesondere bei Monolayern und Mehrlagenbeschichtungen mit relativ großen Einzelschichtdicken genutzt werden, da die säulenformige Schichtstruktur hier in besonders ausgeprägtem Maße hergestellt werden kann. Der Schmierstoﬀ dringt in die Hohlräume zwischen den einzelnen Kristalliten ein und wird so in die Wirkfuge zwischen Werkzeug und Werkstück getragen. Je nach Wahl der Parameter beim Beschichtungsprozess fallen die Schichtstruktur und somit die Eﬀekte unterschiedlich aus. In [GERB02] konnte dies am Beispiel von CrN-Beschichtungen nachgewiesen werden. Einﬂuss einer Laserbearbeitung auf die Topographie. Sowohl in der Massivals auch in der Blechumformung werden in einzelnen neueren Anwendungen lasertexturierte Werkzeuge eingesetzt [NEUD04, POPP04]. Ähnlich wie bei der Texturierung von Dressierwalzen für texturierte Bleche werden dabei mittels Excimer-Laser kleine Grübchen in die Werkzeugoberﬂäche eingebracht, die im Umformprozess als Schmierstoﬀtaschen dienen, siehe Kapitel 2.8.6.1. Die Texturierung kann prinzipiell bei allen Werkzeugwerkstoﬀen durchgeführt werden. Bei beschichteten Werkzeugen unterscheidet man vor der Beschichtung und nach der Beschichtung eingebrachte Taschen [POPP04]. Ein Sonderfall ist das punktuelle Laserumschmelzen von Werkzeugoberﬂächen. Dabei wird ein Hartstoﬀpulver, z. B. TiC, auf die Oberﬂäche des Werkzeugs gegeben und mittels Laserstrahleinwirkung in die Oberﬂäche „implantiert“ [STEI99]. Bei tribologischer Beanspruchung bleiben die implantierten Bereiche erhalten, während die umliegenden Bereiche durch Verschleiß zurückgesetzt werden. Es entsteht eine selbsterhaltende Oberﬂächenstruktur. Grundsätzlich treten an den Schmierstoﬀtaschen die gleichen hydrostatischen und hydrodynamischen Eﬀekte auf wie bei den Blechwerkstoﬀen, nur dass sich die Form der Schmierstoﬀtaschen nicht durch plastische Verformung während des Umformprozesses verändert. Dafür wird während des Umformens Werkstückwerkstoﬀ in die Taschen gequetscht, welcher das Taschenvolumen reduziert und zu einer Steigerung des Drucks im Schmierstoﬀ führt. Dieser Vorgang kann sich aber auch nachteilig auswirken, wenn der Werkstückwerkstoﬀ an den Taschenﬂanken abschert und in den Taschen zurückbleibt. Vorteilhaft ist hingegen, dass Verschleißpartikel, die im Werkzeugkontakt zu Abrasion führen können in den Taschen gesammelt werden [POPP04]. Während die Oberﬂächenqualität in der Blechumformung nahezu unbeeinﬂusst bleibt, bleiben bei massivumgeformten

174

2 Grundlagen

Bauteilen kleine Erhebungen durch Einprägen der Taschengeometrien in die Werkstückoberﬂäche zurück. Insgesamt sind mit der Lasertexturierung von Umformwerkzeugen nur in Einzelfällen eine Steigerung der Werkzeuglebensdauer und eine Reduzierung der Reibung möglich. 2.8.7 Tribologische Prüfverfahren in der Umformtechnik Tribologische Prüfverfahren werden in der Umformtechnik verwendet, um die tribologischen Eigenschaften von Werkstoﬀen und Zwischenstoﬀen bei geringem Aufwand zu testen. Da es im betrieblichen Alltag aus Gründen der Prozesssicherheit oft nicht möglich ist, neue, tribologisch wirksame Produkte zu testen, bedient man sich einfach gestalteter Versuchsaufbauten mit deren Hilfe die betreﬀenden Produkte untersucht werden können. Die tribologische Mess- und Prüftechnik unterscheidet mehrere Aufgabenbereiche: • Versuchstechnische Simulation von Umformprozessen zum Aufdecken von Reib- und Verschleißmechanismen • Ermittlung von Reib- und Verschleißkenngrößen zur Prozessauslegung und -berechnung • Vergleich von Werkstoﬀen und Zwischenstoﬀen zur Prozessoptimierung • Güteüberwachung und Qualitätskontrolle von tribotechnischen Werkstoffen und Schmierstoﬀen. Um aussagekräftige Versuchsergebnisse zu erhalten, die auf reale Umformprozesse übertragbar sind, ist es wichtig, dass die tribologischen Bedingungen in den Prüfverfahren die der Realprozesse gut abbilden. Dazu wird eine weitestgehend stoﬀliche, geometrische, kinematische und thermische Ähnlichkeit von Prüfverfahren und Umformprozess gefordert. Je nach Abstraktionsgrad des Modellversuchs gegenüber dem jeweiligen realen Tribosystems sind die Versuchsergebnisse daher mehr oder weniger relevant [GFT02]. Die Ergebnisse aus verschiedenen Versuchsaufbauten können unter Umständen stark voneinander abweichen. 2.8.7.1 Geräte für die Schmierstoﬀprüfung. Zur allgemeinen tribologischen Prüfung von Schmierstoﬀen existieren eine Reihe von einfachen, standardisierten Verfahren, wobei die in den jeweiligen Prüfgeräten stark abstrahierten Tribosysteme keine bestimmte Anwendung simulieren. Vielmehr dienen sie bei der Entwicklung neuer Schmierstoﬀe zum Selektieren vielversprechender Formulierungn und zur Qualitätssicherung bei vorhandenen Produkten. Des Weiteren ist mit diesen Verfahren eine grobe Klassiﬁzierung von Schmierstoﬀen hinsichtlich Additivgehalt und Verschleißschutzwirkung möglich. In einigen Fällen kann zudem ein Reibwert erfasst werden, der aufgrund der mangelnden Übertragbarkeit nicht zur Berechnung von Umformprozessen genutzt werden kann. Einen Überblick über die wichtigsten Verfahren gibt Abbildung 2.79.

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

F a le x -P r ü fm a s c h in e

R e ic h e r t- u n d B r u g g e r -T e s t F

B e rü h ru n g s p u n k te F

175

F N

N

P rü fk ö rp e r N

R e ib r o lle v

re l

S ta h lz a p fe n S ta h lp r is m a v

S h e ll-V ie r k u g e la p p a r a t

S R V -G e r ä t (S c h w in g r e ib v e r s c h le iß ) F

K u g e ln

re l

N

v

F

P rü fk ö rp e r

R o tie r e n d e K u g e l

v

re l

N

v

re l

re l

G e g e n k ö rp e r

Abbildung 2.79: Schematische Darstellungen unterschiedlicher Schmierstoﬀprüfgeräte [DIN77, DIN00, DIN04b]

Neben den unterschiedlichen geometrischen und tribologischen Verhältnissen unterscheiden sich die einzelnen Prüfverfahren vor allem hinsichtlich des Ansprechverhaltens gegenüber einzelnen Additiven, siehe Abbildung 2.80 [SCHU04a].

F e tte s te r in a k tiv g e s c h w e fe lt

S c h w e fe ltr ä g e r u n d ü b e r b a s is c h e S u lfo n a te B ru g g e r

Z in k d ia lk y ld ith io p h o s p h a te

V K A

V K A -V e r s c h le iß F e tte s te r a k tiv g e s c h w e fe lt

F a le x

P o ly s u lfid e

R e ic h e r t C h lo r p a r a ffin e

Abbildung 2.80: Ansprechverhalten verschiedener Verschleißschutzadditive in unterschiedlichen Schmierstoﬀprüfgeräten [SCHU04a]

176

2 Grundlagen

Die größte Schwäche der einzelnen Testmethoden besteht bezüglich der Umformtechnik darin, dass die erzielten Ergebnisse nicht auf Tribosysteme von Umformprozessen übertragbar sind. Daher sind sie nicht geeignet, um Schmierstoﬀe für spezielle Anwendungen auszuwählen. Dies liegt daran, dass sowohl die Tribosystemkomponenten, welche in der Regel aus dem Wälzlagerstahl 100 Cr 6 gefertigt werden, als auch das Beanspruchungskollektiv (Flächenpressung, Relativgeschwindigkeit, Temperatur) weitestgehend genormt sind und kaum denen von Umformprozessen entsprechen. Lediglich der SRVTest bietet die Möglichkeit, eine große Anzahl von Belastungsparametern zu variieren. Aber auch hier ist es nicht möglich, die Oberﬂächenvergößerung zu berücksichtigen, welche in vielen Umformprozessen auftritt. Trotzdem sind die Ergebnisse dieser Standardtests oft die einzigen tribologischen Daten, welche vom Schmierstoﬀanbieter zur Verfügung gestellt werden. Zur gezielten Auswahl einzelner Schmierstoﬀe für spezielle Umformverfahren sind daher weitergehende Prüfverfahren anzuwenden, welche die tribologischen Verhältnisse in größerer Übereinstimmung annähern, siehe Kapitel 2.8.7.3 und Kapitel 2.8.7.4. Im Folgenden werden die gängigsten Verfahren und Geräte zur Schmierstoﬀprüfung kurz erläutert [SCHU04a]. Es sei angemerkt, dass in allen erläuterten Verfahren standardmäßig Prüfkörper (Grund- und Gegenkörper) aus 100 Cr 6 zum Einsatz kommen. Dadurch sind die Prüfergebnisse untereinander vergleichbar, jedoch i. d. R. nicht auf Umformprozesse übertragbar. Falex-Prüfmaschine. Ein weicher Stahlzapfen rotiert unter Belastung in einem Ölbad zwischen zwei gehärteten Stahlprismen. Die Drehzahl (290 min-1 ) wird konstant gehalten, die Last in drei Stufen erhöht. Die Berührung der Prüfkörper erfolgt an vier Punkten im Linienkontakt. Ermittelt wird die Fresslast (Bruch der Welle an der Sollbruchstelle) bzw. beim Durchstehen aller drei Laststufen der Verschleiß am Stahlzapfen. Shell-Vierkugelapparat. Der Schmierstoﬀ wird mit einem Vierkugelsystem geprüft, das aus einer rotierenden Kugel besteht, die auf drei ihr gleichen Kugeln gleitet [DIN77]. Die Prüfkräfte können entweder stufenweise bis zum Verschweißen der Kugeln gesteigert werden oder bei konstanter Prüfkraft werden nach festgelegter Prüfzeit die Kalottendurchmesser der drei Standkugeln ausgemessen. Verfahren nach dieser Norm dienen zur Ermittlung von Kennwerten für Schmierstoﬀe mit Wirkstoﬀen, die hohe Flächenpressungen im Mischreibungsgebiet zwischen relativ zueinander bewegten Oberﬂächen zulassen sollen. Reibverschleißwaage nach Reichert. Bei diesem Reibungsprüfgerät wird eine fest eingespannte Prüfrolle über ein Doppelhebelsystem an einen umlaufenden Schleifring gepresst, der mit seinem unteren Drittel in die zu prüfende Flüssigkeit taucht. Die Drehzahl des Antriebsmotors und des mit ihm unmittelbar umlaufenden Schleifrings ist so bemessen, dass stets genügend Flüssigkeit in die Berührungsstelle (Reibverschleißstelle) zwischen

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

177

Prüfrolle und Schleifring eintreten kann. Bei umlaufendem Schleifring entstehen je nach Druckaufnahmevermögen der Flüssigkeit auf der Prüfrolle Anschliﬀﬂächen (elliptische Verschleißmarken), deren Größe von der Tragfähigkeit der Prüfﬂüssigkeit abhängig ist. Die scharf begrenzte Abriebﬂäche lässt eine genaue Ausmessung zu, was einer genauen Bestimmung des Lasttragevermögens der Prüfﬂüssigkeit zugute kommt. Die Druckaufnahmefähigkeit ist um so größer, je kleiner nach einer bestimmten Laufzeit oder -strecke (100 m des Umfangweges des Schleifringes) diese Verschleißmarke ist. Schmierstoﬀprüfgerät nach Brugger. Zur Durchführung eines Prüflaufes wird eine bestimmte kleine Menge des zu prüfenden Schmierstoﬀs auf die Reibrolle gegeben und ein zylinderförmiger Prüfkörper mit konstanter Kraft gegen die noch ruhende Reibrolle gepresst. Der Versuch wird gestartet, indem die Reibrolle in Drehung versetzt wird. Die Versuchsdauer beträgt 30 s. Die Belastbarkeit nach Brugger, gemessen in N/mm2 , ist der Quotient aus Anpresskraft des Prüfkörpers an die Reibrolle und der Größe der Abriebﬂäche am Prüfkörper [DIN00]. SRV-Gerät (Schwing-Reib-Verschleiß). Das Messprinzip besteht darin, dass auf einer geschliﬀenen oder geläppten Fläche (unterer Prüfkörper -– Gegenkörper) ein oberer Prüfkörper (Kugel – Punktkontakt, Zylinder stehend – Flächenkontakt, Zylinder liegend – Linienkontakt) oszillierend bewegt wird [DIN04b]. Zwischen den Prüfkörpern beﬁndet sich die zu untersuchende Substanz. Über die gesamte Testzeit hinweg wird der Reibwert aufgezeichnet. Daneben kann der Schmierstoﬀ und die Reibspur zum einen rein optisch beurteilt werden, zum anderen ist es auch möglich, die Reibspur zu vermessen. Der große Unterschied zu anderen Prüfverfahren in der Mineralölindustrie besteht beim SRV-Gerät darin, dass eine große Anzahl von Parametern verändert werden kann. Einstellbar sind neben der Prüfkraft (Anpressdruck) auch die Prüftemperatur, die Frequenz der Oszillation, die Amplitude (Weg, den der obere Prüfkörper zurücklegt) und die Prüfzeit. Zusätzlich ist es möglich, sowohl das Material der Prüfkörper, als auch deren Geometrie in einem weiten Spektrum frei zu wählen. Dadurch können auch Werkzeugbeschichtungen getestet werden. Diese Vielzahl von Variablen ermöglicht es, die Prüfbedingungen so einzustellen, dass das Praxisverfahren, für das der Schmierstoﬀ entwickelt wird, möglichst gut simuliert wird. 2.8.7.2 Geräte für die Beschichtungsprüfung. Da die Beschichtungstechnologie weitaus jünger ist, als dies bei Schmierstoﬀen der Fall ist, ist die Standardisierung hier bisher deutlich geringer. In der Praxis werden neben den Untersuchungen zur Schichtcharakterisierung, siehe Tabelle 2.17, jedoch häuﬁg einfache Reibversuche durchgeführt, um den Coulomb’schen Reibwert gegen Stahl oder das Verschleißverhalten zu ermitteln. Die Reibwertbestimmung erfolgt in einfachen Stift-Scheibe- oder KugelScheibe-Tribometern. Dabei werden ein zylindrischer Stift oder eine Kugel, die in der Regel aus 100 Cr 6 gefertigt sind, mit einer deﬁnierten Anpresskraft

178

2 Grundlagen

gegen eine beschichtete Scheibe gedrückt, welche sich mit deﬁnierter Rotationsgeschwindigkeit dreht. Das Ergebnis ist der mittlere Reibwert über eine Versuchszeit von mehreren Minuten oder Stunden. Weiterhin kann anhand des Verlaufs des Reibwerts auf das Einlaufverhalten der Schicht geschlossen werden. Bei den meisten Schichten fällt der Reibwert mit der Zeit ab und strebt gegen einen konstanten Minimalwert. Erst bei fortschreitendem Schichtverschleiß steigt der Reibwert wieder an. Im Falle eines adhäsiven oder kohäsiven Schichtversagens wird der Versuch vorzeitig abgebrochen. Durch eine Vermessung der Reibspur kann zudem auf das verschlissene Volumen geschlossen werden, welches als Verschleißkoeﬃzient angegeben wird. Der volumetrische Verschleißkoeﬃzient Vs ist deﬁniert als die Größe des Verschleißvolumens der beanspruchten Oberﬂäche dividiert durch den effektiven Gleitweg und die wirkende Normalkraft. Er wird mit der Einheit m3 /N m angegeben. Manchmal werden auch der planimetrische Verschleiß (Querschnittsﬂäche der Reibspur) oder der gravimetrische Verschleiß (Massenverlust) ausgewertet. In einigen Fällen wird auch das Kalottenschleifverfahren nach DIN V ENV 1071-6 angewandt [DIN02]. Der daraus resultierende abrasive Verschleißkoeﬃzient darf jedoch nicht mit dem verglichen werden, der in Stift-Scheibeoder Kugel-Scheibe-Versuchen ermittelt wird, da die Reibbeanspruchung anders geartet ist. Darüber hinaus kann der ﬂexibel einsetzbare SRV-Test zur Untersuchung der tribologischen Eigenschaften von Beschichtungen eingesetzt werden, siehe Abbildung 2.79 [DIN04b]. 2.8.7.3 Prüfverfahren für die Massivumformung. Um tribotechnische Werkstoﬀe und Schmierstoﬀe unter den anspruchsvollen Bedingungen von Massivumformprozessen zu testen, wurden eine Reihe von Modellversuchen entwickelt, mit welchen unterschiedlichste Massivumformprozesse simuliert werden können. Im Bereich der Massivumformung ist die Übertragbarkeit der Versuchsergebnisse von besonderer Bedeutung, da es schwierig ist, die tribologischen Bedingungen ausreichend genau nachzubilden. Neben der Berücksichtigung der charakterisierenden tribologischen Systemgrößen Flächenpressung (Kontaktnormalspannung), Relativgeschwindigkeit und Temperatur muss im Bereich der Massivumformung zusätzlich die Vergrößerung der Werkstückoberﬂäche berücksichtigt werden, welche die Mechanismen von Reibung und Verschleiß in entscheidenem Maße mitbeeinﬂusst. In Abbildung 2.81 sind typischen Kaltmassivumformprozessen einige verbreitete Modellversuche gegenübergestellt [LANG81a]. Ein Vergleich der charakterisierenden, tribologischen Systemgrößen hilft demnach bei der Auswahl des richtigen Modellversuchs. Abbildung 2.81 zeigt dies am Beispiel der relativen Flächenpressung pmax bezogen auf die Anfangsﬂießspannung kf 0 . Es wird deutlich, dass es nicht möglich ist, alle Kaltmassivumformverfahren gleich gut in Modellversuchen abzubilden. Insbesondere die extrem hohen Ansprüche des Napf-Rückwärts-Fließpressens (NRFP) können mit den

2.8 Tribologie in der Umformtechnik V e r jü n g e n

A b s tre c k g le itz ie h e n

H V F P

V V F P

S ta u c h e n

179

N R F P

r e la tiv e F lä c h e n p r e s s u n g F

m a x

/k

f0

1 0 8

U m fo rm v e rfa h re n 6 4

S c h m ie r s to ffp r ü fv e r fa h r e n 2

S tr e ife n z u g ( K a w a i)

S ta u c h e n ( N itte l)

S ta b z u g

( P a w e ls k i)

S tr e ife n z u g ( S c h lo s s e r )

S tr e ife n z u g ( W ie g a n d )

R in g s ta u c h e n (B u rg d o rf)

Abbildung 2.81: Vergleich der relativen Flächenpressung in Umforprozessen und Modellversuchen (nach Lange) [LANG81a]

vorgestellten Modellversuchen nicht erfüllt werden. Hier bietet es sich hingegen an, den Prozess selbst unter Laborbedingungen nachzubilden, wobei durchaus den Aufwand reduzierende Vereinfachungen getroﬀen werden können. [RUPP97] schlägt beispielweise das „freie Napfen“ vor. Hierbei handelt es sich um einen Napf-Rückwärts-Fließpressprozess ohne Matrize, wobei nicht ein Napf in ein einzelnes Werkstück sondern mehrere Näpfe nebeneinander in einen Draht mit rechteckigem Querschnitt oder in ein Stabhalbzeug eingebracht werden. Mit diesem Modellversuch kann die starke Oberﬂächenvergrößerung des realen Napfprozesses gut angenähert werden. Sie liegt bei dem Fünﬀachen des Ringstauchversuchs. [GRÄB83] schlägt zudem das Ziehdrücken (gleichzeitiges Verjüngen und Ziehen eines Streifens) vor, welches sich ebenfalls durch relativ hohe Flächenpressungen, Relativgeschwindigkeiten und Oberﬂächenvergrößerungen auszeichnet, auch wenn diese nicht so hoch ausfallen wie beim freien Napfen. Tabelle 2.18 zeigt in Ergänzung zu Abbildung 2.81 neben der relativen Flächenpressung die Werte der maximalen Relativgeschwindigkeit vR zwischen Werkzeug und Werkstück bezogen auf die Geschwindigkeit v0 des formgebenden Werkzeugs sowie die Oberﬂächenvergrößerung A1 /A0 des Werkstücks [GRÄB83]. Im Gegensatz zu den Untersuchungen in [LANG81a], siehe Abbildung 2.81, ist die Flächenpressung pmax hier nicht auf die Anfangsﬂießspannung kf 0 , sondern auf die mittlere Fließspannung kf m bezogen, wodurch die Kaltverfestigung des Werkstückwerkstoﬀs mit berücksichtigt wird. Obwohl es im Vergleich zum Ziehdrücken oder freien Napfen Einschränkungen hinsichtlich tribologischer Beanspruchung aufweist, stellt das Ring-

180

2 Grundlagen

Tabelle 2.18: Gegenüberstellung von charakterisierenden, tribologischen Systemgrößen für unterschiedliche Prozesse und Modellversuche der Massivumformung [GRÄB83, RUPP97] Prozess / Modellversuch

p¯max /kf m

vR /vW Z

A1 /A0

Verjüngen Abstreckgleitziehen Stauchen Hohl-Vorwärts-Fließpressen (HVFP) Voll-Vorwärts-Fließpressen (VVFP) Napf-Rückwärts-Fließpressen (NRFP)

1,4 1,6 3,4 3,2 3,8 5,2

1,5 2,3 2,4 5 5,7 6,3

1,2 2,2 4,5 4 2 11

Streifenzug (Kawai) Streifenzug (Wiegand) Streifenzug (Schlosser) Stabzug (Pawelski) Schrägstauchen (Nittel) Ringstauchen (Burgdorf) Ziehdrücken (Gräbener) freies Napfen (Rupp)

1,6 1,6 1,8 1,9 1,9 1,7 2,8 4,3

1,5 2 1,5 2 2 2,6 -

1,5 2,0 1,5 2,4 1,8 2,5 9

stauchen ein Prüfverfahren dar, welches einen guten Kompromiss zwischen Übertragbarkeit, Reproduzierbarkeit und Aufwand bildet. Es ist daher weit verbreitet und wird in der Literatur häuﬁg aufgegriﬀen, um Reibwerte für verschiedene Schmierungszustände zu erfassen [HORL89, KLOC04e, LI95]. Deshalb wird das Ringstauchen im Folgenden ausführlicher erläutert. Der Ringstauchversuch ist seit den 60er Jahren bekannt und ermöglicht eine zuverlässige experimentelle Ermittlung von Reibwerten (Reibzahl µ und Reibfaktor m) bei geringem Aufwand [BURG67]. Er eignet sich sowohl für Untersuchungen zur Kalt- als auch zur Warmumformung. Die ringförmige Probe besteht dabei aus einem zylindrischen Körper mit einem Loch in der Mitte, siehe Abbildung 2.82 links oben. Diese Probe wird zwischen zwei ebenen, parallelen Stauchplatten axial gestaucht, woraufhin die Geometrie ausgemessen und mit der Ausgangsgeometrie verglichen wird. Zwischen Innen- und Außendurchmesser kann sich beim Stauchen eine Fließscheide ausbilden, womit der Grenzradius rs bezeichnet wird, der die Probe in Bereiche entgegengesetzten Werkstoﬀﬂusses aufteilt, siehe Abbildung 2.82 links unten [BURG67]. Liegt große Reibung vor, verkleinert sich der Innendurchmesser und der Außendurchmesser wird größer. Bei geringer Reibung verlagert sich der Fließscheidenradius rs nach innen und der Innendurchmesser wird größer. Die Reibschubspannungen in der Kontaktﬂäche bewirken eine Verwölbung der freien äußeren Mantelﬂäche nach außen (Ausbauchung), während die innere Mantelﬂäche je nach Richtung des Werkstoﬀﬂusses nach innen oder nach außen ausbaucht. Die Größe der Ringproben muss sich an der zur Verfügung stehenden Presse anpassen. Die Begrenzung der maximalen Presskraft bedeutet gleich-

2.8 Tribologie in der Umformtechnik A u s g a n g s g e o m e tr ie D

A u s w e rte m o n o g ra m m 0 ,5 0

d 0

0

D 1

d

h

r

r s : F lie ß s c h e id e n r a d iu s

0

-0 ,3 0 s

1

d

n ie d r ig e R e ib u n g

0 ,1

-0 ,2 1

m

0 ,0 0 ,0 0 ,1 0 ,1 0 ,1 0 ,1 0 ,1 0 ,2

0 ,2

-0 ,1 1

h o h e R e ib u n g

D

0

0 ,3 0

(d 1-d 0)/d

E n d g e o m e tr ie

fü r R e ib fa k to r m

0 ,4 h

181

=

6

8

2

8

4

6

0 ,5 0 ,6

-0 ,1

-0 ,2

-0 ,3 -0 ,4 (h 1-h 0)/h 0

-0 ,5

-0 ,6

M o S 2-S p ra y 1

h

r s

1

K o m p le x e s te r a u f T r ig ly c e r id - B a s is M in e r a lö l ( S - , P - A d d itiv e ) T ro c k e n

Abbildung 2.82: Probengeometrie beim Ringstauchen und mittels FEM-Simulation berechnetes Monogramm zur Auswertung von Ringstauchversuchen; Reibfaktor m für verschiedene Schmierstoﬀe [KLOC04e]

zeitig eine Begrenzung des Ausgangsquerschnittes der Probe. Für die Ermittlung des zulässigen Ausgangsquerschnittes wird angenommen, dass die größte, im Ringstauchversuch auftretende Höhenabnahme εh = 0, 5 ist [BURG67]. Weiterhin sollte ein maximal zulässiger Formänderungswiderstand (Fließspannung) nach der Umformung von 2.000 MPa nicht überschritten werden. Für eine 200 t-Presse darf der Ausgangsquerschnitt somit nicht größer als 500 mm2 sein. Um unsymmetrische Verformungen zu vermeiden, ist eine möglichst große Wanddicke bzw. ein großes Verhältnis D0 /d0 anzustreben. Auf der anderen Seite sollte der Innendurchmesser nicht zu klein sein, was zu einem Schließen der Bohrung führen kann. Die Höhe ist nach oben hin durch Knickprobleme und nach unten durch einen unnötig hohen Formänderungswiderstand begrenzt. Unter Berücksichtigung der genannten Randbedingungen hat sich eine Ringgeometrie mit einem Außendurchmesser von 20 mm, einem Innendurchmesser von 10 mm und einer Höhe von 7 mm als geeignet erwiesen [BURG67]. Die Ober- und Unterkanten müssen in jedem Fall planparallel zueinander sein. Um die Reibwerte für durchgeführte Experimente bestimmen zu können, werden sogenannte Auswertemonogramme benötigt, die auf unterschiedliche Art und Weise, z. B. mit dem Obere-Schranke-Verfahren oder mit Hilfe der FEM ermittelt werden können, siehe Kapitel 2.4 und Kapitel 2.5 [LI95]. In der Berechnung des Ringstauchvorgangs wird dabei der Reibfaktor m in der Wirkfuge zwischen Null und Eins variiert. Dabei wird die Veränderung der auf die Reibung sensibel reagierenden Innendurchmesser berechnet und in

182

2 Grundlagen

Abhängigkeit vom Reibfaktor in einem Auswertungsnomogramm dargestellt, siehe Abbildung 2.82 rechts. Für einen Ringstauchversuch mit unbekannter Reibzahl oder Reibfaktor kann diese bei gemessenem Innendurchmesser dem Diagramm entnommen werden. Das Monogramm rechts in Abbildung 2.82 zeigt Ergebnisse aus Ringstauchversuchen bei verschiedenen Schmierungszuständen, in welchen mit der oben genannten Ringgeometrie gearbeitet wurde [KLOC04e]. Es ist zu berücksichtigen, dass die bestimmten Reibzahlen keine Absolutwerte, sondern Mittelwerte über die ganze Kontaktﬂäche zwischen Probe und Werkzeug darstellen, welche zusätzlich über den gesamten zurückgelegten Weg gemittelt sind. 2.8.7.4 Prüfverfahren für die Blechumformung. Zur Beurteilung der Reibungsverhältnisse zwischen Werkzeug und Blechwerkstoﬀ sind verschiedene Modellversuche entwickelt worden, mit denen die Einﬂüsse unterschiedlicher Schmiermittel und der Oberﬂächenbeschaﬀenheit des Bleches untersucht werden können. Streifenziehversuch. Der wichtigste Modellversuch zur Ermittlung und Beurteilung der Reibungsverhältnisse in der Blechumformung ist der Streifenziehversuch. Hierbei wird unterschieden in Streifenziehversuch mit und ohne Umlenkung. Beim Streifenziehversuch ohne Umlenkung, dem sogenannten Flachbahnversuch, wird ein Blechstreifen zwischen zwei Reibbacken, die mit einer deﬁnierten Normalkraft zusammengedrückt werden, durchgezogen. Die sich ergebende Reibkraft am Blechstreifen wird über eine messtechnische Einrichtung aufgenommen und so kann der Coulomb’sche Reibwert ermittelt werden. Anstatt einfacher Flachbacken ist es auch möglich beim Flachbahnversuch unterschiedliche Formelemente in die Reibbacken zu integrieren. Heutzutage werden sowohl der einfache Niederhalterbereich durch Flachbacken als auch Ziehwülste über entsprechende Formelemente in den Reibbacken abgebildet. Der in Abbildung 2.83 dargestellte Streifenziehversuch mit Umlenkung dient zur Untersuchung der Reibungsverhältnisse an der Ziehkante von Tiefziehwerkzeugen [WITT80]. In diesem Kurzprüfverfahren wird ein Streifen des zu untersuchenden Blechwerkstoﬀes mit deﬁnierter Streifenziehkraft FSZ über einen zylindrischen Formkopf, der die Ziehkante darstellen soll, gezogen. Die erforderliche Streifengegenkraft FSG wird durch die Gegenhaltevorrichtung aufgebracht und mit einem Kraftmessglied gemessen. Die Streifenziehkraft FSZ besteht aus der Summe von Gegenhaltekraft FSG , einer durch die Reibung verursachten Kraft FR und einer für das Biegen des Blechstreifens erforderlichen Kraft FSB , siehe Gleichung 2.96. FSZ = FSG + FR + FSB

(2.96)

Für die Bestimmung des Reibwertes mit Hilfe der Eytelwein’schen Gleichung, siehe Gleichung 2.98, muss jedoch die Streifenziehkraft FSZ um den Biegungsanteil FSB reduziert werden. Zur Ermittlung dieses Anteils wird ein

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

4

d re h b a r

fe s ts te h e n d

F

Z ie h k r a ft / k N

3

F 2

F

183

Z l

F

Z f

F

G l

F

S B

S B

F

+ F

S R

F

S B

S tr e ife n b ie g u n g s a n te il

S R

S tr e ife n r e ib u n g s a n te il

G f

1 0 0

1 0 0

2 0 0

3 0 0

F

4 0 0

F

S Z S G

: S tr e ife n z ie h k r a ft : S tr e ife n g e g e n k r a ft

Z ie h w e g / m m

B le c h s tr e ife n K u g e lg e le n k e F o r m k o p f F

G e g e n h a lte v o r r ic h tu n g F

B re m s b a c k e n B re m s k ö rp e r

K r a ftm e s s g lie d

S Z

S G

S p a n n b a c k e n

Abbildung 2.83: Streifenziehversuch [WITT80]

Blechstreifen über einen drehbar gelagerten Formkopf gezogen. Dadurch verschwindet der Reibungsanteil und durch Messung der Zieh- und Gegenhaltekraft kann auf den Biegungsanteil geschlossen werden: FSB = FSZ − FSG1 .

(2.97)

Mit den bei feststehendem Formkopf gemessenen Kräften FSG und FSZ ergibt sich der Streifenreibwert zu: µSZ =

FSZ − FSG1 2 . · ln FSG π

(2.98)

Eine Variation zum klassischen Streifenziehversuch stellt das von Pawelski entwickelte Gerät dar [PAWE64]. Hierbei können Reibungsmessungen unter großen speziﬁschen Flächenpressungen und großen plastischen Formänderungen durchgeführt werden, siehe Abbildung 2.84. Der Coulomb’sche Reibwert µ wird aus der Ziehkraft Fz , der Querkraft Fq und dem Ziehspalt-Öﬀnungswinkel α berechnet und stellt einen Mittelwert über die gesamte Probenbreite dar. Für den Reibwert gilt: µ=

Fz 2Fq

1+

− tan α

Fz 2Fq

· tan α

.

(2.99)

Zur Ermittlung des Reibwertes µ wird nur die Bedingung des statischen Gleichgewichtes benutzt, während Stoﬀgleichungen für das elastische oder plastische Verhalten der beiden Reibpartner nicht in die Berechnung eingehen.

184

2 Grundlagen

F

F

a F

F

a

q

n

R

F z

R

F n

F q

Abbildung 2.84: Schematische Darstellung des Versuchsaufbaus zur Reibwertbestimmung beim Abstreckziehen [PAWE64]

Abstreckziehversuch. Mit diesem Verfahren ist es möglich, die Güte verschiedener Schmiermittel beim Abstreckziehen zu beurteilen. Hierzu wird der am Abstreckring auftretende Reibwert µ über die beim Abstrecken wirkenden Einzelkräfte bestimmt, siehe Abbildung 2.85. Um konstante Kraftverhältnisse zu erhalten, wird ein bereits auf eine gleichmäßige Wandstärke abgestreckter und geglühter Napf verwendet. Während die Stempelkraft mit einer herkömmlichen Kraftmesseinrichtung ermittelt werden kann, erfolgt die Bestimmung der Horizontalkraft mit Hilfe einer elastizitätstheoretischen Gleichung über die Dehnung des Abstreckringes. Der Versuch erfordert somit einen relativ hohen messtechnischen Aufwand (Kraft- und Dehnungsmessung). Unter vereinfachenden Annahmen gilt für den Reibwert am Abstreckring folgende Bestimmungsgleichung: µ=

1

FSt Fh − + FFSt h

tan α

· tan α

.

(2.100)

Keilzugversuch. Im Keilzugversuch nach Reihle [REIH59] wird ein Blechstreifen zwischen zwei schräg zusammenlaufenden Ziehﬂächen hindurchgezogen, wobei der Anfangsquerschnitt A0 auf den Endquerschnitt A1 reduziert wird, siehe Abbildung 2.86. An den beiden Bremskörpern, die mit der Normalkraft FN auf den Probestreifen gepresst werden, wird in Ziehrichtung die Reibkraft FR gemessen. Die hier vorliegenden Beanspruchungsverhältnisse sind denen ähnlich, die beim Tiefziehen eines zylindrischen Hohlkörpers im Flansch auftreten. Der Reibungskoeﬃzient ergibt sich zu: µ=

FR . FN

(2.101)

2.8 Tribologie in der Umformtechnik

F

185

S t

S te m p e l a

A b s tr e c k r in g

D e h n u n g s m e s s s tr e ife n N ä p fc h e n

Abbildung 2.85: Schematische Darstellung des Versuchsaufbaus zur Reibwertbestimmung beim Abstreckziehen [SIEB54]

A 0

B le c h p r o b e

B re m s k ö rp e r

F

F N

F R

N

Z ie h flä c h e n

A F

1

Z

Abbildung 2.86: Schematische Darstellung des Versuchsaufbaus zur Reibwertbestimmung beim Keilzugversuch [REIH59]

3. Massivumformung

3.1 Kaltumformung Kennzeichnend für die Kaltumformung ist, dass die Umformung des Werkstücks bei Raumtemperatur beginnt und keine Erwärmung von außen erfolgt. Neben dieser technischen Deﬁnition gibt es auch eine metallphysikalische Deﬁnition nach der dann eine Kaltumformung vorliegt, so lange die Umformtemperatur des Werkstückwerkstoﬀs geringer ist als seine Rekristallisationstemperatur. Die beiden wesentlichen Verfahren der Kaltmassivumformung sind das Stauchen und das Fließpressen. 3.1.1 Stauchen 3.1.1.1 Einordnung und Bedeutung. Das Stauchen wird in DIN 8582 [DIN03b], „Fertigungsverfahren Umformen“, der Gruppe 2.1 „Druckumformen“ zugeordnet. Eine weitere Unterteilung dieser Gruppe erfolgt in DIN 8583-1 [DIN03c] in der die Fertigungsverfahren näher bezeichnet werden. Danach wird ein Freiformen als Stauchen bezeichnet, wenn eine Werkstückabmessung zwischen meist ebenen parallelen Wirkﬂächen, so genannten Stauchbahnen, vermindert wird. Dabei ist die Stauchbahn stets größer als die gedrückte Werkstückﬂäche [DIN03c]. Eine Besonderheit ist das Anstauchen, bei dem örtliche Stoﬀanhäufungen an einem Werkstück erzeugt werden. Dazu wird das Werkstück zu Teilen in einem Klemmgesenk eingespannt, so dass sich das Werkstoﬀvolumen nicht vollständig verformen kann, siehe Abbildung 3.1. Eine besondere Bedeutung hat das Stauchen als Modellversuch und dient unter anderem zur Ermittlung von Fließspannungen und Reibwerten. 3.1.1.2 Fertigungsbeispiele Stauchen. Das Stauchen wird in den meisten Fällen mit weiteren Umformoperationen kombiniert. In vielen Fällen werden bei Rohteilen, die mittels Sägen oder Scheren von Stangen oder Drahtabschnitten hergestellt wurden, planparallelen Flächen durch Anstauchen hergestellt. Dies ist eine zwingende Voraussetzung, damit eine Positionierung der Rohteile in weiteren Umformoperationen wie Schmieden oder Fließpressen möglich ist. Die Abbildung 3.2 zeigt verschiedene Massivbauteile, die unter anderem mittels Stauchen hergestellt werden. Dabei dient das

188

3 Massivumformung S ta u c h e n E n d fo rm

A n s ta u c h e n

A u s g a n g s fo rm

A u s g a n g s fo rm

E n d fo rm

S te m p e l S ta u c h b a h n K le m m g e s e n k / L o c h p la tte W e rk s tü c k S ta u c h p la tte

Abbildung 3.1: Verfahrensablauf Stauchen und Anstauchen

Stauchen der lokalen Materialanhäufung oder der Bauteilabﬂachung bzw. der Herstellung paralleler Flächen, an denen z. B. weitere Bauteile befestigt werden können.

Abbildung 3.2: Fertigungsbeispiele für Bauteile deren Fertigung eine Stauchoperation beinhaltet (Quelle: A.&.E Keller GmbH)

3.1 Kaltumformung

189

Die Fertigung von Schrauben, Muttern, Bolzen, napfförmigen Teilen usw. sind typische Herstellungsprozesse, bei denen das Stauchen zur Anwendung kommt. In Abbildung 3.3 ist die Einbindung dieses Prozesses abgebildet. Meist wird drahtförmiges Ausgangsmaterial eingesetzt. Dabei durchläuft der Draht zunächst eine in die Maschine integrierte Richtstation, in der er meist noch nachgezogen wird. Durch das Nachziehen wird einerseits ein stets gleich bleibender Durchmesser sichergestellt, andererseits wirkt sich bei anschließenden Stauchoperationen der Bauschinger-Eﬀekt positiv aus, da der Werkstoﬀ aufgrund der wechselnden Beanspruchungsrichtung bereits bei einer geringeren Spannung zu ﬂießen beginnt. Vom Draht wird nach dem Richten zunächst ein Stück abgeschert (Pos. 1) und durch automatische Zufuhreinrichtungen wird die erste Matrize damit beschickt (Pos. 2). In dem ersten Arbeitshub (Pos. 3) wird der Schraubenkopf angestaucht und der spätere Schraubenschaft mittels Fließpressen verjüngt. Nach diesem Arbeitshub wird das Teil zur nächsten Arbeitsstufe weitertransportiert (Pos. 4). Dort wird der Schraubenkopf in einem Fertigdöpper gestaucht und erhält seine Endkontur (Pos. 5). Abschließend wird das Fertigteil mittels Auswerfer aus der Matrize ausgeworfen (Pos. 6). Die Anzahl der Umformstufen ist von der Form des Teils und vom Werkstoﬀ abhängig. Beim Festlegen der Umformung je Stufe ist die Werkstoﬀverfestigung zu berücksichtigen, da bei solchen Maschinen keine Wärmebehandlung der Teile nach den einzelnen Umformungen möglich ist. F e r tig d ö p p e r

V o rs ta u c h e r M a tr iz e A u s w e rfe r

H a lb z e u g fe s te r A n s c h la g M e s s e r

F e r tig te il

Abbildung 3.3: Fließpressen von Schraubenrohlingen unter Zuhilfenahme von Stauchprozessen

In Abbildung 3.4 ist ein weiteres Beispiel gezeigt, bei dem das Stauchen als Zwischenoperation in die Stadienfolge eingebaut wird. Hierbei dient das

190

3 Massivumformung

Stauchen zur optimalen Materialvorverteilung, so dass die Werkzeugbelastungen in den folgenden Umformstufen gering sind.

4 0

8 0

~ 1 . D r a h ta b s c h n itt 2 . S ta u c h te il

1 0 0

3 . T e lle r r a d r o h lin g

4 . s p a n e n d fe r tig b e a r b e ite te s T e lle r r a d

Abbildung 3.4: Fertigung eines Tellerrades

3.1.2 Fließpressen Das Fließpressen wird ebenfalls wie das Stauchen in DIN 8582 [DIN03b] „Fertigungsverfahren Umformen“ der Gruppe 2.1 „Druckumformen“ zugeordnet. Nach DIN 8583-6 [DIN03g] deﬁniert sich das Fließpressen wie folgt: „Fließpressen ist Durchdrücken eines zwischen Werkzeugteilen aufgenommenen Werkstückes, z. B. Stababschnitt, Blechausschnitt, vornehmlich zum Erzeugen einzelner Werkstücke. Im Unterschied zum Verjüngen sind beim Fließpressen größere Formänderungen möglich“. Das Fließpressen wird entsprechend der verwendeten Werkzeugart in: • Fließpressen mit starrem Werkzeug und • Fließpressen mit Wirkmedien unterteilt, siehe Abbildung 3.5. 3.1.2.1 Einteilung und Besonderheiten der Fließpressverfahren. Innerhalb der beiden nach Werkzeugarten unterschiedenen Verfahrensgruppen sind Ordnungsprinzipien • die Richtung des Werkstoﬀﬂusses in Bezug auf die Wirkrichtung der Maschine und

3.1 Kaltumformung

191

D u rc h d rü c k e n

V e r jü n g e n E in te ilu n g d e r V e r fa h r e n

F lie ß p r e s s e n m it s ta r r e m

V o rw ä rts F lie ß p r e s s e n

V o ll

H o h l

W e rk z e u g

R ü c k w ä rts F lie ß p r e s s e n

N a p f

S tra n g p re s s e n E in te ilu n g d e r V e r fa h r e n

F lie ß p r e s s e n

V o ll

H o h l

N a p f

F lie ß p r e s s e n m it W ir k m e d ie n

Q u e rF lie ß p r e s s e n

V o ll

H o h l

H y d r o s ta tis c h e s V o r w ä r ts - F lie ß p r e s s e n

V o ll

H o h l

Abbildung 3.5: Einordnung und Bezeichnung der Fließpressverfahren

• die Form der hergestellten Werkstücke. Übergeordnetes Merkmal für die Einteilung der Verfahren ist die Richtung des Werkstoﬀﬂusses. Daraus folgt die Unterscheidung der Fließpressverfahren mit starrem Werkzeug in • Vorwärts-Fließpressen, • Rückwärts-Fließpressen und • Quer-Fließpressen. Das Charakteristische dieser Verfahren ist, dass das Werkstück mit Hilfe eines Stempels durch eine Matrize gedrückt wird und in dieser eine plastische Formänderung erfährt. Der Begriﬀ Matrize kennzeichnet dabei die Einheit von Aufnehmer und formgebender Werkzeugöﬀnung. Das Fließpressen mit Wirkmedien (hydrostatisches Fließpressen) unterscheidet sich vom Fließpressen mit starrem Werkzeug dadurch, dass das Werkstück mittels einer Flüssigkeit durch eine Matrize gedrückt wird. Der dafür notwendige Flüssigkeitsdruck im Werkzeug wird meist mit Hilfe einer Umformpresse erzeugt. Das Beaufschlagen der Flüssigkeit mit Druck kann jedoch auch auf andere Art, z. B. mittels einer Pumpe, erfolgen. Verfahrensbedingt ist bei Verwendung von Wirkmedien nur das Vorwärts-Fließpressen möglich. Die einzelnen Verfahrensvarianten sind durch die Richtung des Werkstoﬀﬂusses und die Grundform der Werkstücke eindeutig bestimmt. Einige Beispiele enthält Abbildung 3.6. Die stark vereinfachten Skizzen zeigen jeweils links die Ausgangsform des Werkstücks und die Anfangsstellung des Stempels. Die Teilbilder rechts veranschaulichen, in welche Richtung der Werkstoﬀ

192

3 Massivumformung

ﬂießt und welche Geometrie das Werkstück erhält. Die Pfeile kennzeichnen die Arbeitsbewegung des Stempels. S te m p e l M a tr iz e R o h te il (N a p f)

V o ll-

H o h l V o r w ä r ts - F lie ß p r e s s e n

G e g e n S te m p e l

V o ll Q u e r - F lie ß p r e s s e n

N a p f-

F lü s s ig k e it H o h l- S te m p e l

V o ll-

H o h lR ü c k w ä r ts - F lie ß p r e s s e n

N a p f-

M a tr iz e

H y d r o s ta tis c h e s H o h l- V o r w ä r ts F lie ß p r e s s e n

Abbildung 3.6: Fertigungsverfahren Druckumformen [DIN03b]

Das Vorwärts-Fließpressen mit starrem Werkzeug ist unterteilt nach der Form der hergestellten Werkstücke in die Verfahrensvarianten • Voll-Vorwärts-Fließpressen, • Hohl-Vorwärts-Fließpressen und • Napf-Vorwärts-Fließpressen. Bei allen drei Varianten sind die Richtung der Stempelbewegung und die des Werkstoﬀﬂusses gleich. In den übrigen Merkmalen unterscheiden sie sich wie in Tabelle 3.1 angegeben. Die als „Vollkörper“ bezeichneten Rohteile können Stababschnitte, Stangenabschnitte oder Blechausschnitte sein. Seitens des Werkzeugaufbaus und der Werkstückgestalt sind das NapfVorwärts-Fließpressen und das Hohl-Vorwärts-Fließpressen sehr ähnlich. Die Unterschiede liegen in der Form des Ausgangsmaterials und im Verwendungszweck der Teile nach dem Umformen. Beim Napf-Fließpressen wird aus einem Vollkörper ein Hohlkörper (Napf, Becher, Hülse) erzeugt. Beim Hohl-Fließpressen ist das Rohteil ein bereits vorgeformter Napf oder eine Hülse. Durch weitere Umformschritte entsteht daraus das Fertigteil. Beim Rückwärts-Fließpressen mit starrem Werkzeug werden ebenfalls drei Varianten unterschieden: • Voll-Rückwärts-Fließpressen,

3.1 Kaltumformung

193

Tabelle 3.1: Unterscheidungsmerkmale beim Vorwärts-Fließpressen [DIN03g] Verfahren

Ausgangsform

Endform

formgebende Werkzeugöﬀnung

Voll-VorwärtsFließpressen

Vollkörper

Vollkörper mit vermindertem Querschnitt

Matrize

Hohl-VorwärtsFließpressen

Napf oder Hülse

Hülse mit verminderter Wanddicke

Spalt zwischen Matrize und Stempel

Napf-VorwärtsFließpressen

Vollkörper

dünnwandiger Hohlkörper

Spalt zwischen Matrize und Gegenstempel

• Hohl-Rückwärts-Fließpressen und • Napf-Rückwärts-Fließpressen. Dabei sind der Werkstoﬀﬂuss und die Wirkrichtung der Maschine entgegengesetzt. Mit Ausnahme des Napf-Rückwärts-Fließpressens ﬁnden hohle Stempel Verwendung. Die übrigen Unterscheidungsmerkmale zeigt die Übersicht in Tabelle 3.2.

Tabelle 3.2: Unterscheidungsmerkmale beim Rückwärts-Fließpressen [DIN03g] Verfahren

Ausgangsform

Endform

formgebende Werkzeugöﬀnung

Voll-RückwärtsFließpressen

Vollkörper

Vollkörper mit vermindertem Querschnitt

Innenkontur des Stempels

Hohl-RückwärtsFließpressen

Napf oder Hülse

Hülse mit verminderter Wanddicke

Spalt zwischen Innenkontur des Stempels und Gegenstempel

Napf-RückwärtsFließpressen

Vollkörper

dünnwandiger Hohlkörper

Spalt zwischen Matrize und Stempel

Das Quer-Fließpressen unterscheidet sich vom Vorwärts- und RückwärtsFließpressen dadurch, dass der Werkstoﬀﬂuss nicht mehr mit oder entgegen der Wirkrichtung der Maschine verläuft, sondern quer dazu. Es wird unterschieden zwischen • Voll-Quer-Fließpressen und • Hohl-Quer-Fließpressen. Diese Verfahren ﬁnden Anwendung, wenn z. B. an Vollkörpern Ansätze mit vollem oder mit hohlem Proﬁl anzubringen sind, siehe Abbildung 3.6. Die formgebende Werkzeugöﬀnung für den Ansatz ist beim Voll-QuerFließpressen die Matrize, beim Hohl-Quer-Fließpressen die Matrize und ein

194

3 Massivumformung

Dom für die Innenkontur des Ansatzes. Um das Werkstück nach dem Bearbeiten wieder aus dem Werkzeug entnehmen zu können, muss die Matrize in beiden Fällen geteilt sein. Wird der Werkstoﬀﬂuss in radialer Richtung nicht durch eine Matrize gesteuert, so handelt es sich um ein Stauch- bzw. Anstauchprozess. Eine Variante des Vorwärts-Fließpressens ist das hydrostatische Fließpressen. Dabei erfolgt die Übertragung der Umformkraft auf das Werkstück nicht direkt mit Hilfe des Stempels, sondern indirekt mittels einer Flüssigkeit. Diese umschließt das Werkstück allseitig und drückt es durch die formgebende Matrize. Es sind Vollkörper und Hohlkörper herstellbar. Letztere jedoch nur, wenn ein Dorn benutzt wird. Durch die allseitige Aufbringung eines hydrostatischen Druckes bietet dieses Verfahren den Vorteil, das Umformvermögen zu steigern, da eine Rissentstehung hin zu höheren Umformgraden verschoben wird. Das Herstellen von Fließpressteilen, siehe Kapitel 3.1.2.3, verläuft meist in mehreren Stufen. Dabei können die genannten Fließpressverfahren in vielfältigen Kombinationen gleichzeitig oder nacheinander angewandt werden. Einige typische Grundformen von Fließpressteilen mit Bezeichnung der zugehörigen Verfahrensvarianten enthält die Abbildung 3.7.

e in z e ln e V e rfa h re n V o ll- V o r w ä r ts

V o ll- V o r w ä r ts

H o h l- V o r w ä r ts

N a p f-V o rw ä rts

V o ll- R ü c k w ä r ts

N a p f-R ü c k w ä rts

N a p f-R ü c k w ä rts

N a p f-R ü c k w ä rts

N a p f-R ü c k w ä rts N a p f-R ü c k w ä rts

N a p f-R ü c k w ä rts F la n s c h - S ta u c h e n

V o ll- R ü c k w ä r ts N a p f-R ü c k w ä rts 7 6

1 2 3

S ta d ie n fo lg e m it V e r fa h r e n s k o m b in a tio n R o h te il

V o ll- V o r w ä r ts F lie ß p r e s s e n

V o rs ta u c h e n

N a p f-R ü c k w ä rts F lie ß p r e s s e n

F e r tig s ta u c h e n

Abbildung 3.7: Verfahrenskombinationen bei der Herstellung von Fließpressteilen

3.1.2.2 Fließpresswerkzeuge und Werkzeugauslegung. Die wirtschaftliche Erzeugung maßgenauer Teile mit guten Oberﬂächen wird gerade beim Fließpressen entscheidend von der Gestaltung der Werkzeuge und der Auswahl geeigneter Werkzeugbaustoﬀe für die einzelnen Werkzeugkomponenten

3.1 Kaltumformung

195

beeinﬂusst. Diese Komponenten erfüllen im Werkzeug unterschiedliche Funktionen, die voneinander abweichende Anforderungen an die Werkzeugbaustoffe stellen. Von der Form des herzustellenden Werkstücks wird die Gestalt von Stempel, Matrize und Gegenstempel bestimmt, siehe Abbildung 3.8 und Abbildung 3.9. Diese Teile kommen beim Fließpressen direkt mit dem Werkstück in Kontakt und sind hohen Beanspruchungen ausgesetzt.

W e rk s tü c k

S c h r u m p fr in g

S te m p e l

M a tr iz e

G e g e n s te m p e l D r u c k p la tte

Abbildung 3.8: Schematischer Werkzeugaufbau zum Napf-Vorwärts-Fließpressen (nach Kunogi)

W e rk s tü c k

S c h r u m p fr in g e

A u s w e rfe r

S te m p e l

M a tr iz e

G e g e n s te m p e l

Abbildung 3.9: Schematischer Werkzeugaufbau zum Napf-Rückwärts-Fließpressen [VDI97]

196

3 Massivumformung

Die Umformkraft wirkt in radialer und in axialer Richtung auf das Werkzeug. Axiale Druckspannungen werden in Form einer Kraft in die Presse eingeleitet. Die radiale Komponente wirkt dagegen als Innendruck auf die Innenwand des hohlen Werkzeugs. Treten an den Innenﬂächen der Matrizen Pressungen von mehr als 1.000 MPa auf, so ist eine Armierung der Matrizen mit Hilfe von Schrumpfringen erforderlich, siehe Abbildung 3.8 und Abbildung 3.9. Sie werden so ausgelegt, dass an den Matrizeninnenseiten Druckspannungen entstehen. Während des Fließpressens erfolgt eine teilweise oder vollständige Kompensation dieser Druckspannungen durch die entgegengerichteten Prozessspannungen. Bei der Werkzeugauslegung ist anzustreben, dass beim Arbeitshub möglichst eine Restdruckspannung erhalten bleibt. Dadurch wird die Lebensdauer der Werkzeuge günstig beeinﬂusst. Dies triﬀt insbesondere für Werkzeuge aus gehärtetem Schnellarbeitsstahl und Hartmetall zu, da diese Werkzeugwerkstoﬀe keine größeren Zugspannungen aufnehmen können. Je nach Fließpressverfahren drückt der Stempel das Werkstück durch eine Matrize (Voll-Vorwärts-Fließpressen) oder er formt eine Innenkontur (NapfFließpressen). Dabei ist er im gesamten Querschnitt hohen Druckbelastungen ausgesetzt. Durch Reibkräfte, die bei der Berührung mit dem Werkstück entstehen, liegen in der Randzone des Stempels Zuglastspannungen vor. Daher muss der Stempel über eine möglichst hohe Wechselfestigkeit verfügen. Belastungen, die ohne plastische Verformung der Werkzeuge ertragen werden können, liegen etwa bei σmax = 3.000 MPa. Die Gegenstempel unterliegen prinzipiell ähnlichen Beanspruchungen wie die Stempel. Wesentlich niedriger beansprucht sind die Auswerfer, die zum Entfernen der Werkstücke oder der Butzen (bei Lochoperationen) benötigt werden. Die Beanspruchungen von Fließpresswerkzeugen können sich zusammensetzen aus Zug, Druck, Schub, Biegung, Reibung, Oxidation und thermischer Wechselbelastung. Der beim Gebrauch der Werkzeuge entstehende Verschleiß bewirkt in der Regel eine Zunahme der jeweils auftretenden Werkzeugbeanspruchung. Davon können verschiedene Teile oder Bereiche der Werkzeuge besonders stark betroﬀen sein. Kritische Stellen im Werkzeug liegen vor allem dort vor, wo größere Querschnittsänderungen am Werkstück vorhanden sind, siehe Abbildung 3.10. Die Werkzeugbeanspruchung ist umso größer, je kleiner die Kontaktﬂäche im Umformbereich ist. Die Herstellung von Bauteilen durch Kaltﬂießpressen setzt Fertigungseinrichtungen für folgende Arbeitsgänge voraus: • • • • •

Rohteilherstellung (als Ronden, Stangenabschnitte o. ä.), Wärmebehandlung (Glühen), Oberﬂächenbehandlung (Phosphatieren, Schmieren etc.), Umformung (Pressen) und Nachbearbeitung und Kontrolle.

Bei der Erstellung eines Stadienplanes, in dem die gesamte Bearbeitungsfolge festgelegt ist, wird eine Pressteilzeichnung entwickelt, in der die gefor-

3.1 Kaltumformung

197

S c h u lte r ö ffn u n g s w in k e l : 2 a = 3 0 =

=

2 a = 6 0

D = 2 0 m m 9 0

6 0

3 0

0

0

0

0

0

d = 1 0 m m

1 0 0 0

R a d ia ls p a n n u n g

W e rk s to ff :

2 a = 9 0 =

0 0

S 2 3 5 J R Q

s

2 0 0 0 r

/ M P a

0

1 0 0 0

2 0 0 0

A x ia ls p a n n u n g

s

3 0 0 0 z

/ M P a

U m fo rm g ra d : j = 1 ,4

Abbildung 3.10: Matrizenbeanspruchung beim Voll-Vorwärts-Fließpressen (nach Geiger)

derten Maße mit ihren Toleranzen, die Übergänge mit Schrägen und Radien, der Werkstoﬀüberlauf und der zulässige Mittenversatz eingetragen sind. Die Festlegung der einzelnen Pressstufen erfolgt von der Pressteilzeichnung rückwärts bis hin zum Rohteil. Dies geschieht unter Berücksichtigung folgender Gesichtspunkte [SPUR84]: • Grenzformänderung für das jeweilige Umformverfahren, gegeben durch – die Belastbarkeit der einzelnen Werkzeugelemente. Dabei wird angestrebt, jede Umformstufe gleichmäßig zu belasten, um einen erhöhten Verschleiß in einer Stufe zu vermeiden. [JAHN81,VDI99a] enthalten Angaben über die Grenzformänderungen, die mit den unterschiedlichen Fließpressverfahren erzielt werden können. – das Umformvermögen des Werkstückstoﬀs, siehe Kapitel 2.3.7 auf Seite 32 • Begrenzte Möglichkeiten der einzelnen Umformverfahren zur – Formänderung (Werkstoﬀﬂuss) Nur die wenigsten Pressteile können in einem Arbeitsgang nach einem der Grundverfahren des Fließpressens hergestellt werden. Meistens sind unter Beachtung des verfahrensspeziﬁschen Werkstoﬀﬂusses mehrere Umformstufen (unter Umständen mit Zwischenglühen) erforderlich. – Stoﬀeigenschaftsänderung An das Pressteil können zusätzliche Forderungen, z. B. erhöhte Festigkeit, gestellt werden. • Begrenzte Möglichkeiten der einzelnen Umformverfahren zur Beherrschung der Form- und der Stoﬀeigenschaftsänderung

198

3 Massivumformung

Pressteile mit sehr engen Form- und Maßtoleranzen erfordern deshalb häuﬁg eine auf diese Toleranzen besonders abgestimmte Bearbeitungsfolge mit zum Teil zusätzlichen Kalibrierstufen. • Ungünstiger Werkstoﬀﬂuss Liegen ungünstige Bedingungen für den Werkstoﬀﬂuss vor, so können diese zu Fehlern am Werkstück, wie „Chevrons“, Falten, etc. führen. Chevrons sind V-förmige Risse, die z. B. beim Voll-Vorwärts-Fließpressen im Werkstoﬃnneren auftreten können. Fehler dieser Art lassen sich häuﬁg durch eine Änderung der Arbeitsvorgangsfolge beheben. Durch das Festlegen der Stadienfolge sind Form und Abmessungen der einzelnen Pressstufen eines Fließpressteils und damit auch die formgebenden Arbeitsﬂächen der Werkzeugaktivteile festgelegt. Die Belastbarkeit der Fließpresswerkzeuge begrenzt nicht nur die erreichbaren Umformgrade, sondern auch die erreichbaren Standmengen. Die richtige konstruktive Gestaltung, die Wahl geeigneter Werkzeugwerkstoﬀe und Verschleißschutzbehandlungen sowie eine optimale Werkzeugherstellung sind damit eine wesentliche Voraussetzung zur Erzielung wirtschaftlicher Werkzeugstandzeiten. An die Werkzeugbaustoﬀe werden verschiedenartige Anforderungen gestellt. Diese sind abhängig vom Werkzeugteil (Stempel, Matrize, Auswerfer, Armierung), vom Werkstückwerkstoﬀ sowie von der Umformtemperatur abhängig. Nicht vernachlässigt werden darf, dass vor allem bei der Herstellung komplizierter Werkzeuggeometrien eine ausreichend gute Zerspanbarkeit der Werkzeugbaustoﬀe gegeben sein muss, damit die Werkzeugkosten geringe gehalten werden können. Im Einzelnen sind folgende Eigenschaften von Werkzeugbaustoﬀen für Fließpresswerkzeuge von besonderer Bedeutung: • • • • • • • • •

Gleichmäßigkeit und Isotropie des Gefüges weitgehende Maßbeständigkeit beim Härten und Vergüten gute Anlassbeständigkeit Warmfestigkeit und -zähigkeit Warmrissunempﬁndlichkeit Temperaturwechselbeständigkeit Oxidations- und Korrosionsbeständigkeit hoher Verschleißwiderstand Formbeständigkeit im Einsatz

Da Werkzeugbaustoﬀe immer nur Teile dieser Eigenschaften in sich vereinen, ist die Auswahl dem jeweiligen Anwendungsfall entsprechend vorzunehmen. Einen Überblick über die Eigenschaften, Vor- und Nachteile sowie die Einsatzgebiete der unterschiedlichen Werkzeugwerkstoﬀe gibt Kapitel 2.7.2. Die heute vorwiegend für die Herstellung von Fließpresswerkzeugen verwendeten Stähle sind in Tabelle 3.3 zusammengestellt. Sie werden ausschließlich im vergüteten Zustand eingesetzt.

3.1 Kaltumformung

199

Tabelle 3.3: Stähle für Fließpresswerkzeuge (nach Thyssen) Werkstoﬀbezeichnung

Härtung / Vergütung

Härte HRC

100 V 1 115 CrV 3 145 V 33

Abschreckung in 60–64 Wasser, Anlassen Schalenhärter

Fließpresswerkzeuge für geringe Beanspruchungen Auswerfer

90 MnCrV 8 55 NiCr 10 X 45 NiCrMo 4

Abschreckung in 58–62 Öl, Anlassen 52–58 Schalenhärter 47–52

Stempeldruckstücke, Führungsringe Stempel, Gegenstempel, Matrizen Schrumpfringe, Druckplatten

X 155 CrVMo 12 1 X 210 Cr 12

Abschreckung in 54–62 Öl oder Luft 56–62

Stempel, Gegenstempel, Matrizen Druckstücke, Führungsplatten

X 3 NiCoMo 18 8 5 martensitisch X 3 NiCoMoTi 18 9 5 aushärtbar HS 6-5-2 C HS 2-10-1-8 HS 10-4-3-10

50–54 54–56

Abschreckung in 58–65 Öl oder Salzbad 62–67 mehrmaliges 62–67 Anlassen

Anwendungsbeispiele

Schrumpfringe Schrumpfringe, Stempeldruckplatten Stempel, Gegenstempel, Matrizen Stempel, Stempelköpfe Stempel, Stempelköpfe

Zur Erhöhung der Verschleißfestigkeit und zur Verringerung der Klebeneigung zwischen Werkstück und Werkzeug können Oberﬂächenbehandlungen besonders hoch beanspruchter Werkzeugteil zielführend sein. Dazu werden Schichten auf die Oberﬂächen aufgebracht, die sich durch eine hohe Härte, aber auch durch eine entsprechende Sprödheit auszeichnen. Damit ein Abplatzen unter Belastung vermieden wird, dürfen sie bestimmte Dicken nicht überschreiten. Beim Nitrieren sind dies etwa 25 µm, bei den karbidischen sowie titan- und chrombasierten Hartstoﬀschichten etwa 5 µm bis 9 µm. Hartmetalle verfügen über eine hohe Härte und Verschleißfestigkeit. Für Fließpressmatrizen werden in erster Linie die Sorten G 30 bis G 55 eingesetzt, siehe Tabelle 3.4. Entsprechend ihrer Eigenschaften haben diese Sorten bevorzugte Einsatzgebiete.

Tabelle 3.4: Hartmetalle für Fließpresswerkzeuge Sorte

Zusammensetzung Härte WC TiC+ Co TaC % % %

HV 30

G 30

82

3

12

G 40

77

3

G 55

75

–

BiegeDruckAnwendungsbeispiele festigkeit festigkeit

MPa

MPa

1.200

2.400

4.100

20

1.050

2.600

3.800

25

850

2.800

3.000

Loch- und Formstempel, Fließpressdorne Fließpressmatrizen, Fließpressstempel (bei geringer Biegebeanspruchung) Vor- und Fertigstaucher, Fließpresswerkzeuge (Standardsorte zum Fließpressen)

200

3 Massivumformung

In Fließpresswerkzeugen dürfen Hartmetalle nur Druckbeanspruchungen ausgesetzt sein, da sie nur geringe Zugspannungen ertragen. Dementsprechend sind auch Biegebeanspruchungen nur in einem geringen Maße zulässig. Bei der Gestaltung der Werkzeuge ist daher große Sorgfalt auf die Armierung zu legen. Des Weiteren sind Schrägen, Radienübergänge und Matrizenteilungen ebenfalls so auszubilden, dass Zug- und Biegebeanspruchungen im Hartmetall nicht auftreten. Einige typische Gestaltungsbeispiele veranschaulicht die Abbildung 3.11. Nur bei Werkzeugkonstruktionen, die den speziellen Eigenschaften von Hartmetall angepasst sind, können dessen überlegene Verschleißfestigkeit und Temperaturbeständigkeit voll zur Wirkung kommen. Bei überwiegender Verschleißbeanspruchung können mit Matrizen, die mit Hartmetall bestückt sind, zehn- bis vierzigfache Standmengen gegenüber Werkzeugstahl erreicht werden. u n g ü n s tig

g ü n s tig 5 - 1 0 m m

a /2

a /2

S ta h l

L

D

H a r tm e ta ll

g ü n s tig : L < D u n g ü n s tig : L > D

Abbildung 3.11: Gestaltung von Hartmetalleinsätzen für das Fließpressen (nach Kraft)

Allgemein sind bei der Werkzeuggestaltung folgende Gesichtspunkte zu berücksichtigen: • Fließpressmatrizen müssen je nach Beanspruchung einfach oder mehrfach armiert werden. • Fließpressdorne sollen zur Verringerung ihrer Biegebeanspruchung so kurz wie möglich sein. • Es muss eine genaue Führung des Fließpressstempels zur Matrize gewährleistet werden. • Verschleißteile sollen so leicht wie möglich auswechselbar sein.

3.1 Kaltumformung

201

Die Grenzbelastungen von Fließpresswerkzeugen sind in Tabelle 3.5 und Tabelle 3.6 zusammengefasst.

Tabelle 3.5: Grenzwerte des Innendruckes pi unterschiedlich armierter Fließpressmatrizen [LANG90b] Matrizenarmierung

Grenzwert pi / MPa

nicht armierte Matrizen einfach armierte Matrizen mit Stahlkern einfach armierte Matrizen mit Hartmetallkern doppelt armierte Matrizen mit Stahlkern doppelt armierte Matrizen mit Hartmetallkern

1.000 1.600 1.500 2.200 2.000

Tabelle 3.6: Grenzwerte der bezogenen Stempelbelastung p¯St für Fließpressstempel und Fließpressdorne Werkzeug

Grenzwert p¯St / MPa

für Stempel und Dorne aus Werkzeugstählen für Fließpressstempel aus hochlegiertem Schnellarbeitsstahl

1.800 2.500

Die Gestaltung von Fließpressstempeln und -dornen sowie Fließpressmatrizen für die in der Praxis am häuﬁgsten angewendeten Fließpressverfahren zeigt Abbildung 3.12. Den prinzipiellen Aufbau von Werkzeugen für die Kaltmassivumformung verdeutlicht Abbildung 3.13 am Beispiel eines Werkzeuges zum Voll-Vorwärts-Fließpressen von Stahl. Von den beiden beim Umformvorgang direkt mit dem Werkstück in Berührung stehenden Bauelementen eines Fließpresswerkzeuges lässt sich der Stempel hinsichtlich einer weitgehend optimalen Beanspruchung und eines geringen Verschleißes in der Regel ohne große Schwierigkeiten auslegen. Eine beanspruchungsgerechte Gestaltung der Matrize stellt dagegen eine erheblich höhere Anforderung dar. Bestimmende Einﬂussgrößen für die Gestaltung von Fließpressmatrizen sind die beim Umformvorgang auftretenden Beanspruchungen, siehe Abbildung 3.14. Matrizen werden beim Pressvorgang vor allem durch hohe Innendrücke belastet, die über die Bohrungslänge variieren. Die maximalen Drücke konzentrieren sich in der Zone der Innenbohrung, in der sich das Werkstück beﬁndet. Da der Innendruck auf die Matrize von dem Werkstück ausgeht, verändert sich während des Umformvorgangs sowohl der Innendruck als auch die Druckraumhöhe. Unter den vereinfachenden Voraussetzungen, wie stationäre Beanspruchung, gleichmäßige Innendruckverteilung und keine Eigenspannungen, können Spannungsberechnungen durchgeführt

202

3 Massivumformung N a p f - R ü c k w ä r ts - F lie ß p r e s s e n S tä h le g

L e ic h tm e ta lle

b 2 m m

b is 5 m m

0 ,5 m m

b is 3 m m

R

a d 0 ,4 -0 ,6 d

a

b

b

0 ,0 5 m m

b

0 ,1 5 m m

b is 0 ,0 2 m m

5 ° b is 1 5 °

5 ° b is 1 5 °

d

< 2 0 °

< 2 0 °

3 ° b is 5 °

R > 3 d

g

F lie ß p r e s s s te m p e l, -d o rn

d

2 a

2 a

V o ll - V o r w ä r ts - F lie ß p r e s s e n R

b

r

a

4 0 ° b is 1 3 0 2 m m

a

0 ,0 5 m m b g

b is 1 8 0 ° 0

b is 5 m m

2 m m

b is 0 ,2 m m

b is 3 m m

0 ,1 5 m m

< 2 0 °

< 2 0 °

g M a tr iz e

R > r

Abbildung 3.12: Richtwerte für Fließpressstempel und Matrizen

G r u n d p la tte S te m p e lh a lte r S te m p e l

M a tr iz e Z w is c h e n r in g S c h r u m p fr in g Z e n tr ie r r in g M a tr iz e Z w is c h S c h ru m K le m m D ru c k h A u s w e D ru c k p

e n r in g p fr in g r in g ü ls e rfe r la tte

Abbildung 3.13: Werkzeugaufbau für das Voll-Vorwärts-Fließpressen

3.1 Kaltumformung

203

werden, bei denen ein dickwandiger Hohlzylinder zugrunde gelegt wird. Unter Vernachlässigung von Axialspannungen ergeben sich unter dem Innendruck pi Tangential- und Radialspannungen (σt und σr ), wie sie in Abbildung 3.15 dargestellt sind [SPUR84]. G e s ta ltu n g u n d A u s le g u n g v o n M a tr iz e n E in flu s s fa k to r e n U m - V e - T e - G e - S c

fo rm v o rg a n g rfa h re n m p e ra tu r s c h w in d ig k e it h m ie r u n g

W e rk s tü c k - W e rk s to ff - R o h te il - F e r tig te il

W e rk z e u g - G r u n d g e s te ll - W e rk s to ff - N o rm e n

M a s c h in e - E in b a u m a ß e

M a tr iz e

B a u a rt T e ilu n g

W e rk s to ffe

A b m e s s u n g e n A r m ie r u n g

M a tr iz e

A r m ie r u n g s r in g e

Abbildung 3.14: Einﬂussfaktoren auf die Gestaltung und Auslegung von Matrizen

Im Bereich der Innenwand des dickwandigen Hohlzylinders sind die Beträge der Spannungen σt und σr annähernd gleich groß und nehmen den Wert des Innendrucks an. Nach der Fließbedingung von Tresca (Schubspannungshypothese) darf der Innendruck nicht größer sein als die halbe Streckgrenze des Werkzeugstahls. Um jedoch auch höheren Drücken standzuhalten, muss an der Innenwand im drucklosen Zustand eine tangentiale Druckspannung herrschen, so dass sich unter Innendruck eine geringere resultierende Tangentialspannung einstellt als ohne Vorspannung. Erzeugt wird eine solche Vorspannung durch einen oder mehrere Armierungsringe, deren Bohrung um das Haftmaß kleiner ist als der Außendurchmesser des jeweiligen Innenrings. Wie in Abbildung 3.16 dargestellt, ergibt sich die resultierende Spannung aus der Summe von Vorspannung und der durch den Innendruck hervorgerufenen Spannung. In Abbildung 3.17 sind verschiedene Ausführungsformen von Pressverbänden dargestellt. Die zylindrische Fuge hat den Vorteil der leichteren Herstellung, jedoch sind aufgrund der maximal möglichen Erwärmung nur bezogene Übermaße von ρ < 0, 4% möglich. Bei kegeligen Ausführungen bildet die Dehngrenze der Armierungsringe die Grenze für das Übermaß. Der kegelige Sitz bieten weiterhin die Vorteile des leichteren Fügens und Lösens.

204

3 Massivumformung

2 ,0 D : A u ß d e s d : In n e d e s p i : In n e

1 ,5

s

/ p v

i

1 ,0 s

0 ,5 t

/ p i

D

s p

r

/ p

s i

-0 ,5

i

t

s 0

d

s

v

v

d u r lin d u rc lin d ru c

c h m e s s e r e rs h m e s s e r e rs k

: R a d ia ls p a n n u n g r

s

e n Z y n d Z y n d

: T a n g e n tia ls p a n n u n g : V e r g le ic h s s p a n n u n g = s t

- s r

Z a h le n w e r te g ü ltig fü r D /d = 4

-1 ,0

Abbildung 3.15: Theoretischer Spannungsverlauf in einem dickwandigen Hohlzylinder unter Innendruck [SPUR84] D o p p e lte A r m ie r u n g

E in fa c h e A r m ie r u n g s

p

s

p i

r

s

s t

- s o h n e ü b e r la g e r te n In n e n d r u c k m it ü b e r la g e r te n In n e n d r u c k

i

s r

p

: In n e n d r u c k i

s

: R a d ia ls p a n n u n g r

s

t

t

: T a n g e n tia ls p a n n u n g

Abbildung 3.16: Theoretischer Spannungsverlauf bei einfacher (links) und doppelter (rechts) Armierung ohne und mit Innendruck [SPUR84]

3.1 Kaltumformung

205

A r m ie r u n g

e in fa c h

z y lin d r is c h

k e g e lig H a r tm e ta ll S ta h l

z w e ifa c h

d o p p e lt k e g e lig

z y lin d r is c h k e g e lig

Abbildung 3.17: Ausführungsbeispiele für Pressverbände

Die Anzahl der Armierungsringe richtet sich nach dem in der Matrize beim Umformen auftretenden Innendruck, siehe Tabelle 3.7, den verwendeten Werkzeugwerkstoﬀen und dem zur Verfügung stehenden Bauraum.

Tabelle 3.7: Erhöhung des zulässigen Innendruckes durch Armieren [VDI86] Kenngröße

Matrize nicht armiert

einfach-armiert

zweifach-armiert

0,20 0,20 — —

0,20 0,44 0,45 —

0,20 0,56 0,58 0,61

σv1,zul / MPa σv2,zul / MPa σv3,zul / MPa

1.500 — —

1.500 1.400 —

1.500 1.400 1.300

pi,zul / MPa

690

1.160

1.395

0 1 2 3

= = = =

di /Da di /d1 d1 /d2 d2 /Da

Die Wirtschaftlichkeit der Verfahren der Massivumformung wird in erster Linie durch die Standzeit der Werkzeugelemente bestimmt. Diese ist von vielen Faktoren abhängig. Die wichtigsten sind: • das Verfahren (Vorwärts-, Rückwärts-, Voll-, Hohl-, Quer-Fließpressen), • der Werkstückwerkstoﬀ (Festigkeit, verschleißformende Einschlüsse, Oberﬂächenbeschaﬀenheit), • der Umformgrad,

206

• • • • •

die die die die die

3 Massivumformung

Reibverhältnisse, Gestalt des Werkzeugs (teileabhängig), konstruktive Auslegung des Werkzeugs, Eigenschaften der Werkzeugbaustoﬀe und geforderte Maßgenauigkeit und Oberﬂächengüte der Werkstücke.

Aus diesem Grund sind folgende Angaben nur Anhaltswerte: Entsprechend den typischen Belastungsarten sind die Hauptursachen des Versagens von Stempel und Matrize unterschiedlich. Am Stempel treten überwiegend Druckschwellbelastungen auf. Die Standmengen von Stempeln aus HSS betragen beim Voll-Vorwärts-Fließpressen von Stahl bis etwa 0,4 % Kohlenstoﬀ bis zu 100.000 Werkstücke. Beim Hohl-Vorwärts-Fließpressen liegen sie zwischen 50.000 und 100.000. Dabei gilt der kleinere Wert für Vergütungsstähle bis etwa 0,4 % Kohlenstoﬀ (C 35 C, 30 CrNiMo 8, 41 Cr 4) [SPUR84]. Diese Standmengen sind gleichbedeutend mit der Anzahl von Lastwechseln, die auf den Stempel wirken. Beim Fließpressen von Stahl ist der Stempel hohen Druckbelastungen von bis zu 3.000 MPa ausgesetzt, dass Ermüdungserscheinungen auftreten, die schließlich zum Bruch führen. Beim Verpressen von Leichtmetallen treten geringere Stempelbelastungen auf. Sind stark abrasiv wirkende Einschlüsse vorhanden, steht der abrasive Verschleiß als Ursache für das Versagen im Vordergrund. Auch die Matrizen unterliegen einer dynamischen Beanspruchung. Sie erreichen beim Verpressen weicher Stähle Standmengen zwischen 30.000 und 100.000 Stück. Bei unlegierten Stählen mit mehr als 0,35 % Kohlenstoﬀ und bei legierten Stählen sind die Standmengen niedriger. Sie betragen dann noch 5.000 bis 20.000 Stück. Die Matrizen versagen meist durch Querbrüche. Diese entstehen durch Spannungsspitzen oder Spannungsgradienten, die sich aufgrund der vom Werkstück auf die Matrize übertragenen Kräfte ausbilden. Eine Verringerung der maximalen Spannungen ist durch eine Querteilung der Matrize erreichbar [SU94]. Bei sehr hoher Matrizenbelastung und bei Überlastung entstehen Längsbrüche. Die Gefahr von Längsbrüchen wird dann verstärkt, wenn eine hohe Druckbelastung in der Nähe der Matrizenstirnﬂäche der auftritt. Dies ist fast immer bei Kopfstauchmatrizen für Schrauben oder Bolzen der Fall. Eine radiale Vorspannung der Matrize im Bereich der Stirnﬂächen kann diese Gefahr nur in begrenztem Umfang vermindern. 3.1.2.3 Fertigungsbeispiele Fließpressen. Zur Herstellung von Fließpressteilen sind für gewöhnlich mehrere Arbeitsgänge erforderlich, siehe Abbildung 3.18. Wird das Ausgangsmaterial nicht kontinuierlich zugeführt, wie es z. B. beim Verarbeiten von Draht zu Fließpressteilen der Fall ist, so muss zunächst ein Rohteil, wie z. B. ein Stangenabschnitt, durch Abscheren oder Sägen hergestellt werden. Das Scheren ist im Vergleich zum Sägen schneller und preiswerter, bewirkt aber eine Verfestigung an den Scherﬂächen, die unerwünscht ist, und es lässt sich nur bis zu mittleren Durchmessern anwenden. Das Sägen ist langsam, und es geht dabei Werkstoﬀ verloren. Vorteilhaft ist

3.1 Kaltumformung

207

aber, dass praktisch keine Oberﬂächenverfestigung auftritt. Aus wirtschaftlichen Gründen wird, wann immer möglich, das Scheren zur Herstellung von Stangen- oder Drahtabschnitten angewendet. Im Anschluss daran wird meist noch leicht angestaucht, um planparallele Rohteile zu erhalten.

1 . H e r s te lle n d e s R o h lin g s 1 a .W B P S

2 . R ü c k w ä rts flie ß p r e s s e n

2 a .R e ic h g lü h e n , B e iz e n , h o s p h a tie r e n , P c h m ie r e n S

3 . V o rw ä rts flie ß p r e s s e n

e k r is ta llis ie r e n , 3 a .W e ic h g lü h e n , e iz e n , B e iz e n , h o s p h a tie r e n , P h o s p h a tie r e n , c h m ie r e n S c h m ie r e n

4 . A b s tre c k e n u n d F la n s c h p rä g e n

5 . B o d e n a u s s ta n z e n

6 . A u fw e ite n

Abbildung 3.18: Fertigung einer Verschiebehülse

Vor schwierigen Umformoperationen mit großen Umformgraden werden Stahlrohteile oft weichgeglüht, um ein möglichst gleichmäßiges Gefüge zu erzeugen. Anschließend werden die Oberﬂächen behandelt und mit Schmierstoﬀ versehen. Danach kann die erste Umformung, z. B. das RückwärtsFließpressen, stattﬁnden. Während des gesamten Herstellprozesses können mehrere Wärme- und Oberﬂächenbehandlungen zwischen den einzelnen Umformstufen erforderlich sein, siehe Abbildung 3.19. Sie dienen dazu, die Werkstoﬀverfestigung durch Rekristallisation aufzuheben und somit die insgesamt erzielbare Formänderung zu steigern. Die Wärmebehandlung vor dem Kalibrieren ist notwendig, um enge und gleichmäßige Toleranzen zu erreichen. Dies ist besonders wichtig für die Bohrung, die beim Verzahnen als Aufnahme dient. Um die Rohteiltoleranzen aufzufangen und eine gute Ausformung des Werkstücks sicherzustellen, wird zunächst ein Werkstoﬀüberlauf angepresst, der später wieder entfernt wird. Einige Fertigungsbeispiele komplexer Bauteile zeigt die Abbildung 3.20. Das Fließpressen ist nicht nur bei der Produktion einbaufertiger Teile konkurrenzfähig, sondern auch als Verfahren zur Herstellung von Rohlingen, an denen noch Endbearbeitungen, z. B. zur Herstellung scharfer Kanten, vorzunehmen sind, siehe Abbildung 3.21. Einen Eindruck, welche extremen Werkstoﬀverformungen mittels Fließpressen realisierbar sind, zeigt die Abbildung 3.22. So entsteht aus einer Aluminiumronde ein napfförmiges Filtergehäuse mit einer Wand- und Bodenstärke von 1 mm. Dieses Bauteil wird in einer Umformstufe durch Napf-

208

3 Massivumformung

W e ic h g lü h e n Ø 2 6

2 7

3 0

2 3

5 5

Ø 6 0

1 . A b s ä g e n o d e r S c h e re n

5

0

R 3

Ø 3 6

Ø 3 6

2 . S ta u c h e n

3 . R ü c k w ä rts flie ß p r e s s e n

Ø 8 1

4 . B o d e n a u s s ta n z e n

Ø 4 5 Ø 2 5

+ 0 ,0 5

Ø 2 5 ,1

5 . Q u e r flie ß p r e s s e n

2 5

4 5

2 5

0

1 5

0

Ø 7 2

+ 0 ,2

6 . R a n d a b s ta n z e n

Ø 3 6 Ø 6 2 7 . K a lib r ie r e n

Abbildung 3.19: Stadienfolge für ein Kegelrad (nach Komatsu Maypress)

Abbildung 3.20: Unterschiedliche Kaltﬂießpressteile (Quelle: Sieber Forming Solutions)

3.1 Kaltumformung

209

Abbildung 3.21: Fertigungsbeispiele Flansche (Quelle: A.&.E Keller GmbH)

Rückwärts-Fließpressen hergestellt. Die Ausgangsronde weist einen Durchmesser von 80 mm bei einer Höhe von 25 mm auf. Dabei verlängert sich die Ronde während des Fließpressens um das 15fache.

8 0 m m

8 0 m m

Abbildung 3.22: Fertigungsbeispiele des Napf-Rückwärts-Fließpressens von Aluminium (Quelle: Schneider-Clauss GmbH)

210

3 Massivumformung

3.1.3 Kraft- und Arbeitsbedarf Die Kräfte und Arbeiten, die zur Fertigung von Kaltumformteilen notwendig sind, hängen von einer Vielzahl von Faktoren ab. Dazu gehören das Umformverfahren, die Festigkeitseigenschaften des Werkstoﬀs und deren Änderung im Verlauf des Umformens, die Gestalt des Werkstücks, die Reibungsverhältnisse zwischen dem Werkstück und den Werkzeugelementen und die Prozessführung, d. h. vor allem die Umformgeschwindigkeit und die Temperatur. Eine genaue Berechnung dieser Einﬂussgrößen ist nicht möglich. Einzig das Werkstoﬀverhalten und die zulässige Formänderung lassen sich näherungsweise in Abhängigkeit des Umformgrades bestimmen. Die analytische Bestimmung der Stempelkräfte kann näherungsweise nur für einzelne Prozesse erfolgen. 3.1.3.1 Zulässige Formänderungen. Beim Fertigen von Kaltumformteilen sind im Allgemeinen der Werkstoﬀ und die durch den Umformprozess zu erzielende Werkstückgeometrie vorgegeben. Die Kontur des Rohteils und, wenn in mehreren Stufen umgeformt werden muss, die Aufteilung der einzelnen Umformschritte sind von Fall zu Fall aufeinander abzustimmen. Hierfür sind • • • •

die Werkstoﬀeigenschaften, das Umformverfahren, die Belastbarkeit der Werkzeugelemente oder die verfügbare Maschinenleistung

jeweils für sich alleine oder in Kombination miteinander ausschlaggebend, da sie die zulässige Formänderung festlegen, siehe Kapitel 2.3.7. Die größte Bedeutung kommt dabei meist dem Werkstoﬀ zu. Seine Eigenschaften bestimmen die Kräfte, die zum Einleiten und Aufrechterhalten des Fließens während der Umformung notwendig sind. Sie bestimmen ferner die Formänderung, die erreicht werden kann, ohne dass es lokal zur Initiierung von Rissen kommt. Die Grenzen, innerhalb derer die Umformung abläuft, sind durch den Übergang von der elastischen zur plastischen Deformation (untere Grenze) und durch das Auftreten erster Werkstoﬀtrennungen (obere Grenze) gegeben. Das in Modellversuchen ermittelte Formänderungsvermögen der Werkstoﬀe, siehe Kapitel 2.3.7, kann bei der Fertigung von Fließpressteilen nicht immer voll genutzt werden. Einschränkungen sind z. B. durch geometriebedingte Fließbehinderung, durch Reibung zwischen Werkstück und Werkzeug sowie durch Grenzen der Belastbarkeit der Werkzeuge und durch die Genauigkeitsanforderungen an die Werkstücke gegeben. Mit welchen zulässigen Formänderungen unter Berücksichtigung der genannten Einschränkungen einschließlich des eingesetzten Verfahrens üblicherweise gerechnet werden kann, ist für einige Werkstoﬀe und Umformverfahren in Tabelle 3.8 zusammengestellt. Hierbei wurde eine speziﬁsche Werkzeugbelastung von etwa 2.500 MPa zugrunde gelegt. Zu beachten ist, dass sich beim Umformen in mehreren Stufen die einzelnen Umformgrade ϕ1 bis ϕn zu einem Gesamtumformgrad ϕges addieren.

3.1 Kaltumformung

211

Tabelle 3.8: Richtwerte für den Grenzumformgrad beim Fließpressen [JAHN81, VDI99a] Vorwärts-Fließpressen |εA | / % ϕvmax

Rückwärts-Fließpressen ϕvmax |εA | / %

3,0–5,0

95–99

2,5–4,5

90–98

2,5–3,0

90–95

1,4–1,8

70–85

1,4–2,0

70–85

1,4–1,6

70–80

2,2–3,0 1,6–2,0 1,4–1,6

85–95 80–85 70–80

1,4–1,8 1,4–1,6 1,1–1,3

70–85 75–80 65–70

0,8–1,0

55–65

0,7–0,8

50–60

0,7–1,1

50–67

0,5–0,8

40–65

34 CrMo 4, 41 Cr 4, C 45, 42 CrMo 4, 25 CrMo 4 0,5–0,6

40–45

0,5–0,8

40–55

Werkstoﬀ Al 99,5, AlMg 1, AlMg 3, AlMg 5, AlMgSi 0,5, AlMgSi 1 AlCuMg 0,5, AlCuMg 1 E-Cu 99,9, R-Cu 99,5, CuZn 37, CuZn 28 C C C C C C

2 E, C 4 C 10 C, C 10 E, C10 15 C, C 15 E, C15 22 C, C 22 E, 25 E, C 25, 35 C, C 35 E, C35

15 Cr 3, 15 CrNi 6, 16 MnCr 5, 20 MnCr 5

Ist dieser Gesamtumformgrad an irgendeiner Stelle des Werkstücks größer als der Grenzumformgrad des Werkstoﬀs, dann kommt es an dieser Stelle zu Werkstoﬀabrissen und Auffaltungen bis hin zum Bruch des Werkstücks. Um dies zu vermeiden, muss vorher das Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs wieder hergestellt werden. Dies geschieht durch eine zweckmäßige Wärmebehandlung, und zwar das Rekristallisationsglühen oder das Weichglühen. Werden Werkstoﬀe wie Blei, Zinn oder Zink verpresst, deren Rekristallisationstemperaturen im Bereich der Raumtemperatur liegen, dann gelten die genannten Einschränkungen hinsichtlich eines maximal möglichen Umformgrades, nach dessen Erreichen wärmebehandelt werden muss, nicht, sofern die Umformgeschwindigkeit kleiner als die Rekristallisationsgeschwindigkeit ist. Daher sind mit solchen Werkstoﬀen sehr viel höhere Formänderungen möglich als in Tabelle 3.8 angegeben. Größere Formänderungen als im kalten Zustand sind bei Metallen mit höheren Rekristallisationstemperaturen nur möglich, wenn eine Vorwärmung der Werkstücke erfolgt. Hier besteht grundsätzlich die Möglichkeit halbwarm umzuformen, siehe Kapitel 3.2. Sollten die erzielbaren Formänderungen dennoch nicht ausreichend sein, so kann auch das Warmumformen herangezogen werden, siehe Kapitel 3.3. 3.1.3.2 Stationärer und instationärer Prozess. Das Umformverfahren bestimmt, ob der Umformprozess stationär oder instationär abläuft. Dazu müssen die Stromlinien und Bahnlinien einzelner Werkstückpunkte betrach-

212

3 Massivumformung

tet werden. Als Stromlinien werden die Linien bezeichnet, die die Geschwindigkeitsvektoren als Tangenten haben. Hingegen werden mit Bahnlinien die während des Umformprozesses tatsächlich durchlaufenen Wege beschrieben. Ist der Geschwindigkeitsvektor zu jedem Zeitpunkt eine Tangente an die Bahnkurve, so sind die Stromlinie und die Bahnlinie für diesen Punkt identisch. Triﬀt dies für alle Werkstückpunkte zu, so handelt es sich bei dem Prozess um eine stationäre Umformung. Ein weiteres Merkmal ist das unveränderte Geschwindigkeitsfeld. Variiert das Geschwindigkeitsfeld während der Umformung, so sind die Strom- und Bahnlinien nicht identisch und der Umformprozess läuft instationär ab [SPUR84], siehe Abbildung 3.23.

s ta tio n ä r e r P r o z e s s v

in s ta tio n ä r e r P r o z e s s v

W e rk z e u g

W e rk z e u g

B a h n lin ie

S tr o m lin ie

B s p . -

B s p .

A b s tr e c k z ie h e n N a p fr ü c k w ä r ts - F lie ß p r e s s e n V o ll- V o r w ä r ts - F lie ß p r e s s e n ...

- S ta u c h e n - Q u e r flie ß p r e s s e n - E in s e n k e n , E in d r ü c k e n - ...

Abbildung 3.23: Vergleich von stationären und instationären Umformprozessen

Kraftbestimmung für den stationären Umformprozess. Das Fließpressen ist ein stationärer Umformprozess. Somit ist die Stempelkraft während der Umformung annähernd konstant. Daher kann die Stempel- bzw. Maschinenarbeit näherungsweise anhand der Formel sw FSt ds ≈ FSt · sw (3.1) WSt = 0

bestimmt werden. Hierbei entspricht sw dem Stempelweg und FSt der Stempelkraft. Das Werkstoﬀverhalten lässt sich näherungsweise in Abhängigkeit vom Umformgrad bestimmen. Bei allen Werkstoﬀen, die sich beim Umformen verfestigen, ist es zweckmäßig, die mittlere Fließspannung kf m zu ermitteln.

3.1 Kaltumformung

213

Diese ist zwischen dem Umformgrad ϕv0 zu Anfang des Umformens und ϕv1 nach Abschluss des Umformens deﬁniert als mittlere Fließspannung:

kf m =

1 ϕ

ϕv1

kf dϕ .

(3.2)

ϕv0

In dieser Gleichung ist kf die in der Fließkurve festgelegte Fließspannung, siehe Kapitel 2.7.3. Mit Hilfe der mittleren Fließspannung kf m , dem an der Umformung beteiligten Werkstoﬀvolumen V und der Änderung des Vergleichsumformgrads ∆ϕv lässt sich die ideelle Umformarbeit Wid berechnen: Wid = kf m · ∆ϕv · V .

(3.3)

Die ideelle Umformarbeit ist ein Teil der Gesamtarbeit, die für einen Umformprozess aufgebracht werden muss. Weitere Arbeitsanteile sind • die Reibarbeit WR , • die Schiebungsarbeit WSch und • die Biegungsarbeit WB . Letztere tritt nur bei unsymmetrischen Querschnitten auf. Die Bestimmung dieser Arbeitsanteile ist bereits für Werkstücke mit einfachen geometrischen Formen sehr aufwendig [JAHN81]. Da die Umformkraft und die Umformarbeit über den Stempelweg miteinander verknüpft sind, gelten die Ausführungen zur Umformarbeit sinngemäß auch für die Kraft und deren Komponenten. In der Praxis kommen zur Kraftund Arbeitsbestimmung häuﬁg Näherungsformeln zur Anwendung, in denen die nur schwierig und ungenau bestimmbaren Anteile aus Reibung, Schiebung und Biegung als Beiwert, zum Beispiel als Umformwirkungsgrad ηF , berücksichtigt werden [LANG90b]. Durch ein Gleichsetzen der Maschinenarbeit mit der gesamten Umformarbeit kann die Stempelkraft näherungsweise bestimmt werden:

WSt =

1 · Wid . ηF

(3.4)

Somit berechnet sich die Stempelkraft bei einem stationären Umformprozess zu: FSt =

1 V · kf m · ∆ϕv · ηF sw

mit ηF = 0, 5 . . . 0, 8 .

(3.5)

Ist die Fließkurve des zu verarbeitenden Werkstoﬀs bekannt, so lässt sich mit ihrer Hilfe die auf die Volumeneinheit bezogene ideelle Umformarbeit wid

214

3 Massivumformung

bestimmen, siehe Kapitel 2.3.6. wid entspricht der Fläche unter der Fließkurve zwischen ϕv0 und ϕv1 : ϕv1 kf · dϕ wid = mit ϕv0 < ϕv1 . (3.6) ϕv0

1 0 0 0

k

F lie ß s p a n n u n g k

6 0 0

8 0 0

f

6 0 0 w

4 0 0

id

w

2 0 0

4 0 0

id

0 ,4

0 ,8

1 ,2

1 ,6

2 ,4

2 ,0

0

0 ,8

0 ,4

U m fo rm g ra d j 0

2 2 ,2

4 9 ,2

0

1 ,6

A

= D A

1 8 ,1

3 2 ,9

4 5 ,1

5 5

6 3 ,2

2 ,4

2 ,0

0

6 9 ,9 7 9 ,5 8 6 ,5 % 9 1 8 3 ,5 8 8 ,9 7 5 ,5

b e z o g e n e S ta u c h u n g - e

1 2 2 ,2 2 3 2 3 9 5 6 4 0 % 1 0 0 0 8 2 ,2 1 7 1 ,8 3 0 6 5 0 5 8 0 0

b e z o g e n e Q u e r s c h n itts ä n d e r u n g e

1 ,2

U m fo rm g ra d j

3 2 ,9 5 5 6 9 ,9 7 9 ,5 8 6 ,5 % 9 1 8 3 ,5 1 8 ,1 4 5 ,1 6 3 ,2 7 5 ,5 8 8 ,9 b e z o g e n e S ta u c h u n g - e h = - D h / h 0 0

2 0 0

V e rg ü tu n g s s ta h l C 3 5 E + N

E in s a tz s ta h l C 1 0 E 0

id

8 0 0

f

id e e lle U m fo r m b a r k e it w

k

f

/ M P a

1 0 0 0

/ M P a

In Abbildung 3.24 sind die Fließkurven und die bezogenen ideellen Umformarbeiten für zwei Stähle dargestellt. Aus solchen Diagrammen lassen sich bei Kenntnis der an der Umformung beteiligten Werkstoﬀvolumina und der Verformungsgrade die notwendigen Kräfte und Arbeiten bestimmen.

/ A 0

0

2 2 ,2

4 9 ,2

h

= - D h / h 0

1 2 2 ,2 2 3 2 3 9 5 6 4 0 % 1 0 0 0 8 2 ,2 1 7 1 ,8 3 0 6 5 0 5 8 0 0

b e z o g e n e Q u e r s c h n itts ä n d e r u n g e A

= D A

/ A 0

Abbildung 3.24: Fließspannung und ideelle speziﬁsche Umformarbeit eines C 10 E und eines C 35 E+N

Kraftbestimmung für den instationären Umformprozess. Bei einem instationären Umformprozess ist die Bestimmung der Stempelkraft aufwendiger als bei einem stationären Umformprozess. Dies liegt an der Tatsache, dass die Stempelkraft nicht konstant während der Umformung ist, sondern aufgrund der Kaltverfestigung des Werkstoﬀs mit zunehmender Umformung ansteigt. Daher ist eine Bestimmung der Stempel- bzw. Maschinenarbeit nur bei genauer Kenntnis über den Verlauf der Stempelkraft möglich. Da dies nur in den seltensten Fällen bekannt ist, muss eine Bestimmung der Stempelkraft zu jedem Zeitpunkt des Umformprozesses neu erfolgen. Eine beispielhafte Stempelkraftberechnung soll im Folgenden an einem instationären Stauchprozess dargestellt werden. Dazu ist die Kenntnis des Verlaufs der Kontaktnormalspannung an der Stempelﬂäche erforderlich. Für eine axialsymmetrische Stauchung wurde von Siebel ein formelmäßiger Zu-

3.1 Kaltumformung

215

sammenhang der Kontaktnormalspannung auf der Grundlage eines Röhrenmodells und mit Hilfe der Fließbedingung nach Tresca entwickelt [SIEB32]: d 2·µ σz = −kf · 1 + · −r . l 2

(3.7)

Durch Integration der Normalspannung über der Probenstirnﬂäche A erhält man die Stempelkraft µ d FSt = σz dA = A · kf · 1 + · (3.8) 3 l A mit

A: µ : kf : d : l :

aktuelle Kontaktﬂäche zwischen Werkstück und Werkzeug, Reibzahl, aktuelle Fließspannung des Werkstoﬀs, aktueller Werkstückdurchmesser und aktuelle Werkstückhöhe.

Bei einer auftretenden Kaltverfestigung wird kf durch die mittlere Fließspannung kf m ersetzt. Die Reibzahl µ kann beim Kaltstauchen von Stahl mit Schmierung mit µ ≈ 0, 1 angenommen werden. Da eine analytische Bestimmung der Kontaktnormalspannung sehr schwierig ist und von einer Vielzahl an Einﬂussfaktoren abhängt, sind in der Literatur zahlreiche andere Gleichungen genannt, die die auftretenden Prozessparameter unterschiedlich berücksichtigen [AMBA79]. Allen Gleichungen ist gemein, dass die Stauchkraft nur für einen deﬁnierten Zeitpunkt bestimmt werden kann. Für die praktische Anwendung wird in der Regel nur die auftretende maximale Stauchkraft bestimmt, die wegen des Geometrieverhältnisses d/l am Ende der Umformung erreicht wird. 3.1.4 Schmierung und Schmierstoﬀe Bei der Formgebung eines Rohlings durch ein Werkzeug treten beide als Reibpaarung auf. In der Umformzone werden insbesondere beim Kaltﬂießpressen als Folge der hohen mechanischen Kräfte große Energien umgesetzt, die für die Formänderung und zur Überwindung der Reibkräfte erforderlich sind, so dass zwischen Werkzeug und Werkstück erhöhte Temperaturen bis ca. 500 ℃ und hohe Oberﬂächendrücke bis ca. 3.500 MPa auftreten. Die Aufgabe des Schmierens beim Kaltﬂießpressen ist neben dem Abführen von Wärme die Schaﬀung optimaler Reibverhältnisse als Voraussetzung für gute Werkstückoberﬂächen sowie minimale Umformkräfte und damit eine geringe mechanische Belastung sowie geringen Werkzeugverschleiß. Das Aufbringen der Schmierstoﬀe auf die Werkstücke ist bei einfachen Umformvorgängen direkt möglich. Bei komplizierten Prozessen ist häuﬁg das

216

3 Massivumformung

Aufbringen einer Schmiermittelträgerschicht, die dann ihrerseits das Schmiermittel aufnimmt, notwendig. Als Trägerschichten werden verschiedene Zinkphosphate und Eisenoxalate für korrosionsbeständige Stähle verwendet. Ihre Aufbringung auf die Werkstücke geschieht durch chemisches Abscheiden in Bädern (Schichtdicken: 2 . . . 25 µm). Sie sind kristallin aufgebaut und haben ein sehr großes Öl- und Seifenaufnahmevermögen, das bis zum Dreizehnfachen einer metallischen Oberﬂäche betragen kann. Die Schmierstoﬀträgerschichten und ihre Kombination mit verschiedenen Schmierstoﬀen sind in Kapitel 2.8.4.2 näher beschrieben. In neueren Entwicklungen wird versucht, auf die aufwendige Phosphatierung zu verzichten. Dabei soll der Verschleißschutz durch eine kombinierte Anwendung von Werkzeugbeschichtungen und speziell abgestimmten Schmierölen gewährleistet werden [RUPP97]. Dies ist bisher jedoch nur in Einzelfällen möglich. Der Auswahl der Schmierstoﬀe kommt schon bei der Planung der Umformfolgen eine entscheidende Bedeutung zu. Bereits dort ist sorgfältig zu prüfen, ob durch die Auswahl eines leistungsfähigeren Schmiermittels möglicherweise größere Umformgrade und damit Einsparungen von Wärmebehandlungen oder ganzen Zwischenstadien zu erreichen sind. 3.1.5 Fertigungsgenauigkeiten und Oberﬂächenqualitäten Bei der Gestaltung und Fertigung von Fließpressteilen wird angestrebt, diese möglichst ohne weitere spanende Nachbearbeitung einsetzen zu können. Das bedeutet, dass die geometrischen Abmessungen eng toleriert sein müssen und dass gleich bleibend gute Oberﬂächen erforderlich sind. Auf die erreichbare Maß- und Formgenauigkeit wirken sich die Gestalt des Teils, die Werkstoﬀeigenschaften, die Aufteilung der Umformschritte, die Sorgfalt bei Zwischenbehandlungen wie Glühen und Schmieren, der Zustand von Werkzeug und Maschine sowie die Prozessführung aus. Bezüglich der Maßgenauigkeit lässt sich das Fließpressen zwischen dem Schmieden und dem Zerspanen einordnen, siehe Abbildung 3.25. Beim Kaltﬂießpressen sind engere Toleranzen erreichbar als beim Halbwarm- oder Warm-Fließpressen. Die absolut erreichbaren Abmaße sind von den Abmessungen der Formelemente und den Massen der Teile abhängig. Richtwerte, die dies berücksichtigen, sind an einem exemplarischen Bauteil in Abbildung 3.26 auszugsweise angegeben [VDI98]. Außer diesen Maßtoleranzen sind weitere Abweichungen von der vorgegebenen Gestalt der Werkstücke zu überwachen. Dazu gehören vor allem Form und Lagefehler an einzelnen Werkstückelementen. Zu den Formfehlern zählen Abweichungen von der Gestalt wie Unrundheit, Balligkeit oder Durchbiegung. Lagefehler können als Achsversatz, Exzentrizität, Lochversatz oder Winkelfehler auftreten. Außer der Maßgenauigkeit gilt die Oberﬂächengüte als Merkmal für die Werkstückqualität. Bei Fließpressteilen, die in aller Regel einbaufertige Funk-

3.1 Kaltumformung H a u p tg ru p p e

F e r tig u n g s v e r fa h r e n 5

6 7

8

IT - K L A S S E N 9

1 0

1 1

1 2

1 3

1 4

1 5

217

1 6

U rfo rm e n

F e in g ie ß e n P u lv e r s c h m ie d e n G e s e n k s c h m ie d e n G e n a u s c h m ie d e n P r ä z is io n s s c h m ie d e n W a r m flie ß p r e s s e n

U m fo rm e n

H a lb w a r m flie ß p r e s s e n K a ltflie ß p r e s s e n S ta u c h e n A b s tr e c k g le itz ie h e n D re h e n

T re n n e n

R u n d s c h le ife n n o r m a l e r r e ic h b a r

d u r c h S o n d e r m a ß n a h m e n e r r e ic h b a r

in A u s n a h m e fä lle n e r r e ic h b a r

Abbildung 3.25: Erreichbare Genauigkeiten bei verschiedenen Fertigungsverfahren [VDI98]

m a x

2

1

3

d

d

d

d

d

m in

A B

B a llig k e it E in z u g

A B l

lm G e w ic h ts k la s s e n N e n n m a ß G e s a m tlä n g e lm a x

A b s a tz lä n g e n l F la n s c h d u r c h m e s s e r , D iffe r e n z d D u rc h m e s s e r d 1 IT ...

m a x

- d

m in

N a c h la u f ( v e r fa h r e n s b e d in g te s O b e r m a ß ) d

s

a x

2

b z w . d 3

F la n s c h d ic k e s R u n d la u f A B P la n la u f A B E in z u g o d e r B a llig k e it ( je n a c h U m fo r m a r t u n d - g r a d )

l

< 5 0 g T o le r a n z e n [m m ] 1 - 2

5 0 - 5 0 0 g T o le r a n z e n [m m ] 2 - 3

> 5 0 0 g T o le r a n z e n [m m ] 2 - 3

0 ,3 - 0 ,5

0 ,5 - 1

0 ,5 - 1 ,5

1 - 2

3 - 4

4 - 5

0 ,0 5 - 0 ,2

0 ,1 - 0 ,3

0 ,3 - 0 ,5

0 ,1 - 0 ,3

0 ,3 - 0 ,5

0 ,5 - 1

0 ,1 - 0 ,3 < 0 ,2

0 ,3 - 0 ,5 0 ,3

0 ,5 - 1 0 ,3 - 0 ,5

< 0 ,2 0 ,5 - 1

0 ,3 1 - 2

0 ,3 - 0 ,5 2 - 4

Abbildung 3.26: Toleranzen für das Kaltﬂießpressen von Stahl [VDI98]

218

3 Massivumformung

tionsﬂächen aufweisen sollen, kommt der Oberﬂächengüte besondere Bedeutung zu. Um möglichst niedrige Rauheiten zu erzielen, müssen u. a. folgende Voraussetzungen erfüllt sein: • Verwendung fehlerfreier Rohteile bzw. Draht- oder Stangenabschnitte • hohe Oberﬂächengüte der formgebenden Werkzeugﬂächen und deren rechtzeitige Nachbearbeitung bei Verschleiß • Einsatz geeigneter Schmierstoﬀe Wenn diese Voraussetzungen gegeben sind, lassen sich die in Tabelle 3.9 angegebenen Rautiefen erreichen.

Tabelle 3.9: Oberﬂächengüte beim Fließpressen von Stahl Verfahren

Rautiefe Rt Wand innen

Wand außen

Napf-Rückwärts-Fließpressen (große Messlänge)

1 bis 3 µm —

1 bis 2 µm 8 bis 20 µm

Stahl-Vorwärts-Fließpressen (große Messlänge)

2 bis 3 µm 6 bis 9 µm

3 bis 4 µm 8 bis 15 µm

Die Zahlenwerte in Tabelle 3.9 gelten für die Messung in Pressrichtung auf einer noch vorhandenen Phosphatschicht. Nach dem Ablösen der Schicht können die Werte um den Faktor 2 bis 3 höher liegen, wenn Poren oder Oberﬂächenriefen vorher durch die Schicht ausgefüllt waren. Dadurch müssen für die Gebrauchseigenschaften der Werkstücke nicht unbedingt Nachteile entstehen. Bei ﬂießgepressten Lagerzapfen, Lagerbuchsen oder Stößelstangen tragen Vertiefungen in den Oberﬂächen als Schmierstoﬀtaschen zur Schmierung bei. 3.1.6 Wirtschaftlichkeitsbetrachtung Fertigungsverfahren, die mit dem Fließpressen konkurrieren, können das Spanen, Abtragen, Gießen, Schmieden und Sintern sein. Bei der Herstellung einbaufertiger Teile scheiden zwar Gießen und Schmieden im Allgemeinen aus, nicht aber bei der Halbzeugherstellung. Beim Vergleich zwischen Spanen und Umformen sprechen häuﬁg Kriterien wie beispielsweise • Werkstoﬀeinsparung, • Verkürzung der Fertigungszeit und • günstigere Festigkeitseigenschaften der Werkstücke zugunsten des Umformens.

3.1 Kaltumformung

219

3 0

5 5

Als ein Beispiel für die Werkstoﬀeinsparung beim Fließpressen im Vergleich zum Drehen soll ein Kegelradrohling dienen, siehe Abbildung 3.27. Die Rohteilabmessung beim Drehen wird vom größten Außendurchmesser des Fertigteils bestimmt. Beim Herstellen der Außenkontur und der Bohrung wird ein Werkstoﬀvolumen von bis zu 56 % zerspant. Durch das Fließpressen hingegen kann so endkonturnah umgeformt werden, dass lediglich ein Zerspanungsvolumen von etwa 1 % anfällt. Auch im Hinblick auf seine Festigkeit ist der ﬂießgepresste Rohling vorzuziehen. Durch das Umformen entsteht eine dem Teil angepasste Gefügeausrichtung. Beim Spanen gibt es dagegen keine Orientierung des Gefüges an der Werkstückkontur.

Ø 7 4 Ø 3 6

M a s s e D re h e n

m

= 1 ,0 1 k g

M a s s e

m

= 0 ,4 4 k g

F lie ß p r e s s e n

Abbildung 3.27: Vergleich der Einsatzgewichte (Massen) für ein Kegelrad

Bei der Fertigung von z. B. Zündkerzenkörpern durch Fließpressen, kann eine noch deutlichere Einsparung an Werkstoﬀkosten erzielt werden. Nicht nur das zerspante Volumen ist geringer, es kann auch statt des kostenintensiven Sechskantausgangsmaterials kostengünstiges Rundmaterial verwendet werden. Zusätzlich tritt durch die Umformung eine Verfestigung des Werkstoﬀes ein, wodurch eine etwa 20 % höhere Torsionssteiﬁgkeit erzielt werden kann. Weiterhin bietet das Fließpressen in der Regel kürzere Prozesszeiten und somit einen höheren Teileausstoß. Dieser beträgt z. B. bei der umformtechnischen Herstellung von Zündkörpern bis zu 60 Teile pro Minute und ist somit etwa zehn mal so hoch wie bei der Herstellung auf Drehautomaten mittels Zerspanung. Die Werkstoﬀeinsparungen und die kurzen Fertigungszeiten haben zu einer Halbierung der Fertigungskosten geführt. In der Kaltmassivumformung wird die Fertigung von Near-Net-ShapeTeilen angestrebt. Der Begriﬀ „Near-Net-Shape“ kennzeichnet Werkstücke, die sich nach dem Erzeugen durch Ur- oder Umformprozesse nur noch wenig von der gebrauchsfertigen Endkontur unterscheiden. Dabei wird ange-

220

3 Massivumformung

strebt, die spanende Formgebung in einer Aufspannung oder in einem einzigen Schnitt durchzuführen. Es lassen sich zunehmend ganze Baugruppenfunktionen in ein einziges umgeformtes Teil integrieren, wie es am Beispiel der Getriebewelle, siehe Abbildung 3.28, gezeigt wird. Dabei werden die Zentrierbohrungen sowie die Lauf- und Keilverzahnung in einem Umformvorgang hergestellt. Damit steht das Umformen vielfach in Konkurrenz zu einer Fertigungsfolge und nicht mehr zu einem Einzelprozess. s p a n e n d

W e lle

V e rz a h n u n g

u m fo rm e n d

- R - Z - W - a - K - F - R - S

o h m a te r ia l a b s ä g e n e n tr ie r u n g a n b r in g e n e lle n k o n tu r d r e h e n u f L ä n g e p la n e n a ltw a lz e n d e r K e ilv e r z a h n u n g rä s e n d e r P a s s fe d e rn u t e in ig e n c h le ife n

- R - B - K d - E

o h m a te r ia o n d e rn d e a ltu m fo r m e r K o n tu re n tp h o s p h a

- R - A - W - S - A - W - R - R - E - e V - M

o h te il a b s te c h e n u ß e n d u rc h m e s s e r d re h e n e r k s tü c k p la n e n tir n flä c h e n s c h le ife n u s s c h le ife n d e r M itte lb o h r u n g ä lz fr ä s e n d e r V o r v e r z a h n u n g ä u m e n d e r P a s s fe d e rn u t e in ig e n in s a tz h ä r te n v tl. N a c h s c h le ife n d e r e rz a h n u n g o n ta g e W e lle - Z a h n r a d

- Z - B - P u Z - E - A - E - S - S

w is c h e n g lü h e n o n d e r n d e r W e lle re s s e n d e r V e rz a h n u n g e n n d e n tr ie r b o h r u n g e n n tp h o s p h a tie r e n d e r W e lle b d re h e n d e r P re ß re s te in s a tz h ä r te n c h le ife n d e r L a u fv e r z a h n u n g c h le ife n d e r K e ilv e r z a h n u n g

l a r R e n n tie

b s ä g e n o h lin g e d e H e r s te llu n g r e n d e r W e lle n

Abbildung 3.28: Vergleich der Fertigungsfolgen für die Herstellung von Getriebewellen

Die Steigerung der Präzision von Umformteilen in Bezug auf Form-, Lageund Maßgenauigkeit sowie die Verbesserung der Oberﬂächengüte haben zur Folge, dass immer mehr Funktionselemente oder komplette Werkstücke ohne oder mit nur geringer Nachbearbeitung einbaufertig sind. Die Rohteilkontur nähert sich der Endkontur immer besser an. Am Beispiel des Kreuzstücks, siehe Abbildung 3.29, wird deutlich, wie weit sich Aufmaße und Formfehler heute reduzieren lassen. Eine derart hohe Präzision kann unmittelbar zur Einsparung von Fertigungsschritten genutzt werden. Das früher notwendige Überdrehen vor dem Einsatzhärten entfällt. Die Teile werden direkt nach dem Umformen gehärtet und dann nur noch zerspant [NN87]. Reduzierte Aufmaße an Rohteilen ermöglichen zunehmend die Fertigbearbeitung in einem Schnitt. Eine Bearbeitungszugabe von 1 bis 1,5 mm gilt heute vielfach schon als obere Grenze. Abhängig vom Werkstoﬀ, von der Stückmasse und von der Art der Fertigungseinrichtung ergeben sich unterschiedliche Mindeststückzahlen für die wirtschaftliche Fertigung von Fließpressteilen. Die angegebenen Zahlen, sie-

3.1 Kaltumformung

221

F E R T IG U N G S F O L G E U m fo rm u n g

Q u e r flie ß p r e s s e n L + 0 ,3

D + 0 ,1 5

W ä r m e b e h a n d lu n g

Z e rs p a n u n g

E in s a tz h ä r te n

S c h le ife n

W e rk s to ff E in s a tz h ä r te tie fe A

: 1 6 M n C r5 E : 0 ,4 -0 ,8 m m

H + 0 ,4

0 ,1 A

4 5 ° F B + 0 ,2

+ 0 ,4

M itte n v e r s a tz a m P r e s s te il m a x . 0 ,0 5

0 ,1 5 A

Abbildung 3.29: Beispiel für eine „Near-Net-Shape“-Fertigung [NN87]

he Tabelle 3.10, gelten für Stahlteile und für komplizierte Teile aus NEMetallen. Sie sind als Anhaltswerte zu verstehen. Bei einfachen Teilen liegen die wirtschaftlichen Stückzahlen niedriger, weil die Werkzeuge preiswerter sind. Darüber hinaus ist der Werkzeugverschleiß geringer, so dass höhere Standmengen erreicht werden als bei geometrisch komplexen Teilen.

Tabelle 3.10: Richtwerte für minimale, wirtschaftliche Losgrößen beim Kaltumformen von Stahl [VDI99a] Stückgewicht (Masse in g)

minimale Losgröße (Stück)

Stückgewicht (Masse in kg)

minimale Losgröße (Stück)

kleiner 10 g 10 – 100 g 100 – 250 g 250 – 500 g 500 – 1.000 g

200.000 100.000 50.000 25.000 10.000

1 – 3 kg 3 – 5 kg 5 – 10 kg > 10 kg

5.000 2.000 1.000 500

Allgemein lässt sich sagen, dass das Fließpressen umso wirtschaftlicher ist, je größer die mögliche Formänderung ist und je weniger Arbeitshübe zur Fertigstellung des Teils notwendig sind. Die Einsparung von Fügeoperationen ist vielfach ein weiterer kostensenkender Faktor bei der Umstellung auf Fließpressteile. Bei Wirtschaftlichkeitsvergleichen dürfen nicht alleine die formgebenden Arbeitsgänge gegenübergestellt werden, sondern es sind auch Zwischenar-

222

3 Massivumformung

beitsgänge, wie Glüh- und Oberﬂächenbehandlungen, zu berücksichtigen. Diese Arbeitsgänge verschieben die Kosten zu Ungunsten des Fließpressens. Zugunsten des Verfahrens wirkt sich die vergleichsweise hohe Werkstoﬀausnutzung aus. Weiterhin zeichnet sich das Fließpressen durch eine gute Ausnutzung des Werkstoﬀvolumens aus. Durch die Verfestigung, die der Werkstoﬀ beim Kaltumformen erfährt, können zusätzliche Kostenvorteile entstehen. So kann entweder das Teil leichter ausgeführt oder ein preiswerterer Werkstoﬀ eingesetzt werden. Eine Aufschlüsselung der Kostenanteile, aus denen sich die Gesamtkosten bei der Herstellung von Teilen durch Umformen zusammensetzen, zeigt Tabelle 3.11. Als Bezugsverfahren ist das Halbwarm-Fließpressen bzw. das Genauschmieden gewählt. Teile, die damit hergestellt werden, liegen auch in ihrer Genauigkeit zwischen den beiden Verfahren.

Tabelle 3.11: Kostenanteile bei verschiedenen Umformverfahren in Verhältniszahlen [LANG90b] Kostenanteile

Kaltﬂießpressen

Halbwarmﬂießpressen, Gesenkschmieden Genauschmieden

Werkstoﬀkosten Werkzeugkosten (Erstanfertigung) Werkzeugkosten (Instandhaltung) Kosten für Oberﬂächen- bzw. Wärmebehandlung Maschinenkosten

0,80 1,10

1,00 1,00

1,00 0,70

0,70

1,00

1,30

2,00

1,00

1,00

1,20

1,00

0,90

Neben dem Vorteil einer deutlichen Werkstoﬀeinsparung beim Fließpressen, wirken sich die lange Standzeit der Umformwerkzeuge und die kurze Taktzeit vor allem bei hohen Stückzahlen positiv auf die Wirtschaftlichkeit umformender Fertigungsverfahren aus, siehe Abbildung 3.30.

3.2 Halbwarmumformung Die Halbwarmumformung unterscheidet sich prozessseitig von der Kalt- und Warmumformung vor allem durch die Ausgangstemperatur der Rohteile, die über der Rohteiltemperatur der Kaltumformung aber unter der Temperatur der Warmumformung liegt. Hierdurch wird werkstückseitig bezweckt, wesentliche Vorteile der Kaltumformung wie eine Kaltverfestigung, kleine Toleranzbereiche und hohe Oberﬂächengüten mit den Vorteilen hoher erzielbarer Umformgrade einer Warmumformung in Form eines Kompromisses zu vereinen. Entsprechend dieser Randbedingung ist der Prozess in der Richtlinie VDI 3166 [VDI77] als Umformung deﬁniert, vor dem das Rohteil nur

3.2 Halbwarmumformung

H e r s te llk o s te n

2 0 2 5

5 0

3 0 W e rk s to ff fü r Z e rs p a n u n g : C k 3 5 W e rk s to ff fü r U m fo rm u n g : Q S t3 2 -3

223

s p a n e n d

4

u m fo rm e n d

1 0

2 5

S tü c k z a h l / 1 0

6 3 3

1 6 0

4 0 0

Abbildung 3.30: Vergleich der Herstellkosten, spanend – umformend [LANG90c]

so weit erwärmt wird, dass bei gegebenen Umformbedingungen noch eine bleibende Verfestigung des Werkstoﬀs eintritt. Diese weit gefasste Deﬁnition wird bei der Umformung von Stahl durch den Eﬀekt der Blausprödigkeit, der bei unlegierten und kohlenstoﬀarmen Stählen eine deutliche Reduzierung der Zähigkeit und eine Steigerung der Fließspannung zur Folge hat, hin zu niedrigen Temperaturen begrenzt. Zu hohen Temperaturen wird dieser Bereich durch den Eﬀekt der Zunderbildeung, also der Oxidation des Eisens mit dem Luftsauerstoﬀ, begrenzt, da die entstehehnde Zunderschicht eine präzise Tollerierung des Werkstoﬀvolumens und die Herstellung hoher Oberﬂächenqualitäten vereitelt. Je nach Werkstoﬀ liegt diser Temperaturbereich etwa zwischen 500 ℃ und 900 ℃. Innerhalb dieses Temperaturbereiches ist z. B. für einen Stahl aus C 15 E eine Halbierung der Fließspannungen und eine Verdreifachung des möglichen Umformgrades gegenüber einer Kaltumformung festzustellen, siehe Abbildung 3.31. Gegenüber der Warmumformung sind jedoch noch dreifach höhere Fließspannungen und deutlich kleinere erzielbare Umformgrade zu verzeichnen. Technisch und wirtschaftlich sinnvolle Werkstücktemperaturen liegen für C 15 E ab etwa 600 ℃ vor, da dann das Formänderungsvermögen groß genug ist, um den im Vergleich zur Kaltumformung hohen technischen Aufwand zu rechtfertigen. Für austenitische Stähle gelten andere Gesetzmäßigkeiten. Da bei diesen Werkstoﬀen keine Blausprödigkeit auftritt, bringt hier bereits eine Erwärmung auf etwa 400 ℃ wesentliche Vorteile für die Umformung. Bei Nichteisenmetallen hat das Halbwarmﬂießpressen noch keine Bedeutung erlangt. Die Vermeidung der Zunderbildung ermöglicht Oberﬂächenqualitäten zwischen Rz = 20 µm und Rz = 60 µm. Weiterhin können für werkzeuggebundene Maße i. Allg. Toleranzbereiche zwischen IT 11 und 12 realisiert werden, siehe Abbildung 3.25. Durch Sondermaßnahmen werden Genauigkeiten bis IT 9 erzielt. Diese liegen zwischen den üblichen Toleranzen der Kalt- und Warmumformung. Durch die engen erzielbaren Toleranzen, aber auch durch die direkte Erzeugung von Nebenformelementen im Sinne einer endkonturnahen Bauteilherstellung kann für nachfolgende Zerspanprozesse das Aufmaß

224

3 Massivumformung 9 0 0 j A

= 0 ,0 5 s

-1

8 0 0

U m fo rm g ra d j

2 ,5 2 ,0 1 ,5

j = 0 ,5

-1

j

2

/(k g /m t = 3 2 m in

A b b ra n d

3 0 0

1 0 0

= 7 0 s -1

j = 0 ,1

-1

4 0 0

0 ,5

A

j

j

0

j A

A

= 7 0 s

-1

F e V

V g re n z

= 0 ,0 5 s

3 0 0 1 0 0 2 0 0 K a ltu m fo r m u n g U m fo rm te m p e ra tu r T / ° C

-1

t = 2 m in 4 0 0

5 0 0

2 ,0 1 ,8

V

j

k f j = 0 ,2 5 s

2 0 0

V g re n z

U m fo rm g ra d

5 0 0

1 ,0

W e rk s to ff C 1 5 E

4 0 s

E is e n v e r lu s t d u r c h A b b r a n d F e

6 0 0

F lie ß s p a n n u n g k f /( M P a )

3 ,0 V

7 0 0

)

j =

3 ,5

1 ,6 1 ,4 1 ,2 1 ,0 0 ,8 0 ,6 0 ,4 0 ,2

8 0 0 1 0 0 0 1 1 0 0 1 2 0 0 9 0 0 6 0 0 7 0 0 H a lb - W a r m u m fo r m u n g W a rm u m fo rm u n g

Abbildung 3.31: Einﬂuss der Umformtemperatur auf die Umform- und Werkstückeigenschaften; Werkstoﬀ C 15 E [LIND65]

und das zu zerspanende Volumen minimiert werden, wodurch die Wirtschaftlichkeit der gesamten Prozesskette positiv beeinﬂusst wird. Durch das Unterbleiben ausgeprägter Rekristallisationsvorgänge bleibt im Bauteil eine Kaltverfestigung erhalten, die sich in Form einer deutlichen Steigerung der Dehngrenze und der Zugfestigkeit positiv auf die statische und dynamische Bauteilbelastbarkeit auswirkt. Das Spektrum der durch das Halbwarmﬂießpressen herstellbaren Teile entspricht grundsätzlich dem des Kaltﬂießpressens, so dass es sich weitgehend um rotations- oder achsensymmetrische Teile handelt. Zusätzlich können jedoch Nebenformelemente durch komplexere Materialﬂüsse wie beim Querﬂießpressen erzeugt werden. Vorwiegend werden Wellen, Zapfen, Ventile, Schraubenbolzen oder Kegelräder durch eine Halbwarmumformung hergestellt. Die Rohteilmassen reichen von etwa 0,1 kg bis 5 kg und können bei der Herstellung von Hohlkörpern sogar 30 kg erreichen. Abbildung 3.32 zeigt einen durch Halbwarmquerﬂießpressen hergestellten Flanschzylinder, der im Bereich der Dieseleinspritzung eingesetzt wird. Dieses Bauteil wird im späteren Einsatz einem inneren, zyklischen, hydraulischen Druckauf- und abbau unterworfen, wodurch die Werkstückwandung einer Zugschwellbelastung ausgesetzt ist. Um diese Dauerfest zu ertragen, muss insbesondere der Übergang vom Flansch zum Schaft eine hohe Wechselfestigkeit aufweisen. Diese konnte durch die Verwendung eines Stahls aus 100 Cr 6 und die verfahrensbedingte, günstige Gefügeausrichtung erzielt werden. Ein Kaltﬂießpressen dieses Werkstücks ist aufgrund der Stahlqualität nicht möglich, hingegen würde eine Warmumformung durch Gesenkschmie-

3.2 Halbwarmumformung

225

Abbildung 3.32: Halbwarmﬂießgepresster Flanschzylinder für die Dieseleinspritzung (Quelle: Hirschvogel Umformtechnik GmbH und Robert Bosch GmbH)

den ein wesentlich größeres Bearbeitungsaufmaß für dieses in Großserie zu fertigende Bauteil ergeben. Weiterhin ermöglicht die Halbwarmumformung bei 700 ℃ die Verwendung eines auf kugeligen Zementit geglühten Werkstoﬀs, der nach der Umformung vollständig rekristallisiert und damit praktisch wieder im Ausgangszustand vorliegt, so dass auf ein Glühen nach dem Umformen verzichtet werden kann. Die hohen Spannungen bei der Halbwarmumformung bedingen eine ähnliche Werkzeugauslegung wie bei der Kaltumformung. So müssen die Werkzeuge durch Armierungen vorgespannt und an Hohlkehlen und bruchgefährdeten Stellen geteilt werden. Wie in der Kaltumformung sind zur Erzielung hoher Oberﬂächenqualitäten hochwertige Werkzeugoberﬂächen erforderlich. Als Werkzeugwerkstoﬀe kommen in der Regel Schnellarbeitsstähle und Hartmetalle zum Einsatz. Ihre Kühlung und Schmierung erfahren sie über ÖlWasser-Gemische, die zwischen jedem Hub als Sprühnebel aufgetragen werden. Auch die Werkstücke werden mit Schmierstoﬀ benetzt. Dies geschieht ebenfalls über einen Sprühnebel oder durch Eintauchen in feinem, mit Wasser vermischtem, Graphit. Eine Phosphatierung der Werkstücke wie bei der Kaltumformung ist jedoch nicht erforderlich.

226

3 Massivumformung

3.3 Warmumformung 3.3.1 Deﬁnitionen und Verfahrensübersicht Unter dem Begriﬀ „Schmieden“ werden nach Lange [LANG90b] Fertigungsverfahren aus den verschiedenen Hauptgruppen (DIN 8580, [DIN03a]) zusammengefasst, die zur Herstellung von Schmiedeteilen zum Einsatz kommen, siehe Abbildung 3.33.

F e r tig u n g s v e r fa h r e n d e s S c h m ie d e n s T re n n e n

U m fo rm e n D ru c k u m fo rm e n

F r e ifo rm e n

G e s e n k fo rm e n

R e c k e n v o n V o ll- u n d h lk ö r p e r n u fw e ite n e ih a lte n b s e tz e n ) B r e ite n S ta u c h e n A n s ta u c h e n R u n d k n e te n

F o rm re c k e n R e c k s ta u c h e n F o rm ru n d k n . F o rm s ta u c h e n S c h lie ß e n im G e s e n k A n s ta u c h e n im G e s e n k F o rm p re s s e n o h n e G ra t F o rm p re s s e n m it G r a t

W a lz e n R e c k w a lz e n S c h e ib e n w a lz e n R in g w a lz e n S c h r ä g w a lz e n v o n F o rm te ile n Q u e r w a lz e n v o n F o r m te ile n

Z u g u m fo rm e n

H o (A B A

F ü g e n B ie g e u m fo rm e n

E in d r ü c k e n D o rn D u r c h lo H o h ld o E in p r ä E in s e n

e n c h e n rn e n g e n k e n

S c h u b u m fo rm e n

S to ffv e r e in ig e n

V e r s c h ie b e n

V e rd re h e n

D u rc h s e tz e n

S c h rä n k e n V e r w in d e n

A n - u n d E in p r e s s e n

D u rc h d rü c k e n V o ll- V o r w ä r ts W a r m flie ß p re s s e n N a p fR ü c k w ä rts W a r m flie ß p re s s e n (L o c h e n ) V o ll- Q u e r F lie ß p r e s s e n

Abbildung 3.33: Fertigungsverfahren des Schmiedens [LANG90b]

Demnach lässt sich Schmieden als „Fertigen durch Umformen mit Anwärmen, Trennen und Fügen an einem Werkstück“ deﬁnieren. Neben den Druckumformverfahren ﬁnden auch Zug-, Biege- oder Schubumformverfahren sowie Verfahren des Walzens Verwendung, die in ihrer Kombination zu den verschiedenartigen Verfahrensvarianten oder Fertigungsfolgen gezählt werden, siehe Abbildung 3.34. Dieses Kapitel befasst sich mit den Grundverfahren des Schmiedens. Die wesentlichen Aspekte des Wärmens, der verarbeitbaren Werkstoﬀe und der verwendeten Werkzeuge werden aufgezeigt. Der Schwerpunkt besteht jedoch darin, anhand von Fertigungsbeispielen das breite Anwendungsspektrum der Schmiedetechnik, die Anwendungsvoraussetzungen bezüglich der Teilegestaltung sowie die Verfahrensgrenzen anhand der erreichbaren Bauteileigenschaften und -genauigkeiten aufzuzeigen. Das Schmieden lässt sich in die Grundverfahren Freiform- und Gesenkschmieden unterteilen:

3.3 Warmumformung H a lb z e u g · g e · g e · g e · g e · g e

g o s s w a lz w a lz w a lz z o g e

e n e te /s te s te /s n e

r B lo c k tra n g e g o s s e n e B ra m m e n /K n ü p p e l B a n d tr a n g g e p r e ß te S tä b e /P r o fils tä b e S tä b e ; g e z o g e n e r D ra h t

· W e r · T re n · M a s · R ic h · Q u e · F o rm

S ta n g e , D ra h t

G u s s b lo c k , - te il

e id n e id e re c

e n id e n n h e n

s c h a fte n ä n d e rn (F ) n g (F , G ) ru n g (F , G ) r b ild u n g ( F , G ) G )

A b g ra te n (G ), A b s c h ro te n (F )

T re n n e n S c h e rs c h n M e s s e rs c h B e iß s c h n e S p a lte n , B

k s to ffe ig e n n e n (F ) s e n v e r te ilu tu n g s ä n d e r s c h n itts v o p re s s e n (

227

A b s te c h d re h e n S ä g e n T r e n n s c h le ife n

B ie g e n , V e r d r e h e n , D u r c h s e tz e n ( F , G )

W a r m - K a lib r ie r e n ( G ) R o h te il · B ra · B ra · S p a · D re

n d - , S ta b - , P r o fil- , K n ü p p e l- , m m e n - , D r a h ta b s c h n itt lts tü c k h te il

W ä r m e b e h a n d e ln ( F , G )

R e in ig e n ( S tr a h le n , R o m m e ln , B e iz e n ) ( F , G )

W ä rm e n · F r e ifo r m s c h m ie d e n ( F ) · G e s e n k s c h m ie d e n ( G )

K a ltp r ä g e n /- r ic h te n ( G )

S c h m ie d e s tü c k

Abbildung 3.34: Arbeitsablauf beim Schmieden [LANG90b]

• Beim Freiformschmieden ist der Umformvorgang „werkzeugungebunden“, wobei die Werkstückform durch gezielte Werkstückbewegung zwischen einzelnen Werkzeughüben erreicht wird. • Beim Gesenkschmieden ist der Umformvorgang „werkzeuggebunden“, wobei die Werkstückform durch die Form (Gravur) gegeneinander wirkender Werkzeugteile erzeugt wird. Die wesentlichen Unterscheidungsmerkmale der beiden Grundverfahren sind in Tabelle 3.12 zusammenfassend gegenübergestellt.

Tabelle 3.12: Gegenüberstellung der Verfahrensmerkmale für das Freiform- und Gesenkschmieden Freiformschmieden Verfahrenscharakteristik

Werkzeugungebunden, Gestalterzeugung durch gezielte Werkstückbewegung und partieller oder integraler Umformung Anwendungsziele - Verbesserung der mech. Eigenschaften (Durchschmieden) - Rohteilherstellung (Vorform mit Massenverteilung) Zielgruppe Einzel- bis Kleinserienfertigung Bauteilgewichte 1 kg bis 500 t Typische Bauteile Scheiben, Ringe, Buchsen, Wellen, Stangen, Knüppel, Blöcke, Kurbelwellenteile

Gesenkschmieden Werkzeuggebunden Gestalterzeugung durch Werkzeugform (Gravur)

- Rohteil./Halbfertigteil-/ Fertigteilherstellung - endkonturnahe bis einbaufertige Bauteile Mittel- bis Großserienfertigung 50 g bis 1,5 t Kurbelwellen, Vorderachsen, Radnaben, Ringförmige Teile (Wälzlagerringe), Zahnräder, Synchronringe, Turbinenschaufeln

228

3 Massivumformung

Das Freiformschmieden ﬁndet vorwiegend Anwendung in der Einzel- und Kleinserienfertigung meist sehr großer Werkstücke. Dabei besteht die vorrangige Zielsetzung in der Beeinﬂussung der Werkstückeigenschaften, d. h. insbesondere die Beseitigung von Unregelmäßigkeiten, wie z. B. Schlackeneinschlüsse oder Lunker. und damit die Erzeugung eines möglichst homogenen Gefüges. Das Freiformschmieden hat jedoch auch eine Bedeutung als ﬂexibles, da werkzeugungebundenes Umformverfahren (partielles Schmieden), mit dem auch endkonturnahe Bauteile durch gezielte Werkstückbewegung gefertigt werden können [KOPP87]. Das Gesenkschmieden wird zur Herstellung von Werkstücken in der Mittel- und in der Großserienfertigung eingesetzt. Das formgebende Werkzeug bestimmt dabei die Wirtschaftlichkeit des Verfahrens wesentlich. 3.3.2 Freiformschmieden Einen Überblick über die Verfahren des Freiformschmiedens gibt Abbildung 3.35. Die Verfahren des Reckens und Breitens sowie das Stauchen sind die wesentlichen, auf Schmiedepressen und besonderen Schmiedemaschinen realisierten und industriell angewendeten Freiformschmiedeverfahren. Abbildung 3.36 zeigt im oberen Bildteil die Verfahrensprinzipien dieser Verfahren für Querschnittsänderungen. In den folgenden Kapiteln werden die einzelnen Prinzipien im Detail erläutert. Zum einen werden sie zur Erzeugung von Vorformen und Halbzeugen eingesetzt. Zum anderen liegt der Anwendungsbereich bei der Herstellung von endformnahen Bauteilen. Dazu müssen die einzelnen Verfahrensprinzipien zu einer Fertigungsfolge kombiniert werden, siehe Abbildung 3.36 unten.

F r e ifo r m e n

R e c k e n

R u n d k n e te n

B r e ite n

S ta u c h e n

T r e ib e n

S c h w e ife n

S c h lic h te n ( S c h lic h tre c k e n )

A u fw e ite n

B e ih a lte n

A b s e tz e n d u rc h R e c k e n

F la c h p r ä g e n

A n s ta u c h e n

M a ß p rä g e n

G la ttp r ä g e n

D e n g e ln

E le k tr o a n s ta u c h e n

Abbildung 3.35: Einteilung der Fertigungsverfahren des Freiformschmiedens nach DIN 8583-3 [DIN03e]

3.3 Warmumformung R e c k e n

B r e ite n

S ta u c h e n

B r e its a tte l

R e c k s a tte l

229

S ta u c h b a h n

S to ffflu s s S to ffflu s s S to ffflu s s

V e r fa h r e n s k o m b in a tio n e n / F e r tig u n g s fo lg e n

G u s s b lo c k

n a c h R e c k e n

n a c h S ta u c h e n

S c h m ie d e te il

Abbildung 3.36: Verfahren des Freiformschmiedens

Weiterhin können die Verfahren zur Richtungsänderung (z. B. Schubumformen) und Hohlformerzeugung (z. B. Eindrücken) zum Freiformschmieden gezählt werden. Sie werden in Kapitel 3.3.2.4 ebenfalls näher erläutert. Das Rundkneten wird in Kapitel 3.3.4 gesondert aufgeführt, da es sowohl als Freiform- als auch als Gesenkschmiedeverfahren zur Querschnittsminderung oder -proﬁlierung an Stabmaterial oder Rohren im angewärmten oder auch im nicht erwärmten Zustand eingesetzt wird. Die Verfahrensprinzipien Treiben, Schweifen und Dengeln sind eher im handwerklichen Bereich zu ﬁnden und werden daher hier nicht weiter behandelt. Die wichtigsten Fertigungsfolgen zum Freiformschmieden sowie Beispiele aus der Praxis werden in Kapitel 3.3.2.6 vorgestellt. 3.3.2.1 Recken. Durch das Recken oder Reckschmieden wird der Querschnitt bzw. die Dicke eines Werkstückes schrittweise durch gezielte Kombination von Manipulatorvorschub und Pressenhub vermindert und der Werkstoﬀ vorwiegend in Längsrichtung verdrängt, siehe Abbildung 3.36 links oben. Bei Hohlkörpern wird über einen Dorn gereckt, siehe Abbildung 3.45. Vereinfachend kann das Recken als eine Folge inkrementeller Stauchvorgänge angesehen werden, da je Pressenhub nur ein begrenzter Werkstückbereich umgeformt wird. Dabei soll das Gussgefüge zerstört, d. h. Seigerungen, Einschlüsse oder Hohlstellen beseitigt werden, um ein homogenes Gefüge und anforderungsgerechte mechanische Eigenschaften zu erzielen. Das Recken gilt im Hinblick auf die Werkstückbeanspruchung als günstiges Verfahren, da der Faserverlauf erhalten bleibt und ein feinkörniges Gefüge entsteht.

230

3 Massivumformung

Die zur Beschreibung des Reckprozesses wichtigste Kenngröße ist der Reckgrad λR =

A0 , A1

(3.9)

der sich aus dem Verhältnis der Querschnittsﬂächen vor bzw. nach dem Recken ergibt, bzw. der Gesamtreckgrad λRges , der sich aus den in n einzelnen Überschmiedungen realisierten Einzelreckgraden λRi , wie folgt zusammensetzt [SPUR84]: λRges =

n

λRi =

i=1

An−1 A0 A1 . ... · An A1 A2

(3.10)

Eine weitere wichtige Kenngröße ist das erzielbare Bissverhältnis sB /h (sB /d für Rundquerschnitte). Dabei ist sB die sich aus dem Manipulatorvorschub ergebende gedrückte Länge des Werkstückes und h die je Reckvorgang erzielte Werkstückhöhe (h0 = Ausgangshöhe). Abbildung 3.37 zeigt den Einﬂuss des Reckgrades auf die mechanischen Eigenschaften des Werkstückwerkstoﬀs. a a : Z b : B c : B d : S e : K b

c d

e

1

2 3

4 5 6 R e c k g ra d l

7

u g fe s tig k e it r u c h e in s c h n ru c h d e h n u n tre c k g re n z e e r b s c h la g z ä

R

m

ü ru n g Z g A R p h ig k e it a

p a r a lle l ( lä n q u e r z u r F a V e r m in d e r u R e in h e its g

k

g s ) z u r F a s e r r ic h tu n g s e r r ic h tu n g n g b e i v e r s c h le c h te r te m ra d

Ü b e r g a n g s r ic h tu n g lä n g s - q u e r

8

R

Abbildung 3.37: Änderung der mechanischen Eigenschaften bei unterschidlichem Reckgrad [SPUR84]

Abbildung 3.38 verdeutlicht den Zusammenhang zwischen Bissverhältnis sB /h und Schmiedestückhöhe h bzw. Sattelbreite B. Durch das Recken werden Rund-, Rechteck- oder Flachquerschnitte als Halbzeug (Stab- und Flachmaterial) erzeugt, die in weiterer Fertigungsfol-

1 ,0

1 0 0 0

0 ,8

8 0 0

0 ,6

6 0 0

0 ,4 (s B /h )

4 0 0 m a x

0 ,2

0

231

S a tte lb r e ite B / m m

B is s v e r h ä ltn is s B /h

3.3 Warmumformung

2 0 0

0

(s B /h )

m a x

£ (B /h )

4 0 0 2 0 0 6 0 0 8 0 0 S c h m ie d e s tü c k h ö h e h / m m

0 1 0 0 0

Abbildung 3.38: Einﬂuss der Schmiedestückhöhe h und der Sattelbreite B auf das erzielbare Bissverhältnis sB [SPUR84]

ge, z. B. durch Walzen, Gesenkschmieden und andere Verfahren, zu wellen-, scheiben-, ring- oder zylinderförmigen Produkten weiterverarbeitet werden. 3.3.2.2 Stauchen. Im Gegensatz zum Recken, das durch partielle Umformung gekennzeichnet ist, wird beim Stauchen überwiegend das gesamte Werkstück umgeformt. Hierdurch wird keine Verbesserung der Schmiedestückeigenschaften erreicht. Erfolgt das Stauchen der Vorform in axialer Richtung, so werden die Werkstoﬀfasern auseinandergeschoben. Die Homogenität des Gefüges wird dort, wo sie gefordert ist, durch die Kombination mit dem Recken erreicht. Das Stauchen ist daher häuﬁg nur eine Teiloperation in einer Fertigungsfolge. Gegenüber dem Recken werden beim Stauchen deutlich größere Höhenänderungen realisiert, beschrieben durch den Stauchgrad λs =

A1 h0 = . A0 h1

(3.11)

Infolge der zwischen Werkstück und Werkzeug auftretenden Reibung baucht das Werkstück in Abhängigkeit des Höhen-/Durchmesserverhältnisses h0 /d0 mehr oder weniger stark tonnenförmig aus. Zur Reduzierung dieses Effektes können proﬁlierte Stauchplatten verwendet werden. Bei zu schlanken Ausgangsgeometrien besteht die Gefahr des Ausknickens. Daher sollte der Schlankheitsgrad h0 /d0 < 2 . . . 2, 5 nicht überschritten werden. Das Stauchen ist auch zur Fehlererkennung an Rohblöcken und Halbzeugen anwendbar. Am gestauchten Rohblock oder Halbzeug platzen oberﬂächennahe Unregelmäßigkeiten, wie Randblasen, Riefen, Schlackenstellen,

232

3 Massivumformung

Kantenbrüche und Spannungsrisse, auf. Die Fehlerstellen werden sichtbar und lassen sich aushauen oder ausﬂämmen. Das Stauchen kann somit eine wirksame Werkstoﬀkontrolle sein. Vor dem Stauchen des Rohblocks müssen Kopf und Fuß abgetrennt werden, um die dort angelagerten Verunreinigungen zu entfernen, siehe Abbildung 3.39. Wird dieses sog. Abschöpfen unterlassen, schieben sich die Verunreinigungen aus Kopf und Fuß beim Stauchen in den Blockrumpf. Das Abschöpfen geschieht durch Sägen oder Abstechen. Beim einfachen Abhauen können schiefe Kopf- und Fußﬂächen entstehen, die beim Stauchen zu Falten und in extremen Fällen zu Brüchen führen. Außer zur Erhöhung des Reckgrades und zur Fehlererkennung wird das Stauchen zur Formgebung von Scheiben, Ringen und Buchsen eingesetzt. B lo c k r u m p f

B lo c k k o p f

B lo c k fu ß

B lo c k r u m p f

B lo c k k o p f

B lo c k fu ß

s a u b e re A b tre n n u n g

O b e re S ta u c h b a h n B lo c k r u m p f

U n te re S ta u c h b a h n

u n s a u b e re A b tre n n u n g

O b e re S ta u c h b a h n B lo c k r u m p f

F a lte

B ru c h

U n te re S ta u c h b a h n

Abbildung 3.39: Stauchen eines abgeschöpften Rohblocks [HALL71]

3.3.2.3 Breiten. Durch Breiten wird der Querschnitt bzw. die Dicke eines Werkstückes schrittweise, d. h. durch gezielte Werkstückbewegung relativ zum Arbeitshub der Presse oder des Hammers vermindert. Entgegen dem Recken wird beim Breiten der Werkstoﬀ vorwiegend in Querrichtung verdrängt, d. h. quer zur Längsachse des Werkstückes, siehe Abbildung 3.36. Angewendet wird das Breiten zur Herstellung sogenannter Breitewaren, wie Sensen, Hacken oder Spaten oder zur Massenverteilung vor dem Gesenkschmieden. 3.3.2.4 Richtungsänderung und Hohlraumerzeugung. Die Prinzipien der Verfahren Schubumformen und Eindrücken sind in Abbildung 3.40 dargestellt.

3.3 Warmumformung

233

R ic h tu n g s ä n d e r u n g S c h u b u m fo rm e n

A b s e tz e n

D u rc h s e tz e n

V e rd re h e n

H o h lfo r m e r z e u g u n g

A b fa ll

D o rn e n

D u r c h lo c h e n

H o h ld o r n e n ( H o h llo c h e n )

Abbildung 3.40: Freiformverfahren zur Richtungsänderung und zur Hohlformerzeugung [LANG90b, SPUR84]

Durch die Schubumformverfahren Durch- oder Absetzen werden benachbarte Querschnittsﬂächen eines Werkstückes in Kraftrichtung parallel zueinander verschoben. Das Schubumformen ist durch einen reinen Schubspannungszustand gekennzeichnet. Da der Faserverlauf im Werkstück weitestgehend erhalten bleibt, werden die mechanischen Eigenschaften günstig beeinﬂusst. Diese Verfahren werden vorwiegend in der Kurbelwellenfertigung angewandt. Beim Schubumformverfahren Verdrehen werden benachbarte Werkstückquerschnittsﬂächen durch eine Drehbewegung unter einem bestimmten Verdrehwinkel gegeneinander verlagert. Anwendung ﬁnden die Verdrehverfahren Verwinden oder Schränken z. B. bei der Kurbelwellenfertigung. Durch die Eindrückverfahren werden Hohlräume durch Werkstoﬀverdrängung quer (mittels Volldorn) bzw. quer und parallel zur Kraftrichtung (mittels Hohldorn) erzeugt, siehe Abbildung 3.40. Im Gegensatz zum Volldornen wird das Hohldornen ausschließlich zur einseitigen Erzeugung durchgehender Hohlräume und vorwiegend bei größeren Schmiedeteilen eingesetzt. 3.3.2.5 Trennverfahren. Die in der freiformtypischen Fertigungsfolge angewandten Trennverfahren sind anhand der Arbeitsprinzipien und Fertigungsbeispiele in Abbildung 3.41 veranschaulicht. Nach DIN 8588 zählen diese Verfahren zu den Messerschneidverfahren und werden zum Entfernen überﬂüssiger Werkstoﬀteile, in Verbindung mit dem Recken, zur Erzeugung scharfkantiger Querschnittsänderungen („Absetzen“) oder als Schlitzen zur Vorbereitung von ringförmigen und gespreizten Teilen angewandt [DIN03l].

234

3 Massivumformung

A b s c h ro te n

E in s c h r o te n

S c h litz e n

S c h r o tm e iß e l

S c h r o tm e iß e l

A m b o s s

A m b o s s

M e iß e l

A m b o s s

G e s p r e iz t

S a tte l

A u fg e w e ite t A m b o s s E in g e s c h r o te t u n d a b g e s e tz t

G e s c h litz t

Abbildung 3.41: Trennverfahren beim Freiformschmieden [LANG90b]

3.3.2.6 Fertigungsfolgen und Anwendungsbeispiele. Die Fertigungsfolge unterteilt sich beim Freiformschmieden grundsätzlich in zwei Teilfolgen. In der ersten Teilfolge werden, ausgehend vom gegossenen Rohblock, die einzelnen Schritte zur Durchschmiedung durchgeführt. Dabei wird das Gefüge umgeformt und eventuell vorhandene Fehlstellen verschlossen bzw. verschweißt. Im Allgemeinen besteht diese Teilfolge aus einer Kombination der Grundverfahren Recken und Stauchen, bis der geforderte Reck- bzw. Stauchgrad erreicht ist. Je nach Zahl der einzelnen Schritte kann in Abhängigkeit der Werkstückmasse ein mehrmaliges Erwärmen erforderlich werden. Die zweite Teilfolge besteht aus den formgebenden Schritten, wobei je nach angestrebter Endform verschiedene Verfahrensvarianten mit unterschiedlichen Werkzeugen zum Einsatz kommen. Neben Knüppel- und Stangenmaterial mit Rund- und Mehrkantquerschnitt werden durch Freiformschmieden insbesondere Scheiben, Lochscheiben, Ringe und Hohlzylinder, sowie quaderförmige oder kubische Blöcke als Vorformen für große Bauteile in Kleinserien oder als Einzelstück gefertigt. Im Folgenden werden für die Freiformschmiedeindustrie repräsentative Fertigungsbeispiele vorgestellt, die einen Eindruck über das mögliche Anwendungsspektrum freigeformter Schmiedeteile vermitteln sollen. Wichtigste Beispiele großer Freiformschmiedestücke sind schwere Kurbelund Antriebswellen für Schiﬀsmotoren, Turbinen- und Verdichterwellen für Kraftwerke, Druckbehälterteile für Kernkraftwerke sowie Großwerkzeuge für Stahlwerke und die Umformtechnik. Im Folgenden werden Beispiele von Fertigungsfolgen für die Werkstückgruppen

3.3 Warmumformung

• • • •

235

wellenförmige Bauteile, Scheiben, Ringe und Hohlkörper

aufgezeigt und erläutert. Wellenförmige Bauteile. Die Fertigungsfolge wellenförmiger Werkstücke wird im Wesentlichen vom Stückgewicht und vom größten Querschnitt bzw. vom geforderten Reckgrad und dem in einzelnen Stufen maximal erzielbaren Reckgrad bestimmt. Wellenförmige Werkstücke sind zum Beispiel: • Rotorwellen für Turbinen und Generatoren (bis 100 t), • Flanschwellen (bis 65 t) und • Kurbelwellen (10 bis 250 t) [HALL71]. Als Beispiel für die Fertigung abgesetzter Wellen zeigt Abbildung 3.42 die Fertigungsfolge zur Herstellung eines Turbinenrotors durch kombiniertes Stauchen und Recken in der 1. Teilfolge sowie das Fertigschmieden in der 2. Teilfolge.

R u n d S c h m ie d e n

1 . T e ilfo l

R o h b lo c k

g e

A b fa ll

F e r tig S c h m ie d e n K o p f u n d F u ß a b s c h e re n

S ta u c h e n

R e c k e n

2

. T e ilf o lg e

A b s e tz e n

a u f F o rm

S ta u c h e n

R e c k e n

s c h m ie d e n A b s e tz e n

Abbildung 3.42: Fertigungsfolge beim Stauch-/Reckschmieden eines Turbinenrotors [HALL71]

Der Freiformschmiedevorgang zur Herstellung einer Wasserturbinenwelle ist in Abbildung 3.43 dargestellt. Die abgebildete Rotorwelle hat ein Stückgewicht von ca. 42 t, einen größten Durchmesser von 2 m und eine Gesamtlänge von ca. 6 m.

236

3 Massivumformung

Abbildung 3.43: Freiformschmieden einer Wasserturbinenwelle (Quelle: Saarstahl AG Völklingen)

Große Kurbelwellen, z. B. für Schiﬀsantriebe, werden aus geschmiedeten oder gegossenen Einzelteilen zusammengesetzt. Für die Herstellung mittelgroßer Kurbelwellen sind folgende Verfahren entwickelt worden [SPUR84]. Bei einigen älteren Verfahrensvarianten wird nach der Erwärmung der Rohblöcke auf 1.000 ℃ bis 1.300 ℃ lediglich eine grobe Konturanpassung vorgenommen. Zapfen werden durch Recken angeschmiedet und die übrigen Formelemente, wie Lagersitze und Kurbelwangen, zerspanend erzeugt. Diese materialintensiven Verfahren werden nur noch bei kleineren, zum Freiformschmieden geeigneten Kurbelwellen angewandt. Andere Verfahrensvarianten zur Herstellung größerer Kurbelwellen sind durch die Kombination mit den Schubumformverfahren Durchsetzen und Verdrehen der Kurbelhübe gekennzeichnet. Dabei kann das Verdrehen durch den Einsatz von Teilgesenken ersetzt werden. Die Hübe werden hierdurch in Stellung geschmiedet und durch Einkerben und Durchsetzen geformt. Um die für die Bauteileigenschaften günstige Faserstruktur nicht durch ungünstige Bearbeitungsschritte, wie z. B. die Zerspanung, zu beschädigen, wurden Verfahren entwickelt, bei denen die Faserstruktur während der Umformung erhalten bleibt und die Endkontur weitgehend erreicht wird. Diese Verfahren sind dadurch gekennzeichnet, dass durch geeignete maschinelle und werkzeugseitige Einrichtungen, ausgehend von einem gewalzten oder geschmiedeten Rundstab, die Kurbelwangen angestaucht und gleichzeitig die Kurbelzapfen durchgesetzt werden. Dabei wird durch die jeweiligen Zusatzeinrichtungen ein gewisser Anteil des Pressendruckes in eine horizon-

3.3 Warmumformung

237

tale Kraftkomponente zur Anstauchung der Kurbelwangen umgesetzt. Diese Umsetzung erfolgt bei dem • RR-Verfahren durch schräge Gleitﬂächen (nach Röderer, Frankreich), • TR-Verfahren durch Gelenkhebelarme bzw. Doppelkniehebel (nach T. Rut, Polen), • National-Forge-Verfahren mit Hilfe von zwei ineinander gebauten Pressen, die unter 90° zueinander versetzt angeordnet sind (National-ForgeCompany, USA) und beim • MAN-Verfahren durch eine geeignete Hydraulik (MAN, Deutschland). Ein Beispiel für die Herstellung von Kurbelwellen mit ca. 300 bis 600 mm Hub und Massen zwischen 2 t und 10 t ist das Hub-zu-Hub-Schmieden nach dem Schloemann-Krupp-Verfahren [LANG90b, SPUR84]. Drei Arbeitsgänge mit jeweiligem An- bzw. Nachwärmen und Werkzeugbewegungen in zwei Richtungen kennzeichnen dieses Verfahren. Im ersten Schritt werden die Wellenlager eingepresst und die Verdickungen in Winkelstellung durchgesetzt. Im zweiten Schritt werden die Verdickungen zwischen den Lagerstellen auf die rohe Wangen- und Kurbelzapfenbreite in Winkelstellung ﬂachgedrückt. Im dritten Arbeitsschritt werden die Kurbelhübe in Winkelstellung ausgepresst und die Kurbelzapfen geformt. Wesentliche Vorteile dieses Verfahrens sind die erzielbare Endkonturnähe, wodurch die zerspanende Nachbearbeitung reduziert wird, sowie der für die Betriebsfestigkeit günstige Faserverlauf. Scheiben. Eine Scheibe ist eine geometrische Form, deren Dicke um ein Vielfaches geringer ist als die Länge und Breite. Die äußere Form ist dabei irrelevant – üblicherweise hat eine Scheibe allerdings die Form eines sehr ﬂachen Zylinders. Je nach Größe der Scheibe werden integrale oder partielle Verfahren angewandt. Da es aufgrund radialer Zugspannungen zu Rissen im Kernbereich kommen kann, wird dieser nach einem Vorstauchen der Scheibe mit einem proﬁliertem Werkzeug nachgestaucht. Um das Risiko sogenannter „Kernaufreißungen“ zu minimieren, kommt das partielle Stauchen bei mittleren und größeren Scheibendurchmessern (bis zu 4 m; Scheibenhöhe bis 1 m) zur Anwendung. Zunächst wird die Scheibe integral vorgestaucht und anschließend partiell vom Rand zur Mitte in axialer Richtung gestaucht, so dass der Kernbereich zum Schluß umgeformt wird. Dabei wird die Scheibe zwischen jedem Pressenhub gedreht. Als weitere Verfahren sind das Stauchen einer Scheibe mit Zapfen mittels proﬁliertem Werkzeug, das partielle Stauchen außerhalb der Presse durch geeignete Kraftübertragung sowie das Würfelschmieden zur Herstellung kleiner und mittlerer Scheiben zu nennen. Ringe und Hohlkörper. Der Ausdruck Ring bezeichnet im Allgemeinen einen dünnen, geschlossenen, meist kreisförmige Gegenstand. Ein Ring unterscheidet sich von einer Scheibe sowohl in der Dicke der Wandung als auch in der festgelegten kreisrunden Außenkontur.

238

3 Massivumformung

Zu den durch Freiformschmieden erzeugten Hohlkörpern zählen Ringe und Hohlzylinder, siehe Abbildung 3.44. Zur Unterscheidung nach geometrischen Kriterien sind Ringe dadurch gekennzeichnet, dass ihre Höhen h0 ≈ h1 während des Schmiedens nahezu konstant bleiben und Innen- und Außendurchmesser sich vergrößern (d1 > d0 ; D1 > D0 ). Bei Hohlzylindern bleibt der Innendurchmesser nahezu konstant (d1 ≈ d0 ), Länge und Außendurchmesser verändern sich (L1 > L0 ; D1 > D0 ).

Abbildung 3.44: Durch Freiformschmieden hergestellte Ringe und Hohlzylinder (Quelle: Schmidt + Clemens GmbH)

Ausgehend von der gelochten Scheibe als Zwischenform gibt es unterschiedliche Verfahrensvarianten zur Herstellung von Ringen und Hohlzylindern. Kennzeichnend für alle Varianten ist das radiale Aufweiten mit Hilfe eines Innendorns auf den geforderten Innendurchmesser. In weiteren Stufen werden bei der Ringherstellung die Ringhöhe beibehalten und die Durchmesser auf Maß geweitet. Bei der Fertigung von Hohlzylindern wird nach dem Aufweiten über einen konischen und wassergekühlten Reckdorn in Längsrichtung gereckt. Der Dorndurchmesser entspricht dabei dem Innendurchmesser des Zylinders. Je nach Größe müssen die Arbeitsgänge des Aufweitens (Durchmesser) und des Reckens (Länge) mehrmals nach vorherigem Nachwärmen wiederholt werden. Abbildung 3.45 veranschaulicht den Arbeitsablauf beim Freiformschmieden eines Hohlzylinders. Zu erkennen sind Rundsattel, Dorn und Manipulatorgreifer. Bezüglich der Hauptstoﬀﬂussrichtung unterscheidet sich die Ringherstellung durch dominierenden Stoﬀﬂuss in Umfangsrichtung von der Hohlzylinderfertigung mit vorwiegendem Stoﬀﬂuss in Längsrichtung.

3.3 Warmumformung

239

Abbildung 3.45: Freiformschmieden eines Hohlzylinders (Quelle: Schmidt + Clemens GmbH)

Unter Einsatz besonderer Formsättel oder proﬁlierter Dorne können innen und außen abgestufte sowie proﬁlierte Hohlkörper hergestellt werden. Einteilige Ringe können bis zu 8 m Außendurchmesser und bis zu 4 m Höhe geschmiedet werden. Hohlzylindrische Werkstücke sind mit Längen bis zu 30 m bei etwa 1,5 m Durchmesser und bis zu 4 m Durchmesser bei etwa 7 m Länge herstellbar. Als Beispiel für ein ﬂexibles, automatisiertes Schmiedeverfahren wird im Folgenden das Radialumformen nach Lange beschrieben [LANG83]. Durch radiale Krafteinleitung über vier um 90° zueinander versetzte, hydraulisch betätigte Stößel werden Werkstücke mit ausgeprägter Längsachse, wie z. B. abgesetzte Wellen, Doppel-T-Proﬁle, Kreuzproﬁle mit Querstegen und Vieleckproﬁle, erzeugt. Kreisrunde Querschnitte werden durch Vielecke angenähert. Durch die gleichmäßige und allseitige Krafteinleitung und die gleichmäßige Abstufung der Einzelschritte aufgrund der automatisierten Kinematik ergibt sich eine insgesamt homogene Umformung resp. Textur und Formänderungsverteilung, was sich günstig auf die Gebrauchseigenschaften des Endproduktes auswirkt. 3.3.3 Gesenkschmieden Nach DIN 8583-4 wird das Gesenkschmieden als Druckumformverfahren deﬁniert, bei dem die Werkstückgeometrie durch die Werkzeuggravur erzeugt wird. Dabei wird das Werkstück entweder ganz oder teilweise vom Werkzeug umschlossen [DIN03f]. Aufgrund des auf das Werkstück wirkenden Druckes erzwingt das Werkzeug einen Werkstoﬀﬂuss in Richtung (Stauchen), entgegengesetzt (Steigen) und quer (Breiten) zur Werkzeugbewegung. Von den drei Grundvorgängen

240

3 Massivumformung

der „geführten Verdrängung“ des Werkstoﬀes treten mindestens zwei Vorgänge gleichzeitig auf, wobei die Übergänge ﬂießend sind. Abbildung 3.46 gibt einen Überblick über die Gesenkschmiedeverfahren zur Querschnittsänderung.

G e s e n k s c h m ie d e n G e s e m u m s W

F o rm re c k e n

R o lle n (R e c k s ta u c h e n )

G e s e n m u m s c W

n k s c h m ie d e n it te ilw e is e c h lo s s e n e m e rk s tü c k

F o rm ru n d k n e te n

S c h lie ß e n im G e s e n k

F o rm s ta u c h e n

im

A n s ta u c h e n G e s e n k

k s c h m ie d e n it g a n z h lo s s e n e m e rk s tü c k

F o rm p re s s e n m it G r a t

F o rm P rä g e n p re s s e n im G e s e n k o h n e G ra t

Abbildung 3.46: Einteilung der Fertigungsverfahren des Gesenkschmiedens nach DIN 8583-4 [DIN03f]

3.3.3.1 Gesenkschmiedeverfahren zur Zwischenformung. Ausgehend vom Rohteil durchlaufen Gesenkschmiedestücke je nach Schwierigkeitsgrad eine oder mehrere Zwischenformen bis zur Endform. Man unterscheidet drei Arten des Zwischenformens: • Massenverteilen – Das Rohteil wird so vorgeformt, dass die Hauptquerschnitte der Endform weitestgehend entsprechen. • Biegen – Längliche Werkstücke werden der Endkontur entsprechend gebogen, gekröpft oder durchgesetzt. • Querschnittsvorbildung – Die Querschnitte werden proﬁliert, so dass in der Endgravur nur noch auf Maßhaltigkeit geformt werden muss. Durch das Zwischenformen ergeben sich folgende Vorteile für die Endformung: • Vermeidung ungleicher oder lokal übermäßiger Gratbildung, • Reduzierung des Werkstoﬀﬂusses in Richtung der Werkstücklängsachse bei länglichen Teilen, • verbesserte Formfüllung der Endgravur mit geringerem Kraftaufwand, • Verschleißreduzierung der Endgravur, • verbesserter Faserverlauf im Werkstück und • Erhöhung der Endformqualität. Zu den Zwischenformverfahren zählen im Wesentlichen die Gesenkformverfahren mit teilweise umschlossenem Werkstück sowie das Anstauchen im

3.3 Warmumformung

241

Gesenk, siehe Abbildung 3.47. Diese Verfahren ﬁnden vereinzelt auch als Endformverfahren Anwendung.

F o rm s ta u c h e n

F o rm re c k e n A -A

F o rm ru n d k n e te n

R e c k s ta u c h e n A n s ta u c h e n im

A

A

G e s e n k

R e c k w a lz e n

Abbildung 3.47: Unterschiedliche Verfahren zur Querschnittsänderung und Massenverteilung [LANG90b, SPUR84, HALL71]

Beim Formstauchen wird das Werkstück zwischen meist ebenen parallelen Stauchbahnen zweier Gesenkhälften umgeformt. Durch das Anstauchen im Gesenk oder auf Waagerecht-Stauchmaschinen wird der Werkstoﬀ örtlich angehäuft. Beim Formrecken wird das Werkstück zwischen zwei Formsätteln unter ständigem Drehen um die Werkstücklängsachse gereckt. Zur Erläuterung des Verfahrens „Recken“ siehe Kapitel 3.3.2.1. Das Formrundkneten ist ein Gesenkformen mit umlaufendem Kraftangriﬀ, wobei das Werkstück in ununterbrochener Folge gereckt, gestaucht oder reckgestaucht wird. Dieses Verfahren wird auch zur Endformerzeugung eingesetzt und unter dem allgemeinen Begriﬀ „Rundkneten“ im Kapitel 3.3.4 gesondert vorgestellt. Rollen oder Reckstauchen ist ebenfalls ein Verfahren mit umlaufendem Kraftangriﬀ, wobei die Formgebung durch Recken dominiert. Der Werkstückquerschnitt wird teils vermindert, teils vergrößert. Reckstauchen wird vor allem beim Gesenkformen von der Stange und vorwiegend zur Zwischenformung angewandt. Das Reckwalzen ist ein Verfahren des Proﬁllängswalzens. Dem Werkstück wird durch die proﬁlierten Walzsegmente in Walzrichtung die geforderte Form aufgezwungen. Es hat zur Massenverteilung für das Gesenkschmieden an Bedeutung gewonnen. Es zeichnet sich durch eine relativ hohe Gleichmäßigkeit der Zwischenformen aus und führt damit auch zu einer Reduzierung der Grat-

242

3 Massivumformung

verluste. Zur Erzielung der gewünschten Massenverteilungsform werden meist mehrere Walzstufen vorgesehen, um eine Gratbildung aufgrund zu hoher Umformgrade zu vermeiden. Zur Anformung von Bolzen- und Schraubenköpfen wird hauptsächlich das Anstauchen im Gesenk eingesetzt, siehe Abbildung 3.47. Durch wechselbare Einsätze können die unterschiedlichsten Werkstücke auf WaagerechtStauchmaschinen hergestellt werden. 3.3.3.2 Formpressen mit Grat. Das in der industriellen Praxis vorherrschende Verfahren des Gesenkschmiedens ist das Formpressen mit Grat, siehe Abbildung 3.48, unten. Jedes Formpressen mit Grat beginnt und endet mit dem Stauchen, wobei der überﬂüssige Werkstoﬀ nach vollständigem Füllen der Gravur durch den Gratspalt verdrängt wird. Die drei möglichen Grundtypen der „geführten Werkstoﬀverdrängung“ verdeutlicht Abbildung 3.49. F o rm p re s s e n o h n e G ra t ( g e s c h lo s s e n e s G e s e n k )

S te m p e l A u fn e h m e r ( M a tr iz e ) W e rk s tü c k A u s w e rfe r

F o r m p r e s s e n m it G r a t (o ffe n e s G e s e n k )

G ra tb a h n

A u fs c h la g flä c h e

G r a ts p a lt

G r a tm u ld e

O b e rg e s e n k

W e rk s tü c k G ra t U n te rg e s e n k

Abbildung 3.48: Gesenkschmiedeverfahren mit ganz umschlossenem Werkstück

Wird das Rohteil gestaucht, vermindert sich die Ausgangshöhe ohne große Breitung über kleine Gleitwege entlang der Werkzeugﬂächen. Der Stoﬀﬂuss erfolgt hauptsächlich parallel zur Werkzeugbewegung. Bei weiterem Fortsetzen des Stauchens bzw. bei größeren Querschnitten erfolgt ein seitliches Ausweichen des Werkstoﬀes von innen nach außen. Der Stoﬀﬂuss ist gekennzeichnet durch lange Gleitwege entlang der Werkzeugﬂächen senkrecht zur Werkzeugbewegung unter hohen Normaldrücken. Dieser Vorgang wird als Breiten bezeichnet. Müssen tiefe Hohlräume der Gravur ausgefüllt werden, kommt es je nach Lage der Gesenktrennebene zum Steigen des Werkstoﬀes entgegen der Werk-

3.3 Warmumformung

243

S ta u c h e n

A n le g e n

F ü lle n

S ta u c h e n

B r e ite n

S te ig e n

Abbildung 3.49: Grundtypen von Vorgängen beim Füllen von Schmiedegesenken [LANG90b]

zeugbewegung. Hierbei tritt eine örtliche Vergrößerung der Ausgangshöhe mit teils langen Gleitwegen entlang der Werkzeugﬂächen unter hohen Normaldrücken auf. Ein gleichzeitiges Stauchen ist für das Steigen unerlässlich. Das Steigen erfordert jedoch einen entsprechend großen Umformwiderstand im Gratspalt. Breite und dünne Querschnitte setzen dem Stoﬀﬂuss senkrecht zur Werkzeugbewegung aufgrund des großen Reibanteils und damit dem Ausfüllen der Gravur beim Endformen großen Widerstand entgegen. Durch eine geeignete Zwischenform, die eine verminderte Kontaktﬂäche zur Gravur und damit eine verminderte Reibung erlaubt, kann der Widerstand beim Endformen deutlich reduziert und das Ausfüllen der Endform auch in kleine Ecken gewährleistet werden. Abbildung 3.48 verdeutlicht den Unterschied der Gravurausfüllung beim Formpressen ohne Grat (obere Bildhälfte) und mit Grat (untere Bildhälfte). Es ist deutlich zu erkennen, dass der überﬂüssige Werkstoﬀ beim Formpressen mit Grat über den Gratspalt abﬂießt. Die Gratgeometrie beeinﬂusst jedoch nicht nur die Werkstoﬀüberschussmenge, sondern insbesondere die Spannungen im Grat und damit im Werkstück sowie im Gesenk. Die Ausformung der Endgravur wird im Wesentlichen durch die die Normalkraft am Grataustritt und durch den Umformwiderstand des Werkstückwerkstoﬀs beeinﬂusst. Der Gratspalt ist geometrisch deﬁniert. Er ist durch die Gratbahnbreite und die Gratspaltdicke bzw. durch das Gratverhältnis der Breite zur Dicke gekennzeichnet.

244

3 Massivumformung

Die Normalkraft am Grataustritt muss so groß sein, dass nur wenig Werkstoﬀ entweicht und der Überdruck im Werkzeug groß genug ist, um die Gesenkgravur vollständig auszufüllen. Form und Abmessung des Grates richten sich nach Gestalt und Größe des Schmiedestückes. Dominiert das Steigen des Werkstoﬀes aufgrund der speziellen Gravurgeometrie, so muss der Gratspalt so ausgelegt sein, dass er dem herausﬂießenden Werkstoﬀ einen großen Widerstand entgegensetzt. Bei vorwiegendem Breiten dünnwandiger Werkstücke ohne Querschnittsvergrößerungen am Außenrand oder bei überwiegendem Stauchen muss der Widerstand im Gratspalt hingegen geringer sein. Ebenfalls muss der Temperatureinﬂuss berücksichtigt werden. Werden der Gratspalt zu eng (zu kleine Gratdicke) und die Gratbahn zu breit (zu große Gratbreite) gewählt, wird die Abkühlgeschwindigkeit im Gratspalt zu groß. Der Umformwiderstand im Gratspalt nimmt zu und damit auch die Belastung der Gravur. Gestaltungsrichtlinien für die Gratspaltgeometrie werden in [HALL71] angegeben, die Einﬂüsse der Gratgeometrie bzw. des Gratbahnverhältnisses auf die Umformkraft, die Steighöhe und den Werkstoﬀüberschuss sind ausführlich in [LANG90b] beschrieben. Nach dem Gesenkschmieden wird der Grat entweder warm (Schmiedetemperatur) oder kalt (Raumtemperatur) entfernt. Die Wahl des Abgratverfahrens richtet sich nach der Geometrie des Teiles und nach der Werkstückfestigkeit. Kleinere Werkstücke werden zum Kaltabgraten vom Takt der Schmiedemaschine entkoppelt, woraus sich eine größere Mengenleistung ergibt. Der Vorteil des Warmabgratens liegt in den geringeren Trennkräften und den besseren, nahezu bruchfreien Schnittﬂächen. Es wird daher vorwiegend bei größeren Schmiedestücken oder bei schwierigen Werkstoﬀen eingesetzt. 3.3.3.3 Formpressen ohne Grat. Das Formpressen ohne Grat erfolgt in geschlossenen Werkzeugen, siehe Abbildung 3.48, oben. Als Vorteile des gratlosen Formpressens sind folgende Aspekte zu nennen [SPUR84]: • Werkstoﬀeinsparung um 10 % bis 40 % der Einsatzmasse, • keine Abgratoperation, • Reduzierung der spanenden Nacharbeit durch kleinere Bearbeitungszugaben und aufgrund kleinerer Toleranzen der Rohteilmassen, • geringere Umformkräfte. Dem stehen folgende Nachteile gegenüber: • Volumenschwankungen des Rohteils können entweder zur Überlastung des Gesenkes führen, wenn keine Ausgleichsräume vorgesehen sind, oder die Gravur wird nicht vollständig gefüllt. Daraus ergibt sich die Forderung nach einer hohen Volumengenauigkeit (Abweichungen < 5 %) des Rohteils und damit erhöhte Anforderungen an die Rohteilherstellung. • Genaues Positionieren des Rohteils in der Gravur ist notwendig, um exzentrische Belastungen und damit Formfehler zu vermeiden.

3.3 Warmumformung

245

• Sorgfältige Massenverteilung, vor allem bei langgestreckten Werkstücken. Die Querschnitte der Massenverteilungsform müssen in allen Schnittebenen senkrecht zur Hauptachse und damit denen der Endquerschnitte gleich sein. Das Formpressen ohne Grat ﬁndet vor allem Anwendung bei der Herstellung von Schmiedestücken aus NE-Metallen und -Legierungen. Kombinationen der Verfahren mit und ohne Grat in einer Fertigungsfolge ermöglichen den Einsatz weniger tolerierter Rohteilmassen. Bei einer Variante wird der Volumenüberschuß beim Endformen mit Grat über diesen verdrängt. Eine andere Möglichkeit sieht das Verdrängen des überschüssigen Werkstoﬀs bei der Zwischenformung mit Grat vor. 3.3.3.4 Fertigungsfolgen und Anwendungbeispiele. Das mögliche Leistungspotenzial des Gesenkschmiedens ist einerseits durch die Entwicklungen in der gesamten Fertigungstechnik, andererseits aber insbesondere durch die Entwicklungen des Absatzmarktes und den damit verbundenen Forderungen an die Bauteile hinsichtlich Qualität und Kosten geprägt worden. Der Trend, der zu dem Entwicklungsstand führte [VOIG88], hält auch weiterhin an und ist durch folgende Forderungen an potenzielle Schmiedestücke gekennzeichnet: • höhere Maß- und Formgenauigkeiten, • verbesserte Bauteileigenschaften hinsichtlich höherer Belastbarkeit und damit weitere Gewichtseinsparungen, • geringere Gewichtstoleranzen, • höhere Funktionsintegration (multifunktionale Bauteile), • Verwendung kostengünstiger Werkstoﬀe und • Reduzierung der gesamten Fertigungskosten durch endkonturnahes Fertigen, insbesondere schwierig zerspanbarer Flächen und Formen und damit Substitution bzw. Elimination von Zerspanoperationen. Diese Forderungen können nicht allein durch die Optimierung eines einzelnen Verfahrens oder Fertigungsschrittes erreicht werden, sondern bedürfen einer gesamtheitlichen Betrachtungsweise der jeweiligen Fertigungsaufgabe, resp. Fertigungsfolge. Anhand der nachfolgend aufgeführten, schmiedetypischen Fertigungsbeispiele soll der derzeitige Entwicklungsstand der Gesenkschmiedetechnik innerhalb der jeweiligen Gesamtfertigungsfolge verdeutlicht werden. Der prinzipielle Arbeitsablauf mit allen möglichen Einzelabläufen ist bereits in Abbildung 3.34 dargestellt. Das entweder durch Trennen vom Stangen-, Draht- oder Bandabschnitt oder durch konturnahes Gießen erzeugte Rohteil wird häuﬁg zunächst einer groben Massenverteilung unterzogen. Dazu kommen häuﬁg verschiedene Freiformschmiedeverfahren wie das Recken, Stauchen oder Breiten zum Einsatz. Außerdem bieten sich formgebundene Zwischenoperationen, wie z. B. das Reckwalzen, mit dem Ziel der Vorkonturerzeugung an.

246

3 Massivumformung

Die Endform wird in der endgültigen Gravur auf Maß gepresst. Neben dem Trennen des Grates können dem Endformen noch Richt- oder Kalibrieroperationen nachgeschaltet werden. Weiterhin können sich Wärmebehandlungsund Reinigungsverfahren anschließen. Prinzipiell sind Schmiedevorgänge im Einzel-, Mehrfach- oder Mehrstufengesenk möglich. Das Mehrfachgesenk formt dabei ein und dasselbe Formelement in mehrfacher Ausführung, während das Mehrstufengesenk mehrere verschiedene Umformoperationen in einem Gesenkblock vereint. Das Schmieden in Mehrfachgesenken ermöglicht höhere Mengenleistungen und hat Vorteile für die Werkstückqualität, da der Werkstoﬀﬂuss unter Umständen gezielter gesteuert werden kann. Außerdem bietet sich auch für unsymmetrische Schmiedeteile die Möglichkeit einer symmetrischen Gravurgestaltung, wodurch sich Gesenk- bzw. Stempelverkippungen vermeiden lassen. Fertigungsfolgen können sowohl auf einer einzelnen Maschinen durch Anwendung von Mehrstufengesenken erfolgen als auch in einzelnen Arbeitsstufen (einzelne Werkzeuge) in einer Linie oder Gruppe verschiedener Schmiedemaschinen. Im Folgenden werden Beispiele von Fertigungsfolgen für die Werkstückgruppen • Scheiben, Ringe, Hohlzylinder, • wellenförmige und längliche Teile sowie • komplexe Schmiedeteile aufgezeigt und erläutert. Scheiben, Ringe, Hohlzylinder. Zur Vorformerzeugung bzw. Massenverteilung beim Schmieden runder Teile kommen verschiedene Stauchverfahren (Freiformstauchen und Stauchen im Gesenk) sowie Warmﬂießpressoperationen zum Einsatz, da bei allen anderen Verfahren zur Vorformerzeugung unsymmetrische Verhältnisse entstehen. In Abbildung 3.50 sind typische Arbeitsfolgen zusammengestellt. Dabei werden die Stauchverfahren zur Erzeugung axialsymmetrischer Formelemente mit großer Massenkonzentration verwendet, während mit dem Warmﬂießpressen axialsymmetrische Hohlformen gefertigt werden. Typische Beispiele für rotationssymmetrische Schmiedeteile stellen Wälzlager dar, welche zu den speziﬁsch höchst belasteten Maschinenbauteilen gehören, siehe Abbildung 3.51. Sie werden im mittleren Durchmesserbereich (30 bis 150 mm), ausgehend von Abschnitten gewalzten Stangenmaterials, geschmiedet. Dabei können verschiedene Ringabmessungen (Innen- und Außenring) aus einer Stangendimension erzeugt werden. Im Gegensatz zu den üblichen durchhärtenden Stählen (z. B. 100 Cr 6) besteht bei Verwendung von Einsatzstählen auch die Möglichkeit, aus einer Warmvorform durch zwei Kaltﬂießpressstufen einen Zustand zu erreichen, der eine spanende Schruppbearbeitung erübrigt. Abbildung 3.52 zeigt als Beispiel für ein Hohlteil die verschiedenen Arbeitsstufen zur schmiedetechnischen Herstellung eines Hohlﬂansches. Die

3.3 Warmumformung

F o rm s ta u c h e n

S ta u c h e n

B r e ite n o h n e H o h lr ä u m e

S ta u c h e n

B r e ite n m it H o h lr ä u m e n

F lie ß p r e s s e n

S ta u c h e n , B r e ite n

F o r m p r e s s e n m it G r a t

D o rn e n

F o r m p r e s s e n m it G r a t

E n tg ra te n

247

Abbildung 3.50: Darstellung vier beispielhafter Arbeitsfolgen beim Gesenkschmieden [LANG90b]

Abbildung 3.51: Stadienfolge für Ringe eines Kugellagers (Quelle: Hatebur Umformmaschinen GmbH)

Endform wird mit Hilfe eines Mehrfachgesenkes erzeugt, wobei die einzelnen Zwischenformen in der gleichen Gravur weitergeformt werden. Durch Kombination mit Drückverfahren werden geschmiedete Leichtmetallfelgen für PKW hergestellt, siehe Abbildung 3.53. Dabei wird ausgehend von einem Stranggussrohling durch Formpressen in drei Stufen eine Zwischenform erzeugt, bei der die Speichenzwischenräume schon ausgestanzt sind, siehe Abbildung 3.53, 2. von rechts. Die eigentliche Felgengeometrie wird dann in einem gesonderten Arbeitsgang mittels „Fließdrücken“ erzeugt. Der Vorteil gegenüber gegossenen Felgen liegt hier in einer Gewichtseinsparung von ca. 15 % [BOET98].

248

3 Massivumformung

1 )

A u s g a n g s fo rm s ta u c h e n z w e c k s E n tz u n d e ru n g

2 )

A b s a tz flie ß p r e s s e n , F la n s c h a n s ta u c h e n

5 )

H ö h lu n g fe r tig p r e s s e n , K ra g e n a n p re s s e n

4 )

3 )

H ö h lu n g p r e s s e n , F la n s c h v o r fo r m e n 7 )

6 )

a b g ra te n

H ö h lu n g tie fe r p r e s s e n

8 )

lo c h e n

H ö h lu n g z y lin d r is c h z ie h e n

Abbildung 3.52: Stufen beim Gesenkschmieden eines Hohlﬂansches im Mehrfachgesenk [HALL71]

Abbildung 3.53: Stadienfolge zur Herstellung einer Leichtmetallfelge aus AlMgSi1 (Quelle: Otto Fuchs KG)

3.3 Warmumformung

249

Ein weiteres, sehr wichtiges Anwendungsgebiet bilden Getriebeteile, wie zylindrische und kegelförmige Zahnräder, Kupplungskörper und Synchronringe [WITT89]. Diese werden jedoch aus Gründen der Genauigkeit überwiegend mit den Techniken der Halbwarmumformung und des Präzisionsschmiedens hergestellt, siehe Kapitel 3.2 und Kapitel 3.4.1.1. Wellenförmige und längliche Teile. Ein modernes Beispiel für längliche Gesenkschmiedeteile stellen Rohlinge für die Verteilerrohre von Common-RailEinspritzsystemen dar, siehe Abbildung 3.54. Diese Bauteile müssen bei sehr kleinen Durchmessern extremen Drücken standhalten und werden zudem wechselnd beansprucht. Daher werden sie besonders vorteilhaft durch Schmieden hergestellt und stellen eine typische Anwendung für das Schmieden im Automobilbereich dar [NN01c].

Abbildung 3.54: Geschmiedete Rohlinge von Verteilerrohren für Common-RailDieseleinspritzsysteme, Länge 300 - 500 mm (Quelle: Hirschvogel Umformtechnik GmbH)

Für die gesamte Massivumformung ist die Automobilindustrie mit einem Anteil von knapp 60 % der bedeutendste Abnehmer [NN01c]. Kurbel- und Nockenwellen stellen dabei klassische, schmiedetypische Beispiele dar. Die Stückgewichte bei Kurbelwellen reichen von ca. 15 kg bei mittleren Pkw-Motoren bis 180 kg bei Nutzfahrzeugmotoren [COEN88]. Die wichtigsten Bauteilanforderungen sind die Dauerfestigkeit, enge Maßtoleranzen und partiell hohe Oberﬂächengüten. Diese Eigenschaften werden durch eine Fertigungskette, bestehend aus Schmieden, Wärmebehandeln sowie spanlose und spanende Nachbearbeitung erzielt. Eine wirtschaftliche Bearbeitung des Schmiederohteils verlangt geringe Aufmaße und zum Teil einbaufertige Funktionsﬂächen. Für PKW-Kurbelwel-

250

3 Massivumformung

len werden max. 3 mm Schmiedeaufmaß zugelassen. Mit geringeren Aufmaßen und einbaufertigen Flächen ist eine enge Tolerierung und damit eine geringe fertigungsbedingte Streuung zwangsläuﬁg zu fordern. Durch die Einführung des „Twistens“, d. h. Verdrehen der Kurbelwelle im schmiedewarmen Zustand in die endgültige Hublage, sind fünf- bis sechshubige Kurbelwellen analog zu vierhubigen ohne zusätzliche Werkzeugteile mit geringem Aufmaß herstellbar. Der Einsatz mikrolegierter AFP-Stähle (ausscheidungshärtender ferritisch-perlitischer Stahl) ermöglicht die Einhaltung geforderter Werkstoﬀeigenschaften ohne zusätzliche Wärmebehandlung nach gesteuerter Abkühlung aus der Schmiedehitze [EN98]. Zur Steigerung der Dauerfestigkeit kann eine gezielte Randschichtverfestigung durch Festwalzen erfolgen, siehe Kapitel 3.5.2. Die gesamte schmiedetechnische Fertigungsfolge beginnt mit dem Knüppelabschnitt, der zwecks grober Massenverteilung vorgedrückt oder reckgewalzt wird. Das anschließende Vor- und Fertigpressen erfolgt in zwei Gravuren. Das Abgraten und Richten erfolgt in jeweils eigenen Maschinen. Bei getwisteten Kurbelwellen ﬁndet der Verdrehvorgang nach dem Abgraten auf einer speziellen Maschine statt. Ähnlich verhält es sich bei geschmiedeten Nockenwellen. Im Bereich der PKW-Produktion gewinnen hier jedoch „gebaute“ Nockenwellen in zunehmenden Maße an Bedeutung, siehe Abbildung 4.106. Bei den „gebauten“ Nockenwellen werden lediglich die einzelnen Nocken gesenkgeschmiedet. Diese werden zusammen mit anderen Komponenten sequenziell auf ein Trägerrohr aus Stahl montiert, wobei die Fügestelle lokal durch einen Rollierprozess vorbereitet wird. Das Ziel größerer Funktionsintegration führt zwangsläuﬁg zu komplexeren und gleichzeitig genaueren Bauteilen. Auch für ein im Motorenbau völlig neues Bauteil, eine Exzenterwelle für stufenlos regelbare Ventiltriebe (Valvetronic, Entwicklung der BMW AG), kann das Gesenkschmieden vorteilhaft eingesetzt werden, siehe Abbildung 3.55. Neben der Festigkeit aufgrund der hohen dynamischen Belastungen werden höchste Anforderungen an die Lage und Form der zahlreichen Formelemente gestellt, da sich diese direkt auf die Genauigkeit des einzustellenden Ventilhubs auswirken. Für das Bauteil bedeutet dies, dass eine hohe Geradheit des gesamten Bauteils und exakte Rundlaufeigenschaften und Formtoleranzen der Lager- und Exzenterﬂächen gefordert sind, welche in diesem Fall nicht durch gebaute Wellen erreicht werden können. Die erste Stufe besteht in einer Materialanhäufung für das Zahnsegment in der Mitte, welche mittels Stauchen im Gesenk erfolgt. Dadurch wird sichergestellt, dass sich ein gleichmäßiger Grat ausbildet und eine hohe Materialausnutzung erreicht wird. Im Anschluss folgt eine Vorformstufe, durch welche die Endgeometrie bereits fast erreicht wird. In der Fertigstufe wird schließlich die hohe Genauigkeit bezüglich Form-, Lage- und Maßtoleranzen sichergestellt. Lediglich kleine Schmiedeaufmaße unterscheiden diese Stufe

3.3 Warmumformung

251

Abbildung 3.55: Stadienfolge zum Schmieden von Exzenterwellen für ValvetronicSysteme; Stangenabschnitt - Vorstauchling - Vorstufe - Fertigstufe - Gratabschnitt - warmkalibriertes Fertigschmiedeteil, Länge 562 mm (Quelle: Hirschvogel Umformtechnik GmbH)

von der Endgeometrie. Der Umformprozess schließt mit einem kombinierten Entgrat- und Warmkalibriervorgang ab, der zu einer optimalen Erstaufnahme in der nachfolgenden, zerspanenden Fertigbearbeitung führt. Der Einsatz des AFP-Stahls 38 MnVS 6 (ausscheidungshärtender ferritisch-perlitischer Stahl nach DIN EN 10267) ermöglicht das prozesssichere Erreichen der gewünschten Werkstoﬀeigenschaften durch kontrollierte Abkühlung auf dem Transportband [EN98]. Eine zusätzliche Wärmebehandlung wie bei Vergütungsstählen entfällt dadurch. Komplexe Schmiedeteile. Bei der Herstellung komplexer Schmiedeteile, wie z. B. Fahrwerkskomponenten im PKW-Bereich, sind häuﬁg längere Fertigungsfolgen notwendig, bei denen die Massenverteilung durch Vorformbildung in der Regel den ersten Arbeitsschritt darstellt. Dazu können sowohl Verfahren des Freiformschmiedens als auch des Gesenkschmiedens verwendet werden. Die in Frage kommenden Vorformverfahren sind Recken, Breiten oder Stauchen, siehe Abbildung 3.36 bzw. Abbildung 3.47. Beispiele für komplexere durch Gesenkschmieden hergestellte Bauteile zeigt Abbildung 3.56. Hierbei handelt es sich um verschiedene Fahrwerksteile von Kraftfahrzeugen und Flugzeugen. Auch im KFZ-Bereich werden für derartige Teile immer häuﬁger Leichtmetalle (Aluminiumlegierungen) eingesetzt, die durch schmiedetechnische Verarbeitung deutlich bessere Festigkeitsund Lebensdauerwerte erhalten als bei der gießereitechnischen Herstellung [LOWA01]. Nach der Massenverteilung, die bei derart komplexen Strukturen

252

3 Massivumformung

meistens unverzichtbar ist, erfolgen hier diverse mehrstuﬁge Formpressoperationen und eventuell Lochoperationen. Bei bestimmten Geometrien sind zudem Biegevorgänge notwendig, die unmittelbar vor dem Formpressen oder nach dem Abgraten erfolgen.

Abbildung 3.56: Fertigungsbeispiele für komplexe Gesenkschmiedeteile aus Aluminiumlegierungen zum Einsatz in Fahrwerken – links: PKWSchwenklager, Länge 250 mm (Quelle: Hirschvogel Umformtechnik GmbH); Mitte und rechts: PKW-Dreiecksquerlenker (ca. 2 kg) aus AlMgSi1 und Flugzeug-Lenkarm Bugfahrwerk (ca. 180 kg) aus AlZnMgCu 1,5 (Quelle: Otto Fuchs KG)

3.3.4 Rundkneten 3.3.4.1 Verfahrensprinzip. Das Rundkneten (oft auch als „Rundhämmern“ bezeichnet) ist ein Frei- oder Gesenkformverfahren zur Querschnittsverminderung oder -proﬁlierung an Stäben und Rohren im nicht erwärmten oder angewärmten Zustand, siehe Abbildung 3.57. Zwei oder mehrere gegeneinander wirkende Werkzeugsegmente üben in schneller umlaufender Folge auf das ganz oder teilweise umschlossene Werkstück radiale Druckkräfte aus, indem sie senkrecht zur Werkstückachse wegbegrenzte Hübe ausführen. Unterschieden wird zwischen dem Vorschub- oder Durchlaufverfahren zur Erzeugung langer reduzierter Querschnitte bei vergleichsweise ﬂachen Übergangswinkeln, siehe Abbildung 3.57 links, dem Einstechverfahren zur örtlichen Querschnittsverminderung, siehe Abbildung 3.57 Mitte, und dem Rundkneten eines Innenproﬁls über einen ortsfesten und drehbaren Proﬁldorn, siehe Abbildung 3.57 rechts. Die radialen Hübe der Werkzeugsegmente werden beim Rundkneten in hoher Frequenz ausgeführt. Durch die so erzielte inkrementelle Umformung lassen sich bei nicht erwärmten oder angewärmten Werkstoﬀen auch ohne zwischen- oder nachgeschaltete Wärmebehandlung im Vergleich zu anderen Umformverfahren sehr hohe Umformgrade erzielen. Die erzielbaren Toleranzen am Außendurchmesser liegen in Abhängigkeit von Material, Werkstückabmessung und Umformaufgabe im Bereich von

3.3 Warmumformung

253

Q u e r s c h n itt ( fü r a lle V e r fa h r e n )

L ä n g s s c h n itte

R u n d k n e te n m it L ä n g s v o r s c h u b d e s W e rk s tü c k e s ( D u r c h la u fv e r fa h r e n )

R u n d k n e te n m it Q u e r z u s te llu n g d e r W e rk z e u g e ( E in s te c h v e r fa h r e n )

R u n d k n e te n e in e s In n e n p r o fils ü b e r o rts fe s te n , d re h b a re n P r o fild o r n

Abbildung 3.57: Verfahrensprinzip und -varianten des Rundknetens

±0, 01 mm bis ±0, 1 mm (IT 8-9) und fallen damit in den Bereich des Präzisionsschmiedens, siehe Abbildung 3.25. Bei der Bearbeitung des Innendurchmessers über einen Dorn werden üblicherweise sogar Toleranzen < 0, 03 mm erreicht. Der Bearbeitungsbereich liegt in Abhängigkeit von Maschinengröße und -typ bei Durchmessern zwischen 0,4 bis 120 mm. Beim Rundkneten ergibt sich eine Kaltverfestigung, die über den gesamten Materialquerschnitt hin nahezu konstant ist. Diese kann bei der Auslegung des Bauteils berücksichtigt werden. Rundgeknetete Oberﬂächen weisen eine sehr geringe Rautiefe und einen hohen Traganteil auf: Beim Einstechen gilt für den Mittenrauwert üblicherweise Ra < 0, 1 mm und beim Vorschubrundkneten Ra < 1, 0 mm. 3.3.4.2 Anwendungsbeispiele. Das Rundkneten weist eine Vielzahl von Anwendungsmöglichkeiten hinsichtlich der Umformung von Stäben, Rohren oder Drähten mit rotations- oder axialsymmetrischen Querschnitten auf. Innen- wie Außenproﬁle als Formschlusselemente (Verzahnung, Keilproﬁl, Schlüsselﬂächen) und lokale Verjüngungen, wie das Einhalsen eines Rohres, können durch Rundkneten hergestellt werden, siehe Abbildung 3.58. Bei Rohren kann weiterhin durch Einsatz eines Dornes während der Rundknetbearbeitung die Wandstärke des Ausgangsrohres gezielt verändert werden. Hierdurch kann eine lokale Verstärkung des Bauteils ebenso erreicht werden, wie eine gezielte Ausdünnung der Ausgangswandstärke des Rohres für gewichtsoptimierte Bauteile, siehe Abbildung 3.59. Das druckdichte Verschließen eines Rohres lässt sich durch das Rundkneten ebenfalls in wenigen Arbeitsschritten realisieren, siehe Abbildung 3.60.

254

3 Massivumformung

a )

b )

c )

Abbildung 3.58: Beispiele für rundgeknetete Hohlwellen – (a) Welle (alle Geometrien außer Innenverzahnung rundgeknetet, (b) Hohlproﬁle mit Kerbund Evolventenverzahnung sowie Kugellaufbahnen (Rundkneten über proﬁliertem Dorn), (c) Lenkwelle mit 3- und 4-Kant an den Werkstückenden (Quelle: Gebr. Felss GmbH)

Abbildung 3.59: Rundgeknetete Aufnahme für eine Stichsägenachse, Wanddickenvariation durch Rundkneten mit Einsatz eines Dornes (Quelle: Gebr. Felss GmbH)

3.3 Warmumformung

255

Abbildung 3.60: Hohle Stoßdämpferkolbenstange, mittels Rundkneten druckdicht verschlossen (Quelle: Gebr. Felss GmbH)

Wie im Anwendungsbeispiel in Abbildung 3.61 ersichtlich, bei dem ein Kolben durch Rundkneten formschlüssig mit einem Rohr verbunden wird, bietet das Verfahren auch im Bereich der Fügekonstruktionen neue Möglichkeiten.

Abbildung 3.61: Befestigung von Kolben auf Zahnstange durch Rundkneten (Quelle: Gebr. Felss GmbH)

Der Anwendungsbereich des Rundknetens lässt sich durch Kombinationen von Umformoperationen, wie Bördeln, Sicken, Aufweiten, Einziehen und Gewinderollen, mit spanabhebenden Verfahren und Fügeoperationen deutlich

256

3 Massivumformung

erweitern. So können beispielsweise Fügekonstruktion hergestellt werden, bei denen verzahnte Bolzen in ein Rohr eingeschoben und durch Rundkneten formschlüssig und dicht mit diesem verbunden werden. Des Weiteren ist es möglich, auf mehrstuﬁgen, mit spanabhebenden Stationen kombinierten Bearbeitungsmaschinen von einem zylindrischen Stangenabschnitt zu fertigen. Fertigungsprozesse wie Plandrehen, Fasen und Zentrieren können dabei in die Maschine integriert werden. Dynamische Probleme aufgrund der „Hämmer“-Kinematik, die sich in Form von Schwingungsverschleiß an Maschine und Werkzeugen zeigen, hohe Geräuschemission infolge des „Hämmer-Schlages“, die jedoch durch geeignete Kapselung reduziert werden kann, wie auch Probleme der Längentoleranzen bei Einstichen und Absätzen stellen die wesentlichen Nachteile des Verfahrens dar. 3.3.5 Erwärmen Die Rohteile werden für das Schmieden auf hohe Temperaturen (bei Stahl ca. 1200 ℃) erwärmt, um eine Herabsetzung der Fließspannung resp. der Umformkraft und -arbeit und eine Verbesserung des Umformvermögens zu erreichen. 3.3.5.1 Einrichtungen zum Erwärmen. Für das Erwärmen zum Schmieden kommen folgende Verfahren zur Anwendung [LANG90b]: • Erwärmen in Öfen, die mit Gas, Öl oder elektrisch beheizt werden. Die Wärmeübertragung auf das Schmiedestück erfolgt durch Strahlung und Konvektion. • Erwärmen durch Induktion. Hierbei entsteht die Wärme im Werkstück infolge magnetischer Induktionen durch Wirbelstrombildung. • Widerstandserwärmung (konduktives Erwärmen). Die Wärme wird ebenfalls unmittelbar im Werkstück erzeugt. Die verschiedenen Ofenarten lassen sich wie folgt nach Größe und demzufolge nach Anwendungsbereich sowie nach der Bestückungsart (Stand- bzw. Durchlaufofen) klassiﬁzieren, siehe Tabelle 3.13. Das Problem beim Erwärmen ist die Temperaturdiﬀerenz zwischen Werkstückrand und -kernzone, die nur durch einen geeigneten Temperatur-ZeitAblauf minimiert werden kann. Ein zu großes Temperaturgefälle hat eine starke Dehnung der Randzone und rissfördernde Zugspannungen im Kern zur Folge. Die Anwärmgeschwindigkeit ist deshalb vom Querschnitt des Schmiedestückes und von der Rissempﬁndlichkeit des Werkstoﬀes abhängig. Große Freiformschmiedestücke aus Stahl können z. B. nach folgendem vierstuﬁgen Zyklus erwärmt werden: 1. Anwärmen auf 650 ℃ 2. Ausgleichen (Halten bei 650 ℃)

3.3 Warmumformung

257

Tabelle 3.13: Ofenarten zum Erwärmen beim Schmieden Ofenarten

Standöfen

Durchlauföfen

Verwendung für

Großschmiedeöfen (Herdﬂäche ≥ 4 m2 )

Herdwagenöfen

Stoßöfen

Großfreiformschmiedestücke

Kammeröfen Kleinschmiedeöfen (Herdﬂäche < 4 m2 )

Freiform- und Gesenkschmiedestücke

Drehherdöfen, Gesenkschmiedestücke Durchstoßöfen, (Taktöfen) Gesenkschmiedestücke, Kammeröfen zum Stauchteile Stangenwärmen, Bolzenwärmöfen Kammeröfen

3. Erwärmen von 650 ℃ auf Schmiedetemperatur 4. Durchwärmen (langzeitiges Halten) Anwärmgeschwindigkeiten liegen je nach Härte des Werkstückes zwischen 2 K/h und 100 K/min. Das Erwärmen oberhalb 650 ℃ kann schneller erfolgen. Die Wirtschaftlichkeit des Erwärmens im Ofen wird insbesondere vom Nutzwärmeanteil des Ofens bestimmt. Bei induktiven Erwärmungsanlagen ist die Eindringtiefe des induzierten Stroms von der Frequenz sowie von der Leitfähigkeit und Permeabilität, also der Durchlässigkeit für den induzierten Strom, des Werkstoﬀes abhängig. Je höher die Frequenz, desto kleiner ist die Eindringtiefe des induzierten Stroms. Der Kern des Werkstückes wird durch Wärmeleitung von der Randzone her erwärmt. Induktionsanlagen arbeiten mit Frequenzen zwischen 50 Hz und l MHz, wobei die Frequenz umso niedriger gewählt wird, je größer der Rohteilquerschnitt ist. Beim konduktiven Erwärmen (Widerstandserwärmen) wird das Rohteil als Widerstand in den Sekundärkreis eines feinstuﬁg regelbaren Transformators geschaltet (Strom: ca. 10.000 A; Spannungen: 2 . . . 6 V). Da der erforderliche gute Flächenkontakt zwischen Rohteil und Elektrode nur mit großem Aufwand beim Trennen des Rohteiles erreichbar ist, ist die Anwendung der elektrischen Widerstandserwärmung im Wesentlichen beschränkt auf Elektro-Stauchmaschinen und Bolzen- und Nietenerwärmungseinrichtungen. Die Erwärmung mit Induktionsanlagen hat im Hinblick auf die für das Schmiedestück nachteiligen Oxidationsvorgänge entscheidende Vorteile gegenüber der Erwärmung im Ofen. Im Gegensatz zu Reaktionen mit dem Rauchgas des Ofens ﬁnden bei induktiver und konduktiver Erwärmung im Wesentlichen nur Reaktionen mit dem Luftsauerstoﬀ statt. Darüber hinaus ist mit dem letztgenannten Verfahren ein schnelleres Erwärmen möglich, das bei Stahl aufgrund der oberhalb von 730 ℃ stark zunehmenden Oxidbildung von großer Bedeutung ist.

258

3 Massivumformung

3.3.5.2 Oxidation beim Erwärmen und Schmieden von Stahl. Oxidationsvorgänge bei hohen Temperaturen können im Allgemeinen nicht vollständig verhindert werden. Auch bei Erwärmung unter Schutzgas ﬁnden infolge des Restsauerstoﬀs Oxidationsvorgänge statt [MICH85]. Grundsätzlich wird zwischen den Reaktionstypen innere und äußere Oxidation sowie der Randentkohlung unterschieden [SCHÜ73]: Innere Oxidation (Randoxidation). Der Sauerstoﬀ diﬀundiert durch das Korn oder entlang der Korngrenzen in der Werkstückrandzone und reagiert mit Legierungselementen, die im Gegensatz zu Eisen eine höhere Sauerstoﬀ-Aﬃnität aufweisen. Solche Legierungselemente sind beispielsweise Silizium, Mangan und Chrom. Die durch die Oxidation bedingte Verarmung dieser meist zur Verbesserung der Härtbarkeit zugesetzten Legierungselemente kann dazu führen, dass ein nicht-martensitisches Randzonengefüge entsteht. Dieses beeinﬂusst den Eigenspannungszustand der Randschicht und führt aufgrund der niedrigeren Härte zu stärkerem Verschleiß und zu Festigkeitsverlusten insbesondere bei einsatzgehärteten Bauteilen. Äußere Oxidation (Verzunderung). Äußere Oxidation oder Verzunderung ergibt sich aufgrund der Reaktionen des Sauerstoﬀs mit dem Eisen bereits an der Oberﬂäche. Die Bildung der Eisenoxide ist auf einen komplexen Reaktionsablauf zurückzuführen, der weniger durch chemische Reaktionen, sondern eher durch zeit- und temperaturabhängige Diﬀusionsvorgänge und Phasengrenzreaktionen gekennzeichnet ist. Zwischen dem reinen Eisen und dem Luftsauerstoﬀ treten von innen nach außen drei Oxidphasen auf: • FeO (Wüstit), • Fe3 O4 (Magnetit) und • Fe2 O3 (Eisenoxid bzw. Hämatit). Der sich beim Erwärmen eines Werkstückes bildende Zunder kann aus einer oder mehreren dieser Oxidphasen bestehen und wird als Primärzunder bezeichnet, der wegen seiner abrasiven Wirkung auf das Werkzeug vor dem Schmieden entfernt werden muss. Die Stärke der Zunderbildung ist dabei von folgenden Faktoren abhängig: • dem Zeit-Temperatur-Zyklus beim Erwärmen, • der Atmosphäre beim Erwärmen und • dem Werkstückwerkstoﬀ. Als Maßnahmen zur Reduzierung der Zunderbildung sind zu nennen: • • • •

Kürzere Wärmzeit, z. B. durch induktive Erwärmung, Erwärmen unter Schutzgas oder Inertgas, niedrigere Umformtemperaturen, falls möglich (Halbwarmschmieden) und Verwendung von Schutzüberzügen.

3.3 Warmumformung

259

Die sich während des Abkühlens beim Schmieden bildende neue Oxidschicht – der dünne, festhaftende Sekundärzunder – wirkt sich ebenfalls negativ auf die Standmenge des Werkzeuges und damit auch auf die Maß- und Formgenauigkeit sowie die Oberﬂächengüte des Werkstückes aus, was insbesondere beim Präzisionsschmieden einbaufertiger Teile problematisch ist. Er kann allerdings nicht wie der Primärzunder von der Werkstückoberﬂäche entfernt werden. Randentkohlung. Die Randentkohlung ﬁndet bei hohen Schmiedetemperaturen durch Reaktionen des Kohlenstoﬀs mit den Bestandteilen der umgebenden Atmosphäre statt. Dabei erfolgen Entkohlungsreaktionen an der Grenzﬂäche Stahl/Zunder, wobei insbesondere die Reaktionen mit dem in der Umgebungsatmosphäre vorhandenen Wasserdampf von Bedeutung sind. Die gasförmigen Reaktionsprodukte CO und H2 resultieren aus Poren und Rissen in der Zunderschicht. Wichtige Einﬂussfaktoren sind wie bei der Zunderbildung die Ofenatmosphäre, die Wärmetemperatur und -zeit sowie die Legierungszusammensetzung des Werkstückwerkstoﬀes [MICH85]. Daneben ist die Entkohlungstiefe von der Umformung abhängig. So zeigen Bereiche mit Werkstoﬀverdrängung eine geringere und solche mit Werkstoﬀanhäufung eine größere Entkohlungstiefe. Die Randentkohlung führt zu einem Härteverlust in der Randzone und folglich zu Festigkeitsverlusten und Verschleiß. Dieser Nachteil kann durch eine Strahlbehandlung kompensiert werden. Beim Präzisionsschmieden muss daher aufgrund der geforderten hohen Oberﬂächengüten die Erwärmung und Abkühlung unter Schutzgas vorgenommen werden. 3.3.5.3 Verfahren zur Entzunderung nach dem Schmieden. Das Entfernen von Zunder kann durch Umformen erfolgen. Durch eine Verformung der Oberﬂäche wird die spröde Zunderschicht dabei auf Biegung belastet. Dadurch reißt sie auf und blättert in der Folge ab. Man unterscheidet je nach Lage des Werkstückes zum Werkzeug zwischen Tonnenstauchen, Flachstauchen längs und quer zur Werkstückachse zwischen ebenen Bahnen oder zwischen zweifach-diagonalen Bahnen sowie Stauchen in Prismen oder Walzen. Ein weiteres Verfahren ist das hydraulische Entzundern mittels Wasserstrahlen, die mit hoher Geschwindigkeit auf die verzunderte Werkstückoberﬂäche auftreﬀen [MICH85]. Der Entzunderungseﬀekt beruht dabei auf vier Einzeleﬀekten: • Abkühleﬀekt – Aufgrund unterschiedlicher Abkühlung des Grundwerkstoffes und der Zunderschicht entstehen an der Grenzﬂäche Metall/Oxid tangentiale Scherkräfte, die zur Ablösung der Schicht vom Grundwerkstoﬀ führen. An die Dicke und die Art der Zunderschicht müssen Einwirkzeit und Volumenstrom angepasst werden. • Bruchwirkung des Strahles – Der Strahldruck bewirkt ein Aufbrechen und Ablösen der Zunderschicht. Die Wirkung ist abhängig vom Druck vor der

260

3 Massivumformung

Düse, der Düsenform und -größe, vom Düsenabstand zum Werkstück sowie vom Auftreﬀwinkel. • Verdampfungseﬀekt – Wasser, das in Risse der Zunderschicht eindringt, kann sich in Hohlräumen zwischen Grundwerkstoﬀ und Zunder erwärmen, explosionsartig verdampfen und dadurch die Schicht lösen. • Spülwirkung – Die Spülwirkung dient zur Entfernung der gelösten Zunderpartikel.

3.3.6 Werkzeuge zum Freiformschmieden Bei den Werkzeugen zum Freiformschmieden handelt es sich im Wesentlichen um „Schmiedesättel“ verschiedener Geometrien. Eine Übersicht hierzu gibt Abbildung 3.62. Die Herstellung von Stabmaterial (auch abgesetzte und nicht zylindrische Voll- und Hohlkörper) erfolgt auf Langschmiede- oder Schmiedewalzanlagen, bei denen sechs oder acht Schmiedesättel im Kreis um das Werkstück angeordnet sind, wobei sich nur drei bzw. vier Sättel auf das Werkstück zubewegen, während sich die übrigen vom Werkstück wegbewegen. F r e ifo r m s c h m ie d e - W e r k z e u g e R e c k e n / U m s c h m ie d e n : R u n d in e c k ig , g r o ß in k le in

F la c h s a tte l - F la c h s a tte l

R e R o h o S c R u

c k e n v h b lö c k c h le g ie h lic h te n d q u e

o n e n u n d r te n S tä h le n , n v o n r s c h n itte n

R u n d s a tte l - R u n d s a tte l

R e c g ro ß a x ia H o h

k e n / U m s c h m ie d e n : in k le in , le s S tr e c k e n v o n lk ö r p e r n

S p itz s a tte l - F la c h s a tte l

R e c k e q u e rs c W e rk s o d e r L e r r e ic h

n v o n R e c h te c k h n itte n , b e i d e n e n to ffflu s s in B r e ite n ä n g s r ic h tu n g t w e r d e n s o ll

B a lls a tte l - B a lls a tte l

R e c R o h a x ia g ro ß

k e n b lö le s e r

v o n c k e n , S tre c k e n H o h lk ö r p e r

S p itz s a tte l - S p itz s a tte l

S c h m ie d e n v o n R in g e n

a x ia le r F la c h s a tte l u n d S c h m ie d e d o r n

Abbildung 3.62: Freiformschmiede-Werkzeuge [SPUR84]

Schmiedesättel unterliegen einer komplexen Beanspruchung durch Druck, Reibung, ständigem Temperaturwechsel sowie bei erhöhten Temperaturen einer lokaler plastischer Verformung [PHIL82]. Einer relativ kurzen Druckberührzeit unter Schlagbeanspruchung bei Schmiedehämmern steht beim Schmieden unter Pressen eine relativ lange Druckberührzeit und damit eine starke Aufheizung insbesondere des Untersattels entgegen. Dabei erwärmt

3.3 Warmumformung

261

sich die Werkzeugoberﬂäche auf 500 ℃ bis 700 ℃, insbesondere bei der Verarbeitung von Stählen mit hohem Verformungswiderstand, wie Warm-, Kaltund Schnellarbeitsstählen sowie hitze- und korrosionsbeständigen Stählen. Das Schmieden mit „rotwarmen“ Sätteln bei 500 ℃ bis 700 ℃ kann jedoch bei besonders empﬁndlichen Stählen von Vorteil sein. Die sehr warmen Sattelﬂächen lassen durch den geringen Wärmeentzug eine größere Verformung in einer Schmiedehitze zu [PHIL82]. Der Temperaturbereich, in dem Kantenbrüche am Werkstück auftreten, wird durch die verzögerte Abkühlung erst zu einem späteren Zeitpunkt erreicht. Die hohe thermische Belastung der Schmiedesättel beeinträchtigt die Standzeit erheblich. Standzeitverbesserungen werden hier durch die Wahl hochwarmfester Werkzeugwerkstoﬀe erreicht, wie z. B. Warmarbeitsstähle oder aushärtbare Nickellegierungen oder durch Auftragsschweißen oder „Aufpanzerung“ mit verschleißbeständigen, hochwarmfesten Legierungen, siehe Kapitel 2.8.5. 3.3.7 Werkzeuge zum Gesenkschmieden Gesenkschmiedewerkzeuge sind an die zu erzeugende Werkstückform gebunden und daher nicht ﬂexibel einsetzbar oder veränderbar. Die Gesenkherstellung und -instandhaltung ist zudem sehr kostenintensiv. Somit wird die Wirtschaftlichkeit des Schmiedeverfahrens in Bezug auf eine bestimmte Anwendung im Wesentlichen von den Gesenkkosten beeinﬂusst. Im Hinblick auf den Trend der Gesenkschmiede-, wie auch der gesamten Umformtechnik, zur wirtschaftlichen Herstellung komplexer, multifunktionaler Bauteile auch bei kleineren Stückzahlen, kommen daher der Konzeption, der Bearbeitung und insbesondere der Funktionssicherheit des Werkzeuges eine große Bedeutung zu. 3.3.7.1 Werkzeugkonzeption. Die Werkzeuge zum Gesenkschmieden lassen sich nach verschiedenen Kriterien unterscheiden bzw. kennzeichnen. So werden Gesenke mit Grat (oﬀenes Gesenk) von denen ohne Grat (geschlossenes Gesenk) unterschieden, siehe Abbildung 3.48. Ein weiteres Unterscheidungsmerkmal ist die Zahl der Werkzeugteilfugen. Werkstücke mit Hinterschneidungen können mit einem mehrfach geteilten Werkzeug hergestellt werden. Nach der Anzahl gleicher Gravuren werden Einfach- oder Mehrfachgesenke unterschieden. Letztere werden zur Steigerung der Mengenleistung eingesetzt. Anstelle von Vollgesenken werden häuﬁg Gesenkeinsätze verwendet, wobei der Gesenkhalter aus geringerwertigem Werkstoﬀ im Gegensatz zu einem hochwertigen Werkstoﬀ für den auswechselbaren Gesenkeinsatz gefertigt werden kann. Gegenüber einstuﬁgen Werkzeugen können in sogenannten Mehrstufenwerkzeugen mehrere Arbeitsstufen über Zwischenformen kombiniert werden. Bei der Werkzeuggestaltung müssen neben den Werkstückmaßen und den Toleranzen folgende Merkmale berücksichtigt werden:

262

3 Massivumformung

• Die Gravurgeometrie, insbesondere die Gravurtiefe, und die benötigte Aufschlagﬂäche bestimmen die Abmessungen des Gesenkblockes sowie Mindestwanddicken und -stegbreiten. Zu hohe und zu schlanke Stege und Rippen wirken sich zudem ungünstig auf den Stoﬀﬂuss aus und erhöhen den Umformwiderstand. • Für ein eventuelles Nacharbeiten der Gravur (Nachsetzen) müssen jeweils 10 mm bis 25 mm Aufmaß, bezogen auf die Gesenkhöhe, beaufschlagt werden. • Zur Minimierung horizontalen Versatzes werden je nach Genauigkeitsanforderungen an das herzustellende Schmiedestück unterschiedliche Werkzeugführungen vorgesehen. • Lage und Verlauf der Gesenkteilung sind wichtig im Hinblick auf den Stoﬀﬂuss, insbesondere bei komplexen Gravuren, auf das erforderliche Stoﬀvolumen und somit auf die Gravurbelastung. • Die Gestaltung von Gratbahn und Gratrille ist abhängig von der Gravur und dem Formschwierigkeitsgrad. Die Abmessungen von Gratspalt und Gratbahn beeinﬂussen die Steighöhe des Werkstückes in der Gravur, den zum Ausfüllen der Gravur erforderlichen Werkstoﬀüberschuss sowie die auftretenden Druckspannungen und Umformkräfte [SPUR84]. • Seitenschrägen an Innen- und Außenﬂächen zum Ausheben des Werkstückes werden in Abhängigkeit von der Werkstückform bemessen. Diese entfallen bei Verwendung hydraulisch betätigter Auswerfer. • Bei der Gestaltung der Endgravur müssen Schwindmaße berücksichtigt werden. • Rundungen für Hohlkehlen dürfen im Hinblick auf mögliche rissfördernde Spannungsspitzen nicht zu klein bemessen werden. • Das Formen kleiner Bodendicken führt mit zunehmendem Verhältnis von Bodenbreite zu Bodendicke zu höheren Druckspannungen. • Die Genauigkeiten der Gesenkmaße sollten 1 bis 3 ISO-Qualitätsstufen genauer sein als die der entsprechenden Werkstückmaße. 3.3.7.2 Beanspruchung von Schmiedegesenken. Gesenkschmiedewerkzeuge unterliegen einem komplexen Beanspruchungskollektiv, das aus folgenden Grundbeanspruchungen zusammengesetzt ist [LUIG90]: • • • •

thermische, mechanische, tribologische und chemische Beanspruchungen.

Zu den thermischen Beanspruchungsarten zählt die Wärmedauerbeanspruchung aufgrund der ständigen Energiezufuhr sowie die thermische Wechselbelastung aufgrund kurzzeitiger Temperaturspitzen, die die Anlasstemperatur des Werkzeugwerkstoﬀes überschreiten können. Das die Wärmedauerbeanspruchung bestimmende Temperaturfeld im Gesenk wird durch die in das Werkzeug je Schmiedevorgang eingebrachte und

3.3 Warmumformung

263

durch Wärmeleitung und Kühlung abgeführte Wärme bestimmt. Die Werkzeuggrundtemperatur stellt sich als Gleichgewicht zwischen zu- und abgeführter Wärmemenge ein. Sie liegt im Allgemeinen zwischen 200 ℃ und 300 ℃. Die thermische Wechselbeanspruchung konzentriert sich auf den oberﬂächennahen Werkzeugbereich. Hier werden temporäre Spitzentemperaturen von 500 ℃ bis 700 ℃ erreicht. Die während der Kontaktphase auftretende Spitzentemperatur wird beeinﬂusst von Gesenkwerkstoﬀ, -masse und -grundtemperatur, von Schmiedestückwerkstoﬀ, -masse und -temperatur, von der Art der Zwischenschicht, der Normalspannung, der Druckberührzeit und der Relativbewegung zwischen Werkstück und Werkzeug, die vom Werkstoﬀﬂuss abhängig und in bestimmten Bereichen daher sehr groß ist. Abbildung 3.63 verdeutlicht den Temperaturverlauf in der Gravuroberﬂäche über einen Schmiedezyklus. 7 0 0 6 0 0 A b k ü h lu n g d u r c h S tr a h lu n g u n d K o n v e k tio n

E in s p r itz e n d e s S c h m ie r s to ffe s in d ie G r a v u r

W a rte n a u f d e n n e u e n P re s s v o rg a n g

4 0 0 3 0 0

P re s s e n A u s s to ß e n d e s S c h m ie d e s tü c k e s u n d L ie g e n in d e r G ra v u r

T e m p e ra tu r / °C

5 0 0

2 0 0 1 0 0 0 0

T G P a u s e 1

S c h m ie r s to ffe Z e it / s

2

P a u s e

T G : W e rk z e u g g ru n d te m p e ra tu r

3

Abbildung 3.63: Temperaturverlauf in der Gravuroberﬂäche eines Schmiedegesenks über einen Schmiedezyklus [LUIG90]

Aufgrund des Formänderungswiderstandes des Werkstückwerkstoﬀes ergeben sich örtlich und zeitlich unterschiedlich hohe mechanische Spannungen im Gesenk, die gegen Ende des Schmiedevorganges aufgrund des Staudrucks im Gesenk stark ansteigen. Ausschlaggebend für die Reibungsverhältnisse und den Wärmeübergang sind die Kontaktnormalspannungen. Das Spannungsfeld im Gesenk ist durch axiale Stauchungen und radiale und tangentiale Dehnungen gekennzeichnet. Im Bereich von Hohlkehlen resultieren infolge der Stoﬀumlenkung hohe Zugspannungen. Die Vergleichsspannungen nehmen in diesen Bereichen im Vergleich zur gesamten Gravuroberﬂäche maximale Werte an.

264

3 Massivumformung

Der reale Spannungszustand im Werkzeug resultiert aus der Überlagerung thermischer und mechanischer Beanspruchung. So liegen gegen Ende der Druckberührzeit neben den maximalen mechanischen Spannungen aufgrund behinderter Wärmedehnung hohe thermisch bedingte Druckspannungen vor. Im Kerbgrund von Hohlkehlen kann die Rissgefahr verringert werden, weil thermisch bedingte Druckspannungen mechanisch bedingte Zugspannungen teilweise kompensieren, siehe Abbildung 3.64.

D ru c k , W ä rm e

Z u g s p a n n u n g e n d u r c h B ie g e m o m e n t ( m e c h a n is c h )

D r u c k s p a n n u n g e n d u r c h V o lu m e n z u n a h m e ( th e r m is c h )

Abbildung 3.64: Mechanische und thermische Beanspruchung im Gravurgrund von Schmiedegesenken [LUIG90]

Durch die zwischen Werkzeug und Werkstück auftretenden Relativbewegungen ergibt sich im Zusammenhang mit den Temperaturen im Bereich von 600 ℃ bis 900 ℃ in der Wirkfuge sowie unter Einwirkung von Schmierstoﬀ und Reaktionsprodukten, insbesondere Zunder, ein komplexes tribologisches System, siehe Kapitel 2.8. Beim Gesenkschmieden liegt Grenzreibung mit teilweise sehr unterschiedlichen Reibungszuständen vor [LUIG90]. Zwischen Festkörper- und hydrostatischer Reibung können in Abhängigkeit von der Gesenkform resp. Stoﬀﬂuss und Spannungszustand, von dem Schmierungszustand und der Oberﬂächenbeschaﬀenheit der Reibpartner alle Zustände auftreten. Chemische Beanspruchungen resultieren aus Oxidationsvorgängen an der Werkzeugoberﬂäche und aus chemischen Reaktionen mit der Zwischenschicht. 3.3.7.3 Schadensarten in Schmiedegesenken. Die an Schmiedegesenken aufgrund der unterschiedlichen Belastungsarten auftretenden Schadensarten veranschaulicht Abbildung 3.65. Die verschiedenen Schadensarten treten meist kombiniert auf, wobei zu 70 % Verschleiß die Ausfallursache für Gesenke darstellt, siehe Positionen 1) in Abbildung 3.65. Beim Gesenkschmieden überwiegen adhäsiver und abrasiver Verschleiß. Der Adhäsionsverschleiß ergibt sich aufgrund hoher Drücke und Temperaturen, wodurch lokale Mikroverschweißungen auftreten, die auf-

3.3 Warmumformung

1

265

2 1 - V e r s c h le iß

2 - th e r m is c h e E r m ü d u n g

1 /3 /4

R is s b ild u n g è

3 - m e c h a n is c h e E r m ü d u n g

1 /4

è

R is s b ild u n g

4 - p la s tis c h e V e r fo r m u n g 1

3 2

1 /4

Abbildung 3.65: Schadensarten in Schmiedegesenken [LANG90b]

grund der Relativbewegung der Reibpartner wieder abgeschert werden, siehe Kapitel 2.8.3.2. Abrasionsverschleiß tritt beim Schmieden vorwiegend aufgrund harter Zunderpartikel auf, die sich in der Zwischenschicht beﬁnden oder plastisch in der Werkstückoberﬂäche eingebettet sind, siehe Kapitel 2.8.3.1. Der stärkste Verschleiß tritt dort auf, wo die Relativbewegung bei hohen Kontaktnormalspannungen zwischen Werkzeug und Werkstück am größten ist, wie z. B. an der Gratbahn oder an Kantenverrundungen. Prinzipiell sind somit die Bereiche des Werkzeugs besonders verschleißgefährdet, an denen erhöhte Kontaktspannungen und erhöhte Relativgeschwindigkeit zwischen Werkzeug und Werkstück vorliegen. Dies ist an den Radien der Gravurerhöhungen der Fall (konvexe Konturen wie Zapfenrundungen, Gratbahnen und Dorne). In Kombination mit gegenüber anderen Oberﬂächenbereichen erhöhten Temperaturen kommt es hier zu einer Komplexbeanspruchung. Höhere Temperaturen fördern die Adhäsion. Weiterhin kann das Werkzeugmaterial lokal erweichen, wodurch der abrasive Verschleiß ansteigt und auch plastische Verformungen nicht auszuschließen sind, siehe Abbildung 3.65. Plastische Verformungen treten bei Überschreiten der Fließgrenze des Werkzeugwerkstoﬀes infolge zu hoher lokaler Belastung auf. Gefährdet sind insbesondere Bereiche mit hoher thermischer und mechanischer Belastung, wie Zapfenrundungen und Dorne. Das sich während des Betriebes einstellende stationäre Temperaturniveau im Gesenk liegt beim konventionellen Gesenkschmieden von Stahl zwischen 200 ℃ und 300 ℃. Bei starker, thermisch bedingter Verschleißbeanspruchung

266

3 Massivumformung

sollte die Werkzeuggrundtemperatur durch Kühlung möglichst niedrig gehalten werden. Die besten Ergebnisse werden mit einer Kombination aus Innenkühlung und Besprühen der Werkzeuge erzielt. Hinsichtlich Zähigkeit und thermischer Wechselbeanspruchung ist jedoch eine erhöhte Werkzeugtemperatur vorzuziehen. Hierfür werden bei Bedarf mittels geeigneter Vorrichtungen die Werkzeuge direkt oder vor dem Einbau in die Maschine beheizt. Eine direkte Beheizung ist im Hinblick auf eine gleichmäßige Gesenktemperaturverteilung sinnvoll. Eine möglichst genaue Temperatursteuerung wirkt sich günstig auf die Werkstückqualität aus, da Wärmedehnungen zu Schwankungen der Gravurabmessungen und folglich zu Maßabweichungen führen. Rissbildung infolge mechanischer Ermüdung tritt meist an Stellen hoher Spannungskonzentration auf, siehe Abbildung 3.65. Kerbwirkungen, vor allem bei Biegewechselbeanspruchungen, sind für diese Bereiche kennzeichnend. Als Folge hiervon können Gewalt- oder Dauerbrüche auftreten. Durch Gesenkvorwärmung und Temperaturführung im Hinblick auf ausreichende Schmiedestücktemperatur werden Rissbildung und insbesondere Werkzeugbrüche weitestgehend reduziert. Thermische Rissbildung tritt an der Gravuroberﬂäche infolge Ermüdungserscheinungen auf, die durch ständige Temperaturwechsel bedingt sind, siehe Abbildung 3.65. Durch den Oberﬂächenkontakt mit dem heißen Schmiedestück ergibt sich ein großes Temperaturgefälle von der Gravuroberﬂäche zum Werkzeuginneren. In der Gravuroberﬂäche treten aufgrund der behinderten, wärmebedingten Ausdehnung Druckspannungen auf, die je nach Temperatur zum plastischen Fließen der Werkzeugoberﬂächenschicht führen kann. Bei anschließender Abkühlung entstehen Zugeigenspannungen. Die aus diesem Lastwechsel resultierenden, periodisch auftretenden plastischen Verformungen führen bei hohen Zugeigenspannungen zur Rissbildung. Warmrisse sind hingegen rein mechanisch bedingt und entstehen bei Überschreiten der Warmzugfestigkeit des Werkzeugwerkstoﬀes gegen Ende der Druckberührung mit Erreichen der maximalen mechanischen Spannungen. 3.3.8 Schmierung beim Gesenkschmieden Die Aufgaben der Schmierung beim Gesenkschmieden sind vielfältig. Sie unterteilen sich wie folgt [BARN04]: • Kühlung der Gesenke durch Wärmeabfuhr, • Schutz vor Verschleiß durch Bildung von belastungsfähigen Trennschichten zur Unterbindung metallischer Kontakte zwischen Werkzeug und Werkstück, • Reduzierung der Reibung zur Verbesserung des Stoﬀﬂusses und zur Belastungsminderung des Gesenks, • Wärmedämmung zur Verringerung des Wärmeüberganges vom Werkstück auf das Werkzeug während der Druckberührzeit und

3.3 Warmumformung

267

• Erzeugung einer Treibwirkung, um das Lösen der Werkstücke aus der Gravur zu erleichtern. Schmierstoﬀe müssen neben ihren eigentlichen Aufgaben zusätzlich folgenden Anforderungen genügen: • • • •

Sie müssen sprühbar sein hinsichtlich automatischer Aufbringung. Sie müssen umweltverträglich und dürfen nicht gesundheitsschädigend sein. Sie dürfen nicht korrodierend auf Werkstück oder Werkzeug wirken. Sie dürfen möglichst keine oder nur leicht entfernbare Rückstände im Gesenk und auf dem Schmiedestück hinterlassen.

Schmierstoﬀe zum Schmieden bestehen in der Regel aus einem Feststoﬀanteil (Graphit, Molybdändisulﬁd, Bornitrid, Alkaliphosphate, Gläser, Wasserglas + Graphit), aus einem Schmierstoﬀträger (Wasser, Öle, Fette) und aus Additiven, z. B. für eine verbesserte Benetzbarkeit. Als Kühlmittel für Gesenke kommen Luft, Luft-Wasser-Gemische, Wasser oder Wasser mit Netzmittelzusätzen (z. B. Seife) in Betracht. Sie werden separat aufgetragen. Netzmittel dienen zur Vermeidung der Dampfhautbildung. Zur Funktionsweise und zu den Unterschieden der einzelnen Stoﬀe sei auf Kapitel 2.8.4 verwiesen. Einﬂussgrößen auf die Schmierschichtbildung sind: • Schmierstoﬀart (Zusammensetzung, Feststoﬀgehalt, Additive), • Sprühdruck, Sprühdauer, Auftreﬀwinkel und • Werkzeugtemperatur und Werkzeugwerkstoﬀ. Als Einﬂussgrößen auf die Schmierwirkung während des Schmiedens sind zu nennen: • Temperatur im Schmierspalt (abhängig von Werkstück- und Werkzeugtemperatur), • Druckberührzeit, • Umformgrad und Umformgeschwindigkeit, • Werkstückwerkstoﬀ sowie • Schmierstoﬀart und Schmierﬁlmdicke. Der Schmierstoﬀ wird zwischen den einzelnen Schmiedezyklen auf die Gesenke aufgesprüht. Wird Wasser als Trägerﬂüssigkeit verwendet, so verdampft dieses und die festen Bestandteile bleiben auf der Oberﬂäche als Trennschicht zurück. Öle und Fette hingegen bilden einen durchgehenden Schmierﬁlm, der sich erst unter hohem Druck im Schmiedeprozess zersetzt. In Abhängigkeit der Trägerﬂüssigkeit ergibt sich somit eine unterschiedlich hohe Kühlwirkung. Wasser hat nicht nur eine fünfach höhere Wärmeleitfähigkeit und eine zweifach höhere Wärmekapazität als Öl, sondern sorgt auch durch die Verdampfung für eine weitere Kühlung. Öle haben dafür eine bessere Schmierwirkung.

268

3 Massivumformung

Treibmittel werden verwendet, wenn das Schmiedeteil aufgrund tiefer oder komplexer Gravuren schwer aus diesen zu lösen ist. Hierzu werden gasbildende Substanzen benutzt (z. B. Sägemehl, Kohlenwasserstoﬀe als Schmierstoﬀzusatz oder Kokillenlack), die langsam unter Bildung eines Gasdruckes in der Gravur verbrennen, der dann gegen Ende des Schmiedevorganges ansteigt und damit das Ablösen des Schmiedestückes von der Gravur unterstützt. 3.3.9 Gestaltung und Eigenschaften von Schmiedestücken In diesem Kapitel werden die Eigenschaften von Freiform- und Gesenkschmiedestücken beschrieben. Bei der Gesenkschmiedetechnik ist zum Erreichen dieser Eigenschaften eine sorgfältige Bauteilauslegung durchzuführen. Die wichtigsten Gestaltungsregeln bleiben daher ebenfalls nicht unerwähnt. Die für das Schmieden in Frage kommenden Werkstoﬀe werden ausführlich in Kapitel 2.7.1.3 behandelt. 3.3.9.1 Beeinﬂussung der Werkstückeigenschaften durch Freiformschmiedeverfahren. Das vorrangige Ziel des Freiformschmiedens besteht darin, bei gegossenem Vormaterial durch Umformen des Gußgefüges die für das Fertigteil geforderten mechanischen Eigenschaften einzustellen, Hohlräume zu schließen und eine bestimmte Ausgangsform für die Weiterverarbeitung zu erzeugen. Um dieses Ziel mit möglichst geringem Ausschussrisiko zu erreichen, bedarf es eines theoretisch-empirisch ermittelten Schmiedeplans, der die einzelnen Arbeitsschritte unter folgenden Gesichtspunkten vorgibt [STEN82]: • erreichbare Geometrieverhältnisse (Reck-, Stauchgrad), • erforderliches Bissverhältnis, • theoretische Prozesszeiten (Transport-, Manipulations- und Umformzeiten), • erreichbarer Kern-Umformgrad und • thermische Verhältnisse (Zahl der Erwärmungen, Zeit-Temp.-Verhalten, Temperaturfeld im Werkstück). Die Deﬁnitionen von Reck- und Stauchgrad sowie Bissverhältnis wurden bereits in Kapitel 3.3.2.1 und Kapitel 3.3.2.2 vorgestellt. Dabei erfolgt die gleichmäßige Umwandlung eines grobkristallinen Gussgefüges in feinkörniges Knetgefüge durch Recken und Stauchen in abwechselnder Reihenfolge. Zwischen Querschnittsänderungen und mechanischen Eigenschaften besteht ein deutlicher Zusammenhang, der durch Abbildung 3.37 in Kapitel 3.3.2.1 verdeutlicht wird. Demnach werden insbesondere die Kerbschlagzähigkeit αk , die Bruchdehnung A und die Brucheinschnürung Z mit zunehmendem Reckgrad λR = A0 /A1 verbessert, solange λR kleiner als 3 ist. Die durch die äußeren Geometrieänderungen festgelegten Formänderungskenngrößen ε und ϕ stellen Mittelwerte dar, die zur Beschreibung der realen inhomogenen Formänderungsverteilung nicht ausreichen. Die Formänderung

3.3 Warmumformung

269

im Kern gilt hingegen als Gütemaß für die Durchschmiedung. Die Kerndurchschmiedung ist vom Bissverhältnis und vom Werkstückvorschub abhängig. Abbildung 3.66 verdeutlicht den Einﬂuss des Bissverhältnisses auf die erreichbare Kernformänderung. Gemäß Abbildung 3.67 muss der Werkstückvorschub in Abhängigkeit des Bissverhältnisses sB /h beim Recken eingestellt werden. 5 0

4 0

h

: v o n a u ß e n

h ö

: ö r tlic h e F o r m -

B

: g e d rü c k te L ä n g e

e

ö r tlic h F o r m ä n d e r u n g e

h ö

/ %

e h= 2 5 %

2 0 %

3 0 a

b

e c

2 0 1 0 %

s

1 0

0

a u fg e g e b e n e F o rm ä n d e ru n g

ä n d e ru n g ( h ie r : K e r n z o n e )

( B is s b r e ite )

0 ,4 1 ,0 0 ,6 0 ,8 0 ,0 0 ,2 B is s b r e ite / A u s g a n g s a b m e s s u n g s B /h 0 = B is s v e r h ä ltn is

Abbildung 3.66: Einﬂuss des Bissverhältnisses auf die Formänderung εhoe , in der Kernzone [SPUR84]

3.3.9.2 Gestaltung von Gesenkschmiedeteilen. Gesenkschmiedestücke müssen beanspruchungs-, ﬂieß-, werkzeug-, maß- und bearbeitungsgerecht gestaltet werden [NN94a]. Da geschmiedete Werkstücke meist dynamischer Beanspruchung unterliegen, sind Bauteilgestalt und Randschichtbeschaﬀenheit (Randhärte, Eigenspannungszustand, Mikrogeometrie) bei der Werkstückkonstruktion zu berücksichtigen. Durch geeignete Wärmebehandlung, z. B. durch gesteuertes Abkühlen aus der Schmiedehitze oder durch Strahlen zur Randschichtverfestigung ist eine größere Dauerschwingfestigkeit erreichbar. Scharfe Kanten, schroﬀe Querschnittswechsel oder hohe, schmale Rippen (tiefen, engen Gravurspalten entsprechend) erhöhen den Umformwiderstand und können daher zu Schmiedefehlern führen. Bei ﬂießgerechter und werkzeuggerechter Gestaltung werden extreme Geometrien vermieden. Grenzabmaße und Hinweise für die Gestaltung von Gesenkschmiedestücken können den folgenden Normen entnommen werden: • Stahl

DIN EN 10243 [EN00]

270

3 Massivumformung

p la s tifiz ie r te Z o n e n b

b h

h

G e o m e tr ie F

s b

h 0

h

h

b /h = 2 B

s 1

b /h = 1 s b

B

h

B 1

h s b

B 2

b

D u r c h s c h m ie d u n g u n d V o r s c h u b

Abbildung 3.67: Durchschmiedung beim Recken [LANG90b]

• Aluminium- und Aluminiumlegierungen • Kupfer- und Kupferlegierungen • Titan- und Titanlegierungen

DIN EN 586 [EN02] DIN EN 12420 [EN99] DIN 17864 [DIN93]

Sehr wichtig für die ﬂieß- und werkzeuggerechte Schmiedeteilgestaltung ist die Aufteilung des Werkzeuges. In Tabelle 3.14 sind die vier wichtigsten Grundregeln zur Gesenkteilung zusammengefasst [LANG90b].

Tabelle 3.14: Grundregeln zur Gesenkteilung [LANG90b] Konstruktionsgesichtspunkte

Erklärung

symmetrische Teilung

Teilung auf der Symmetrielinie des Werkstücks, Grahtnaht nicht an einer Werkstückkante

ebene Teilung

Teilung nur zweidimensional, dadurch einfachere Gesenkherstellung

ﬂießgerechte Teilung

Teilung so auslegen, dass ein optimaler Werkstoﬀﬂuss gewährleistet ist, evtl. Werkstück unterteilen, da kleinere Werkstücke oft ﬂießgerechter

bearbeitungsgerechte Teilung

von der nachfolgenden Bearbeitung abhängig, z. B.: wenig Fläche mit Seitenschräge, ausreichend bemessene Spanﬂäche

Eine zweckmäßige Wahl der Gesenkteilung kann verschiedene Gesichtspunkte verletzen, sollte aber auf mindestens einen zutreﬀen

Treten Kraftkomponenten infolge gebrochener Teilung bei nicht axialsymmetrischen Werkstücken auf, die zu horizontalem Versatz der Gesenkhälf-

3.3 Warmumformung

271

ten führen können, so muss diese Querkraftkomponente durch eine „Fangleiste“ aufgenommen werden, oder man schaﬀt durch paarweises MehrfachSchmieden symmetrische Kraftverhältnisse [LANG90b]. Eine maßgerechte Gestaltung berücksichtigt mögliche Maßschwankungen infolge Schwinden (bei Werkstückabkühlung) und Gesenkmaßänderung (aufgrund Temperaturschwankungen, Verschleiß, ungleichmäßiger Werkzeugbelastung und Maschineneinﬂuss). In DIN EN 10243 sind Toleranzen festgelegt, die den Einﬂuss der Werkstückmasse, der Gesenkteilung, des Werkstoﬀes und der Geometrie berücksichtigen [EN00], siehe Kapitel 3.3.9.3. Eine nachträgliche Verbesserung der Maß- und Formgenauigkeit kann durch Kaltrichten oder Maßprägen erreicht werden. Die bearbeitungsgerechte Gestaltung berücksichtigt nicht nur Bearbeitungszugaben in Abhängigkeit von Randentkohlung, Zundernarben oder möglichen Schwindmaßen, sondern auch Maß- und Spannﬂächen für die nachfolgende zerspanende Bearbeitung, siehe Abbildung 3.68. Bearbeitungszugaben für Schmiedestücke aus Stahl gibt DIN 7523-2 an [DIN86a]. Schmiedeteile werden wegen ihrer meist großen dynamischen Beanspruchung auf empirischem Wege ohne systematische Optimierung häuﬁg überdimensioniert. Ziel einer Gestaltoptimierung ist daher eine Massereduzierung bei unveränderten Anschlußmaßen und gleichem Werkstoﬀ, ohne die Lebensdauer der Bauteile zu beeinträchtigen [NN94a]. A u s g le ic h fü r S c h w in d m a ß a b w e ic h u n g e n

g ü n s tig

u n g ü n s tig

2 1 0

V e r z u g s g e r e c h te s G e s ta lte n

S p a n n g e r e c h te s G e s ta lte n

g ü n s tig

Z e n tr ie r g e r e c h te s G e s ta lte n

u n g ü n s tig

B o h r g e r e c h te s G e s ta lte n

Abbildung 3.68: Bearbeitungsgerechte Gestaltung unterschiedlicher Gesenkschmiedestücke [LANG90b]

Die für die Lebensdauer der Bauteile charakteristische Größe ist die Dauerschwingfestigkeit. Dynamische Untersuchungen mittels Dauerschwingversuchen im Nachgang zur Überprüfung unter verschiedenen Lastfällen, experi-

272

3 Massivumformung

mentelle Spannungsanalysen, z. B. mittels Spannungsoptik, und numerische Spannungs- und Dehnungsanalysen mittels Finte-Element-Methode (FEM, siehe Kapitel 2.5), liefern Informationen über die Belastungsverteilung im Bauteil, so dass in einem iterativen Prozess im Vorfeld eine belastungsgerechte Gestaltung ermöglicht wird. 3.3.9.3 Eigenschaften von Gesenkschmiedeteilen. Unter den Werkstückeigenschaften sind die statische und dynamische Festigkeit, Maß- und Formgenauigkeit, Oberﬂächengüte und die Zerspanbarkeit hinsichtlich der Weiterverarbeitung zusammengefasst. Die wichtigste Kenngröße für die dynamische Festigkeit bzw. die Dauerschwingfestigkeit ist von folgenden Größen abhängig: • Grundfestigkeit, bestimmt durch Werkstoﬀ und Wärmebehandlung, • Randschichtzustand (Eigenspannungszustand, Härte, Mikrogeometrie), abhängig von der Endbearbeitung (spanend bearbeitet, gestrahlt, wärmebehandelt), • Gestalt, durch Formzahl αk an der kritischen Stelle gekennzeichnet, • Werkstückgröße, • Belastungsart und -verteilung im Bauteil sowie • schmiedespeziﬁsche Merkmale, wie Gratnaht und Faserverlauf. Die Randschichteigenschaften und die Bauteilgestalt (Formzahl) zeichnen sich durch den stärksten Einﬂuss auf die Lebensdauer des Bauteils aus, siehe Abbildung 3.69. Durch das Strahlen wird die Randschicht verfestigt, und es stellen sich Druckeigenspannungen ein, die sich günstig auf die Festigkeitseigenschaften auswirken. Maß- und Formgenauigkeiten von Gesenkschmiedestücken sind von denen der Werkzeuge abhängig. Die Werkzeuggenauigkeit muss zwei ISOToleranzstufen unter denen der Schmiedestücke liegen, damit die geforderten Schmiedeteilgenauigkeiten erreicht werden können. Maßgenauigkeiten üblicher Gesenkschmiedestücke sind in DIN EN 10243 festgelegt [EN00]. Angaben über erreichbare Genauigkeiten bei den einzelnen Umformverfahren sind in Abbildung 3.25 verdeutlicht. Die Oberﬂächengüte wird durch den Strahlvorgang bestimmt, durch den der Zunder entfernt und eine relativ gleichmäßige Struktur erzielt werden. Im Zusammenhang mit den Angaben zu Genauigkeiten werden in DIN EN 10243 die Klassiﬁzierungsmerkmale Stoﬀschwierigkeitsgrad und Feingliedrigkeit verwendet [EN00]. Der Stoﬀschwierigkeitsgrad unterscheidet zwei Gruppen (M 1 und M 2) nach dem Kohlenstoﬀgehalt und der Summe der Legierungselemente, siehe Tabelle 3.15. Die Feingliedrigkeit berücksichtigt nach DIN EN 10243 die Tatsache, dass bei dünnwandigen und verzweigten Teilen größere Maßschwankungen aufgrund unterschiedlichen Schwindens, größerem Umformwiderstand und folglich größerem Werkzeugverschleiß auftreten als bei einfachen, gedrungenen Teilen [EN00].

3.3 Warmumformung

273

8

b e z o g e n e L e b e n s d a u e r

d

r

7

O b e r flä c h e n b e h a n d lu n g 6 5

4

b a d n itr ie r t

R a d iu s r g e r o llt

s

K o n s tr u k tio n 3

W e rk s to ff 2

u n b e h a n d e lt

1 0

R m

6 4 0

/ M P a

8 9 0

7 4 0

1 0 8 0

0 ,2 0 0 ,4 5

r / d s / d

8 9 0

8 9 0

0 ,1 5 0 ,2 0 0 ,2 0 0 ,4 5 0 ,4 5 0 ,6 0

0 ,2 0 0 ,4 5

Abbildung 3.69: Möglichkeiten zur Steigerung der Lebensdauer von Achsschenkeln [LANG90b]

Tabelle 3.15: Das Klassiﬁzierungsmerkmal Stoﬀschwierigkeitsgrad nach DIN EN 10243 [EN00] Gruppe

Legierungszusammensetzung

M1

C ≤ 0,65 Gew.-% und Summe der Legierungsanteile Mn, Cr, Ni, Mo, V, W ≤ 5 Gew.-% C > 0,65 Gew.-% oder Summe der Legierungsanteile Mn, Cr, Ni, Mo, V, W > 5 Gew.-%

M2

Beschrieben wird die Feingliedrigkeit durch das Verhältnis der Masse des Gesenkschmiedestückes zu der des aus den größten Maßen gebildeten Hüllkörpers: S = ms /mH . Dabei werden vier Gruppen der Feingliedrigkeit unterschieden, siehe Tabelle 3.16.

Tabelle 3.16: Das Klassiﬁzierungsmerkmal Feingliedrigkeit nach DIN EN 10243 [EN00] Gruppe

S = ms /mH

S1 S2 S3 S4

0, 63 0, 32 0, 16 0, 00

< < < <

S S S S

≤ ≤ ≤ ≤

1, 00 0, 63 0, 32 0, 16

274

3 Massivumformung

Da der überwiegende Teil der Gesenkschmiedestücke noch spanend nachbearbeitet wird, ist die Zerspanbarkeit insbesondere hinsichtlich der Fertigungskosten eine wichtige Eigenschaft. Die Beurteilungskriterien für die Zerspanbarkeit sind die erreichbare Oberﬂächengüte, die Zerspankräfte, der Werkzeugverschleiß und die Spanform, siehe Band 1 „Drehen, Fräsen, Bohren“ dieser Buchreihe.

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung 3.4.1 Sonderverfahren des Gesenkschmiedens Im Folgenden werden die Verfahrensvarianten Genau- und Präzisionsschmieden sowie das Isothermschmieden vorgestellt. 3.4.1.1 Genau- und Präzisionsschmieden. Das Genauschmieden lässt durch besondere Maßnahmen eine Steigerung der Maß- und Formgenauigkeit und der Oberﬂächengüte gegenüber dem üblichen Gesenkschmieden zu. Genaugeschmiedete Bauteile weisen eine um zwei IT-Qualitätsstufen höhere Genauigkeit auf als dies mit dem konventionellen Schmieden möglich ist. Durch geeignete Maßnahmen lassen sich lassen sich Toleranzklassen zwischen IT 10 und 11 erreichen, siehe Abbildung 3.25. Einzelne Flächen sind oft sogar einbaufertig. Das Präzisionsschmieden kann für eine weitere Steigerung der Qualität auf IT 8 bis 9 genutzt werden, siehe Abbildung 3.25. In Sonderfällen, z. B. beim Schmieden von Turbinenschaufeln, werden derart verfeinerte Schmiedetechniken angewendet, dass sogar Genauigkeiten von IT 6 erfüllt werden. Präzisionsschmiedeteile sind zudem oftmals einbaufertig. Dies liegt neben der erhöhten Form- und Maßgenauigkeit an den deutlich verbesserten Oberﬂächenqualitäten. Die hierfür besonderen Maßnahmen bestehen in einer • • • • •

aufwendigen Rohteilvorbereitung, genaueren Werkzeugfertigung, genauen Temperaturführung, gleichmäßigen Schmierung, besseren Abstimmung der Zwischenformen nebst abschließenden Kalibrierstufen und • Verwendung von Auswerfern anstelle der Gesenkschräge. Eine weitere Alternative zum Erreichen hoher Genauigkeiten ist die Kombination des Schmiedens mit nachgeschalteten Kaltumformprozessen. Diese Thematik wird in Kapitel 3.4.2 behandelt. Der wesentlich größere Aufwand beim Präzisionsschmieden gegenüber dem konventionellen Schmieden muss mit der gesamten Fertigungsfolge eines Bauteils abgewogen werden. Können zeitaufwendige Zerspanoperationen entfallen, ist das Präzisionsschmieden wirtschaftlich. Daher ist es besonders

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung

275

interessant zum Herstellen von verzahnten Getriebeteilen, deren zerspantechnische Herstellung sehr aufwendig sein kann, siehe Abbildung 3.70. Aber auch andere Gründe als die Wirtschaftlichkeit sprechen für das Präzisionsschmieden von Verzahnungen. Getriebehersteller fordern bei Verzahnungen höhere Leistungsfähigkeit bei gleichzeitig unveränderter oder sogar verringerter Baugröße und geringerer Geräuschemission. Zur Erfüllung dieser Forderungen bietet das Schmieden gegenüber der Zerspanung deutliche Vorteile, insbesondere aufgrund des sich ergebenden beanspruchungsgerechten Faserverlaufes, der sich der Zahnfußausrundung ideal anpasst [ADLO89]. Durch diesen Eﬀekt kann die Zahnfußfestigkeit um 25 % bis 30 % gesteigert werden [NN01c].

Abbildung 3.70: Beispiele für präzisionsgeschmiedete Getriebeteile – links: Kegelradpaar (0,9/0,4 kg) mit einbaufertig geschmiedeter Verzahnung; rechts: Präzisionsgeschmiedete Synchronringe, geschmiedete und zusätzlich vorgedrehte Ausführung (Quelle: ThyssenKrupp Präzisionsschmiede GmbH)

Die Lastverteilung im Zahneingriﬀ kann durch eine genau deﬁnierbare Höhen- und Breitenballigkeit der Zahnﬂanken optimiert werden, wodurch eine gleichmäßigere Lage des Tragbildes erreicht wird. Die Zahnfußtragfähigkeit präzisionsgeschmiedeter gegenüber spanend erzeugter Verzahnungen liegt um ca. 25 % höher. Das Einhalten enger Toleranzen ist insbesondere bei schräg- oder spiralverzahnten Rädern und Ritzeln schwierig. Spiralverzahnte Räder lassen sich in Großserien erst in der Qualität IT 10 mit einem Schleifaufmaß von z. B. 0,1 mm fertigen. Durch eine anschließende Hartfeinbearbeitung, z. B. durch

276

3 Massivumformung

CBN-Formschleifen, ist die geforderte Einhärtetiefe auch nach dem Schleifen garantiert. Bei dem in Abbildung 3.70 gezeigten Kegelradpaar wurde die Verzahnung einbaufertig mit einer Proﬁltoleranz von ±0, 03 mm (IT 7) präzisionsgeschmiedet. Weitere Beispiele für Getriebeteile, die präzisionsgeschmiedet werden, sind Synchronringe und Kupplungskörper [ADLO89]. Präzisionsgeschmiedete Synchronringe zur Innen- und Außensynchronisation sind ein Beispiel für die Integration mehrerer Funktionen in einem Bauteil bei höheren zu übertragenden Momenten und der daraus resultierenden Steigerung der geometrischen Komplexität und Belastbarkeit, siehe Abbildung 3.70 rechts. Als weiteres Anwendungsgebiet zum Präzisionsschmieden ist der Flugzeugbau zu nennen. Viele Teile werden hier präzisionsgeschmiedet, um die zerspantechnische Bearbeitung zu minimieren. Bei dem Fensterrahmen links in Abbildung 3.71 müssen lediglich die Bohrungen zur Befestigung des Rahmens eingebracht werden. Alle Funktionsﬂächen sind einsatzfertig geschmiedet. Rechts in Abbildung 3.71 ist die Herstellung einer Turbinenschaufel dargestellt. Bei Turbinenschaufeln werden die höchsten IT-Qualitäten, in Einzelfällen bis IT 6, erreicht, siehe Abbildung 3.25 [VOIG88]. Da hier häuﬁg Nickelbasis- und Titanlegierungen verarbeitet werden, deren Gefügeausbildung sehr empﬁndlich auf die thermische Behandlung reagiert, ist neben der Technologie des Präzisionsschmiedens das Isothermschmieden von besonderem Interesse.

Abbildung 3.71: Beispiele für präzisionsgeschmiedete Flugzeugbauteile – links: Fensterrahmen aus AlZn 5,5 MgCu(B), Gewicht 1,2 kg (Quelle: Otto Fuchs KG); rechts: Turbinenschaufel aus einer Titanlegierung (Quelle: ThyssenKrupp Präzisionsschmiede GmbH)

3.4.1.2 Isotherm- und Heißgesenkschmieden. In speziellen Anwendungen ist es von besonderer Bedeutung, eine gleichmäßige und zeitlich konstante Temperaturverteilung im Werkstück über die gesamte Dauer des Schmiedevorgangs zu garantieren. Dies gilt zum Beispiel für die Umformung von

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung

277

Werkstoﬀen, deren Gefügeausbildung sehr empﬁndlich auf die thermomechanische Behandlung reagiert. Konstante Gesenktemperaturen sind zudem sehr wichtig, wenn aus werkstoﬀtechnischen Gründen langsam umgeformt werden muss, wie z. B. beim superplastischen Umformen. Tabelle 3.17 gibt einen Überblick über die Gesenktemperaturen, bezogen auf die Werkstücktemperatur, und die Druckberührzeit für das konventionelle Schmieden, Aluminiumschmieden, Schmieden mit Heißgesenken, Isothermschmieden und superplastisches Umformen [ADAM98, SCHR93b].

Tabelle 3.17: Einteilung verschiedener Varianten des Gesenkschmiedens nach bezogener Gesenktemperatur und Druckberührzeit [ADAM98, SCHR93b] Verfahren

Gesenktemp. bez. auf Werkstücktemp. TG /TW

Druckberührzeit [s]

Konv. Schmieden (Stahl, Ni, Ti) Konv. Schmieden von Aluminium Heißgesenkschmieden Isothermschmieden Superplastisches Umformen

0,1 - 0,35 0,55 - 0,8 0,6 - 0,9 ca. 1 ca. 1

10-3 - 1 10-3 - 10 (100) 5 - 500 100 - 1.000 bis 5.000

Um das Werkstück über die zum Teil lange Umformzeit auf Temperatur zu halten sind Gesenke erforderlich, die auf Temperaturen bis 1.200 ℃ beheizt werden können. Dies erfordert teilweise Gesenke aus hochwarmfesten Molybdänbasis-Legierungen, die aufgrund ihrer Neigung zur Sublimation (für T > 600 ℃) nur unter Schutzgas betrieben werden können [JANS99,SCHR84]. Dazu sind spezielle Isothermpressen mit einem gekapselten Pressenraum notwendig. Weitere Werkzeugwerkstoﬀe sind Nickelbasislegierungen beim Isothermschmieden von Titan und Warmarbeitsstähle beim Isothermschmieden von Aluminium [SCHR84]. Die Isolation zwischen den heißen Gesenken und dem Pressentisch bzw. dem Stößel wird durch eine spezielle Keramik erreicht, welche bei einer Dicke von nur 50 mm zugleich eine Temperaturdiﬀerenz von 1.000 ℃ bewirken und die gesamte Umformkraft übertragen muss [JANS99, SCHR84]. Als Schmierstoﬀe kommen Gläser und Gemische aus Gläsern mit Bornitrid zum Einsatz, siehe Kapitel 2.8.4.5 [SCHR84]. Typische Anwendungen des Isothermschmiedens fallen auf die Verarbeitung von Titanlegierungen oder pulvermetallurgischen Nickelbasislegierungen mit dispergierten oxidkeramischen Anteilen (ODS-Superlegierungen), welche vorzugsweise in der Luft- und Raumfahrt sowie in Hochtemperaturturbinen verwendet werden [ADAM98, SCHR84, SCHR93b, TERL01]. Maßgeblich für die Umformung von Titanlegierungen ist die Umwandlung von der hexagonalen α-Phase zur kubisch-raumzentrierten β-Phase bei Temperaturen zwischen 910 und 1.050 ℃ (legierungsabhängig) [ADAM98, PETE02, TERL01]. Sie erhalten ihre optimale Festigkeit nur bei Ausbildung eines α/β-Mischgefüges

278

3 Massivumformung

mit Primär- und Sekundär-α-Anteilen. Infolgedessen müssen sie im Temperaturgebiet der partiellen β-Phasenbildung sowie partieller Bildung von primären α-Phasenanteilen geschmiedet werden. Das zentrale Problem besteht daher darin, Temperaturgradienten innerhalb des Werkstücks während des Schmiedens zu vermeiden. Dies kann durch Isothermschmieden erreicht werden. Zusätzlich ist die hohe Sauerstoﬀaﬃnität oberhalb von 580 ℃ problematisch. Das Isothermschmieden erfolgt daher unter Schutzgasatmosphäre. Ohne Isothermschmieden müssen für Titanschmiedeteile entsprechende Aufmaße, Nacharbeit durch Zerspanen und eine ungleichmäßige Gefügeausbildung in Kauf genommen werden. Andererseits erfordert das Isothermschmieden einen erheblich höheren Anlagenaufwand, was erst bei Stückzahlen zwischen 200 und 500 Stück wirtschaftlich ist [SCHR93b]. Grundsätzlich gilt, dass sich der Einsatz des Isothermschmiedens umso eher lohnt, je höher legiert das Werkstückmaterial ist. Abbildung 3.72 zeigt eine isothermgeschmiedete Hüftgelenkprothese aus der Titanlegierung TiAl 6 V 4. Diese Legierung kann auch konventionell geschmiedet werden. Im gezeigten Fall musste jedoch isotherm geschmiedet werden, um ein über die Bauteildicke gleichmäßiges Gefüge zu erzielen (sicherheitsrelevantes Teil) und um den hohen Anforderungen an die Genauigkeit zu genügen.

Abbildung 3.72: Isothermgeschmiedete Hüftgelenkprothese aus TiAl 6 V 4, Länge ca. 20 cm (Quelle: Otto Fuchs KG)

Ein weiteres Beispiel aus jüngster Zeit sind Turbinenschaufeln aus γTitanaluminiden [JANS99]. γ-Titanaluminide sind intermetallische Phasen, die mit konventionellen Umformverfahren überhaupt nicht umgeformt werden können und daher isotherm geschmiedet werden. Obwohl hier keine außerordentlich hohen Umformgrade erzielt werden, kann dieses Verfahren fast dem superplastischen Umformen zugeordnet werden, da nur extrem langsame Umformgeschwindigkeiten wirtschaftlich interessante Umformgrade ermöglichen, siehe Kapitel 3.4.3. Das Prozessfenster, in dem rissfrei umgeformt werden kann, liegt für Turbinenschaufeln aus γ-Titanaluminiden bei einem Temperaturbereich von 1.100 bis 1.200 ℃ und einer logarithmischen Umform-

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung

279

geschwindigkeit ϕ˙ von 10-3 bis 10-2 s-1 . Bei 1.150 ℃ liegt die Fließspannung im genannten Geschwindigkeitsbereich zwischen 70 und 150 MPa. 3.4.2 Kombination der Kalt-, Halbwarm- und Warmumformung Die in den vorherigen Kapiteln erläuterten Verfahren der Massivumformung weisen verschiedene, speziﬁsche Eigenschaften auf. Durch die aufeinanderfolgende Anwendung von Warm- oder Halbwarmumformverfahren und Kaltumformoperationen können die Vorteile der verschiedenen Verfahren miteinander kombiniert werden. So kann das hohe Umformvermögen der Warmund Halbwarmumformung genutzt werden, ohne auf die hohe Präzision der Kaltumformung zu verzichten. Die erreichbaren Toleranzklassen der Kombinationsverfahren liegen somit bei denen der Kaltumformung, siehe Abbildung 3.25. Dabei erfolgt die primäre Formgebung bei erhöhter Temperatur, die bei Raumtemperatur nur durch mehrmaliges Zwischenglühen in mehreren Stufen erreichbar wäre. Durch nachfolgendes Kalibrieren, Maßprägen oder Fließpressen im kalten Zustand werden für bestimmte Formelemente Fertigmaße und Oberﬂächengüten erreicht, die die Einbaufunktion erfüllen. Welches Verfahren oder welche Verfahrenskombination für welche Anwendung ein Optimum darstellt, muss im Einzelfall unter Berücksichtigung der gesamten Prozesskette entschieden werden. So lohnt sich eine Kombination nur dann, wenn bei reiner Kaltumformung mindestens ein Zwischenglühen erforderlich ist. Trotzdem ist es möglich, dass eine Kombination aus Warmoder Halbwarmumformung mit einer zerspanenden Endbearbeitung die günstigere Alternative darstellt. So ist eine Endbearbeitung mittels Zerspanung zwar i. d. R. zeitintensiver als Kaltkalibrieren, bei geringen Stückzahlen ist die Zerspanung jedoch preiswerter und ﬂexibler, da die Werkzeugkosten niedriger ausfallen. Andererseits wird die Lebensdauer wechselnd beanspruchter Bauteile durch Zerspanoperationen negativ beeinﬂusst, während sich die Kaltumformung meistens Lebensdauer steigernd auswirkt. Um die optimale Fertigungsstrategie für ein bestimmtes Bauteil zu ﬁnden, müssen daher bereits in einer frühen Phase der Entwicklung zahlreiche Faktoren berücksichtigt werden. Im Folgenden werden zwei Beispiele vorgestellt, bei denen eine Kombination aus Warm- bzw. Halbwarmumformung mit anschließender Kaltumformung vorteilhaft ist. 3.4.2.1 Kombination Halbwarm- und Kaltmassivumformen. Der in Abbildung 3.73 (links) abgebildete Gelenkwellenrohling stellt eine typische Anwendung für die Kombination von Halbwarm- und Kaltumformung dar. Das Teil besteht aus dem Stahl Cf 53, welcher sich nur in begrenztem Maße kalt umformen lässt. Es besteht jedoch die Forderung nach endformnaher Umformung, um die aufwendige Endbearbeitung der Laufbahn an der Bauteilinnenseite für die geforderten hohen Stückzahlen zu minimieren. Da

280

3 Massivumformung

die entsprechenden Anforderungen an Maß- und Formgenauigkeit mit konventionellem Schmieden nicht erfüllt werden können und die erforderlichen Umformgrade für eine reine Kaltumformung deutlich zu hoch sind, werden diese Teile zunächst halbwarm umgeformt und anschließend im kalten Zustand kalibriert.

Abbildung 3.73: Fertigungsbeispiele für Verfahrenskombinationen in der Massivumformung; links: Festgelenk aus Cf 53, Kombination Halbwarm- und Kaltumformung; rechts: Planetenträger aus AFP-Stahl, Kombination Warm- und Kaltumformung (Quelle: Hirschvogel Umformtechnik GmbH)

Die Halbwarmumformung erfolgt dabei in mehreren Schritten mit einer Starttemperatur von ca. 850 ℃. Durch ein anschließendes Normalglühen werden die Gefügeunterschiede ausgeglichen, die sich durch die unterschiedlich schnelle Abkühlung einzelner Bauteilbereiche ergeben. Die daraufhin kaltgepressten Kugellaufbahnen erhalten schließlich eine Maßgenauigkeit von ± 0,1 mm. Nach dem Härten werden die Laufbahnen fertig geschliﬀen. 3.4.2.2 Kombination Warm- und Kaltmassivumformen. Ähnlich wie bei dem zuvor gezeigten Beispiel verhält es sich bei dem Planetenträger rechts in Abbildung 3.73. Dieser dient zur Aufnahme der Planetenräder eines Planetengetriebes. Da für dieses Teil nur ein sehr begrenzter Bauraum zur Verfügung steht und es gleichzeitig hohen mechanischen Wechselbelastungen ausgesetzt ist, muss dieses Bauteil als Umformteil ausgeführt werden. Nur so kann die geforderte Festigkeit garantiert werden. Außerdem müssen für den Einsatz im Getriebe hohe Genauigkeiten eingehalten werden, was zunächst für eine kalte Umformung spricht. Für eine reine Kaltumformung sind jedoch auch hier die Umformgrade bei weitem zu groß. Durch einen dreistuﬁgen Warmumformprozess wird daher die Grundgeometrie erzeugt. Die präzisen

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung

281

Anschlussmaße werden anschließend in einer kalten Umformstufe kalibriert. Da es sich um einen AFP-Stahl handelt, welcher durch kontrolliertes Abkühlen aus der Schmiedehitze seine Endfestigkeit erhält, entfällt die Wärmebehandlung. 3.4.3 Superplastische Umformung Bei den konventionellen Umformverfahren sind der Formgebung der Bauteile Schranken gesetzt, die vor allem auf das begrenzte Formänderungsvermögen des Werkstoﬀs und auf die unzulässige Belastung der Umformwerkzeuge zurückzuführen sind. Diese Restriktionen können durch das superplastische Umformen weitgehend aufgehoben werden, so dass in einer Umformstufe auch geometrisch komplexe Werkstücke herstellbar sind. 3.4.3.1 Verfahrensprinzip und Voraussetzungen. Der Zustand eines metallischen Werkstoﬀs wird dann superplastisch genannt, wenn er bei sehr kleinen Umformgeschwindigkeiten eine extrem niedrige Fließspannung und ein sehr hohes Formänderungsvermögen aufweist. Die Fließspannung ist im Bereich der Superplastizität nahezu unabhängig von der vorangegangenen Umformung. Sie wird also nicht oder kaum von der Kaltverfestigung beeinﬂusst, hängt aber direkt von der Umformgeschwindigkeit ab. Bei extrem niedrigen Umformgeschwindigkeiten können dadurch extrem hohe Verformungen von bis zu 8.000 % erreicht werden. Um Superplastizität zu erhalten, müssen drei Bedingungen erfüllt werden [SCHE76]: 1. Ein gleichmäßiges Gefüge (in der Regel zweiphasig) mit einer geringen Korngröße von bis unter 1 µm, welche auch während der Umformung erhalten bleiben muss, 2. kleine Umformgeschwindigkeiten im Bereich 10−5 s−1 < ϕ˙ < 10−1 s−1 und 3. eine Umformtemperatur größer als die halbe Schmelztemperatur (in ℃). Um die Temperatur bei den teilweise sehr langen Umformzeiten über den gesamten Werkstückquerschnitt konstant zu halten, sind Werkzeuge erforderlich, die auf die erforderliche Werkstücktemperatur beheizbar sind. Daher wird hier die Technologie des Isothermschmiedens angewandt, siehe Kapitel 3.4.1. Um die Vorgänge beim superplastischen Umformen zu erläutern, kann man sich des einachsigen Zugversuchs bedienen. Bei einer Zugprobe aus einem superplastichen Werkstoﬀ tritt nicht wie üblich am Ende der Gleichmaßdehnung eine Einschnürung auf, die den kleinsten Querschnitt sehr schnell weiter reduziert, sondern die Einschnürung behält ihren Querschnitt bei und breitet sich in der Länge aus. Dieses Verhalten lässt sich wie folgt beschreiben: In einem Zugversuch mit konventionellem Werkstoﬀ entsteht nach Erreichen der Gleichmaßdehnung ein eingeschnürter Bereich. Im eingeschnürten Bereich sinkt der Querschnitt, wodurch die Normalspannung in diesem Bereich steigt. Dadurch wird

282

3 Massivumformung

nur noch der Einschnürbereich umgeformt, der Rest der Probe verharrt bei der Gleichmaßdehnung. Dadurch, dass nun ein wesentlich kürzerer Werkstoﬀbereich umgeformt wird, erhöht sich auch die Umformgeschwindigkeit im Einschnürbereich. Beim superplastischen Werkstoﬀ führt die Erhöhung der Umformgeschwindigkeit nun zu einer sehr starken Verfestigung. Die Umformzone weicht daher aus dem Einschnürungsbereich aus, so dass nach und nach die gesamte Probe gleichmäßig gedehnt wird [PERE92a, PERE92b]. In neueren Untersuchungen konnte mittels Transmissionselektronenmikroskopie, siehe Kapitel 2.6.4.2, nachgewiesen werden, dass die superplastische Umformung nicht nur durch Versetzungsbewegung, sondern durch das parallele Wirken mehrerer Elementarvorgänge erfolgt [ISLA03]. Zu diesen Mechanismen gehören: • • • •

Korngrenzengleiten, Kornrotation, Korngrenzendiﬀusion und Versetzungsbewegung.

3.4.3.2 Beschreibung des superplastischen Werkstoﬀverhaltens. In Abbildung 3.74 ist die Abhängigkeit der Fließspannung von der Umformgeschwindigkeit in Form eines Diagramms für verschiedene Sn-Pb-Legierungen dargestellt [CLIN67]. Die Kurven wurden in Zugversuchen bei 20 ℃ ermittelt.

/ M P a

1 0 0

F lie ß s p a n n u n g k

f

1 0

S n S n -2 % P b 1

S n -3 8 % P b P b -1 9 % S n P b 1 0

-1

1 0

-6

1 0

-5

1 0

-4

1 0

1 0

-3

.

U m fo r m g e s c h w in d ig k e it j / s

-2

1 0

-1

1 0 0

-1

Abbildung 3.74: Fließspannung in Abhängigkeit von der Umformgeschwindigkeit [CLIN67]

Zur Beschreibung der Fließspannung kf bei superplastischem Werkstoﬀverhalten wurden mehrere Untersuchungen durchgeführt [LEE67, VULC04]. Im Bereich der Superplastizität spielt der Einﬂuss der Kaltverfestigung, al-

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung

283

so des bereits erzielten Umformgrads keine große Rolle und kann daher vernachlässigt werden. Die einfachste und am weitesten verbreitete Beschreibung lautet daher: kf = C · ϕ˙ m .

(3.12)

Dadurch folgt für den Geschwindigkeitsexponenten m: m=

δ(log kf ) . δ(log ϕ) ˙

(3.13)

Die Größe des Geschwindigkeitsexponenten m stellt ein Maß für das superplastische Verhalten des Werkstoﬀes dar. Den großen Einﬂuss der Korngröße auf den m-Wert zeigt Abbildung 3.75 [AVER65] am Beispiel einer eutektischen Zinn-Blei-Legierung mit unterschiedlichen Wärmebehandlungen.

0 ,7 Z u s ta n d 0 ,6 A

m -W e rt

0 ,5 C

B D E

0 ,4

F

K o rn g rö ß L [µ m 2 ,4 2 ,8 3 ,3 4 ,3 6 ,6 g e g o s s e

e 0

n

0

7

]

3 2

0 ,3 0 ,2 0 ,1 0 1 0

-5

1 0

-4

1 0 -3 . U m fo r m g e s c h w in d ig k e it j / s

1 0

-2

1 0

-1

-1

Abbildung 3.75: m-Wert in Abhängigkeit von der Umformgeschwindigkeit für verschiedene Korngrößen [AVER65]

3.4.3.3 Superplastische Werkstoﬀe. Aufgrund der oben genannten Anforderung an die Feinkörnigkeit des Werkstoﬀes, welche auch während der Umformung erhalten bleibt, wird die Zahl der in Frage kommenden Metalle erheblich eingeschränkt. Zunächst wurden nur eutektische bzw. eutektoide Legierungen für die Superplastizität verwendet. Zu den superplastischen Legierungen zählen Zink-, Aluminium-, Magnesium-, Kupfer-, Nickel- und Titanlegierungen. Heute können teilweise auch einphasige Werkstoﬀe, wie z. B.

284

3 Massivumformung

Nickel, einer superplastischen Umformung unterzogen werden [FLOR67, HIRO90]. Aluminiumlegierungen haben eine hohe Bedeutung für die superplastische Blechumformung, während in der Massivumformung hauptsächlich superplastische Nickel- und Titanlegierungen verarbeitet werden [SCHR93a]. Eine große Anzahl der bisher untersuchten Werkstoﬀe mit superplastischem Verhalten sind zusammen mit empfohlenen Umformbedingungen in Tabelle 3.18 aufgeführt [PADM80]. Um die sehr geringe Korngröße im Gefüge zu erhalten, sind einige Werkstoﬀe pulvermetallurgisch hergestellt und anschließend stranggepresst, geschmiedet oder gewalzt sowie wärmebehandelt worden.

Tabelle 3.18: Superplastische Legierungen [PADM80] Legierungssystem

chem. Zus.

Korngröße

[Gew.-%]

L [µm]

Umformtemp. TU [ ℃]

Ummax. formge- Geschw.schw. Exp. ϕ˙ m [s-1 ]

Fließspannung kf [MPa]

Zinn-Blei

62 %Sn; 38 %Pb

2,5

20

3x10-4

0,6

10,0

Zink-Aluminium

78 %Zn; 22 %Al

1,8

250

1x10-4

0,5

8,5

0,9

28,0

-2

Magnesium-Aluminium

67 %Mg; 33 %Al

2,2

400

3x10

Aluminium-Kupfer

67 %Al; 33 %Cu

5

523

4x10-4

0,9

4,0

Stahl, niedrig legiert

0,42 %C; 1,87 %Mn; 1,4 0,24 % Si; 0,02 %P; 0,02 %S

727

3x10-5

0,7

21,0

Titan-AluminiumVanadium

Ti; 6 %Al; 4 %V

7

953

1,5x10-4 0,8

Titan-Aluminium-Zinn

Ti; 5 %Al; 2,5 %Sn

20

1013

6x10-4

0,7

4,0

Nickelbasislegierung

Ni; 15 %Co; 9,5 %Cr –

1023

–

0,5

–

IN-100

Al; 5 %Ti; 3 %Mo

3,5

3.4.3.4 Anwendungen in der Massivumformung. Aufgrund der geringen Fließspannungen im superplastischen Zustand lassen sich Teile herstellen, die im normalplastischen Werkstoﬀzustand aufgrund des zu hohen Kraftbedarfs und/oder des zu geringen Umformvermögens nicht herstellbar sind. Weiterhin wird die Einsparung von Zwischenoperationen und die Herstellung komplexer Teile möglich, an denen große Formänderungen notwendig sind, siehe Abbildung 3.76. Auch wenn die Grundlagen der Superplastizität seit den dreißiger Jahren bekannt sind [PEAR34], konnte sich dieses Verfahren in der Massivumformung bisher kaum etablieren. Bekannte Beispiele beschränken sich zum größten Teil auf das Isothermschmieden von Turbinenkomponenten, siehe Kapitel 3.4.1. Viele der dort eingesetzten Nickelbasis- oder Titanlegierun-

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung

285

W e rk s tü c k s to ff:

Z n A l2 2

U m fo rm te m p e ra tu r:

T = 2 5 0 °C

m a x . S te m p e lk r a ft:

F = 1 0 k N

S te m p e lg e s c h w in d ig k e it:

v = 0 ,8 m m /s

7 5

2 ,5

3 6

ø 2 8 2 1

ø 8 ø 1 2

U m fo r m z e it:

t = 4 5 s

ø 6 2

Abbildung 3.76: Demonstrationsbauteil – Umformen im superplastischen Werkstoﬀzustand [SCHE76]

gen sind superplastisch verformbar, jedoch nicht alle. Weitere Anwendungen liegen in der Blechumformung, siehe Kapitel 4.6.2. 3.4.4 Thixoschmieden Das sogenannte Thixoschmieden ist ein Verfahren der Warmumformung, welches in dem Temperaturbereich arbeitet, bei welchem sowohl feste als auch ﬂüssige Phasenanteile im Werkstoﬀ vorliegen. In diesem engen Temperaturbereich lassen sich metallische Werkstoﬀe bei extrem niedrigem Kraftbedarf umformen, wobei sehr hohe Umformgrade erreicht werden können. Dies ermöglicht die umformtechnische Herstellung komplexer Strukturen, die klassischerweise nur mittels Gießverfahren herstellbar wären. 3.4.4.1 Verfahrensprinzip und Voraussetzungen. Der Begriﬀ „Thixo“ leitet sich von dem griechischen Wort „thixis“ ab und bedeutet soviel wie „Berührung“. Thixotropie ist die Bezeichnung für ein Fließverhalten, bei dem bei konstanter Scherbeanspruchung die Viskosität η eines ﬂüssigen oder teilerstarrten Stoﬀes im Laufe der Zeit t abnimmt und sich einem konstant niedrigen Wert nähert, siehe Abbildung 3.77 links. Die Größe des endgültigen Viskositätsabfalls nach einer bestimmten Beanspruchungsdauer T richtet sich nach der Größe der anliegenden Scherrate oder Schergeschwindigkeit γ. ˙ Im Ruhezustand baut sich der ursprüngliche Zustand wieder auf, d. h. es handelt sich bei der echten Thixotropie um einen reversiblen Vorgang. Die Voraussetzung für das thixotrope Stoﬀverhalten besteht darin, dass sich der Stoﬀ aus mindestens zwei Phasen zusammensetzt, welche unterschiedliche Solidustemperaturen besitzen. Das bekannteste Beispiele für thixotropes Fließverhalten ist Ketchup. Hier liegen verschiedene Flüssigkeiten und Partikel vor (Wasser, Fette, Fasern,

286

3 Massivumformung

V is k o s itä t h

flü s s ig e P h a s e T S

< T < T

G le ite n d e r P a r tik e l L

. g

1

. g g

.

2 3

S . c h e . r r a t .e : g 1 < g 2 < g 3 D a u e r d e r S c h e ru n g T

fe s te P h a s e

R o ta tio n u n d T r a n s la tio n d e r P a r tik e l

Abbildung 3.77: Verhalten von Materialien im thixotropen Zustand; links: Viskosität in Abhängigkeit der Scherrate und der Dauer der Scherbeanspruchung; rechts: Verformungsmechanismen

u. a.), die im Ruhezustand durch Oberﬂächenkräfte miteinander verbunden sind, so dass ein pastöser Zustand vorliegt. Bei Anlegen einer Scherung, z. B. durch Schütteln oder Rühren, lösen sich die Verbindungen und die Viskosität sinkt mit der Zeit der Scherbeanspruchung. Der Ketchup wird ﬂüssig bzw. ﬂießfähig. Nach Beendigung der Scherbeanspruchung agglomerieren die festen Bestandteile, d. h. sie binden sich erneut aneinander und bilden kleine Ansammlungen. Gleiches gilt für mehrphasige metallische Werkstoﬀe. Auch wenn eine Phase im Bereich zwischen der Solidus- und Liquidustemperatur bereits ﬂüssig ist, so kann der Stoﬀzusammenhalt noch durch die feste Phase gegeben sein. Hier kann der Zusammenhalt der festen Körner durch eine angelegte Schubspannung zusammenbrechen, so dass sich einzelne feste Werkstoﬀpartikel durch Rotation und Translation innerhalb der ﬂüssigen Phase relativ zueinander bewegen, Abbildung 3.77 rechts [HEUS96]. Diese scherraten- und zeitabhängige Materialentfestigung hängt von zwei unterschiedlich schnellen Vorgängen ab. Der erste, zeitlich schnelle Viskositätsabfall ist dabei auf das Aufbrechen der Bindungen zwischen den festen Körnern zurückzuführen (Zerstörung der Agglomerate), während der zeitlich spätere und deutlich langsamere Viskositätsabfall mit dem Verrunden der sich bewegenden Körner erklärt wird [KAPR98]. Die im darauffolgenden Ruhezustand eintretende Materialverfestigung (Agglomeration von festen Körnern) nimmt dabei wesentlich mehr Zeit in Anspruch, als die Materialentfestigung. 3.4.4.2 Beschreibung des thixotropen Werkstoﬀverhaltens. Zur mathematischen Beschreibung des Materialverhaltens im Semisolidbereich existieren zwei grundsätzlich verschiedene Ansätze. Zum einen wird versucht, das Material trotz Überschreiten der Solidustemperatur wie einen Festkörper

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung

287

zu beschreiben und ihm eine Fließspannung kf zuzuordnen. Andere Ansätze deﬁnieren eine Scheinviskosität ηSch , welche sich in Abhängigkeit des Flüssigphasenanteils ändert und so das Material als Flüssigkeit beschreibt. Dies ermöglicht die Anwendung der Fluidmechanik. Der Hauptunterschied zwischen den beiden Herangehensweisen besteht darin, dass kf i. Allg. durch eine zeitunabhängige Deformation und η durch eine zeitabhängige Deformation bestimmt wird [HEUS96]. Letzterer Ansatz berücksichtigt also neben dem Geschwindigkeitseinﬂuss auch den Einﬂuss der Beanspruchungsdauer. Beide Ansätze werden im Folgenden kurz beschrieben. Fließspannung. Die Fließspannung kann im Hochtemperaturbereich durch die Gleichung kf = C · ϕ˙ m

(3.14)

beschrieben werden. Da die Fließspannung im Bereich der Solidustemperatur und darüber hinaus nur in geringem Maße von der vorangegangenen Umformung abhängt, kann der Einﬂuss des Umformgrads somit vernachlässigt werden. Damit die Gleichung jedoch in der Lage ist, das Materialverhalten auch über die Solidustemperatur hinaus zu beschreiben, müssen m und C als Funktionen von T ermittelt werden. Heußen hat m und C daher versuchstechnisch für eine Aluminiumlegierung bei verschiedenen Temperaturen ermittelt und m(T ) bzw. C(T ) als Polynom dritten Grades beschrieben [HEUS96]. Die Fließspannung kf zeigt dann einen Verlauf über T , der mit steigender Temperatur zunächst leicht abfällt und bei Erreichen der Solidustemperatur stark abknickt. Bei Annäherung an die Liquidustemperatur fällt sie schließlich asymptotisch auf einen Wert nahe Null. Es ist zu bemerken, dass die Dauer der Scherung unberücksichtigt bleibt. Die Gesetzmäßigkeit kann jedoch hinsichtlich des zeitlichen Einﬂusses erweitert werden. Darüber hinaus wurden bereits komplexere Modelle entwickelt, welche die jeweiligen Eigenschaften der festen und ﬂüssigen Phase getrennt betrachten und in einer Formel vereinen, wodurch noch exaktere Berechnungsergebnisse erzielt werden können [HEUS96, KIUS03]. Scheinviskosität. Um die zeitabhängigen Eﬀekte der Thixotropie (Abhängigkeit der Fließspannung von der Dauer der Scherbeanspruchung) zu erfassen, wurden Ansätze entwickelt, welche eine Scheinviskosität ηSch deﬁnieren [HEUS96, KAPR98, MESS01]. Diese ändert sich in Abhängigkeit des Flüssigphasenanteils, der Schergeschwindigkeit und der Beanspruchungsdauer: ˙ t) . ηSch = f (fl , γ,

(3.15)

Die zeitabhängigen Eﬀekte der Thixotropie können dann durch Einführung einer Transportgleichung erfasst werden [MESS01]:

288

3 Massivumformung

1 dη = · (η∞ − η) . dt λ

(3.16)

˙ die GleichHierin sind t die Zeit, λ die Relaxationszeit und η∞ = f (fl , ϕ) gewichtsviskosität, welche sich unter konstanter Scherbelastung nach ausreichend langer Zeit einstellt. Nach Joly [JOLY96, QUAA96] berechnet sich die Gleichgewichtsviskosität zu η∞ = A · eB·fl · γ˙ m .

(3.17)

Der Flüssiganteil fl kann dabei über die Scheil-Gleichung auf die Temperatur zurückgeführt werden [HEUS96, MESS01]: fl = 1 −

TF − T TF − TL

1 k−1

.

(3.18)

Darin sind TF die Schmelztemperatur des Reinmetalls (z. B. TF = 659 ℃ für Aluminium), TL die Liquidustemperatur der Legierung (z. B. TL = 615 ℃ für AlSi7Mg). k ist das Teilungsverhältnis, das auch Verteilungskoeﬃzient genannt wird. Dabei handelt es sich um eine stoﬀspeziﬁsche Gleichgewichtskonstante, welche die Stoﬀverteilung zwischen den Phasen beschreibt. 3.4.4.3 Werkstoﬀe. Bei thixotropen Werkstoﬀen handelt es sich um Mehrstoﬀsysteme, die in einem möglichst breiten Temperaturbereich zwischen Solidus- und Liquidustemperatur sowohl ﬂüssige als auch feste Phasenanteile aufweisen. Hierzu zählen Mehrstoﬀsysteme, deren Einzelstoﬀe stark unterschiedliche Schmelztemperaturen aufweisen. Die Werkstoﬀe sollten ein Gefüge aus feinen, globularen Körnern besitzen, um die Formgebungsmechanismen zu ermöglichen, siehe Abbildung 3.77 rechts. Dendritische (lamellare) Gefüge sind daher nicht geeignet. Aus diesem Grund hat die Behandlung des Vormaterials eine entscheidende Bedeutung [DOEG03]. Bisher beschränken sich die Anwendungen des Thixoschmiedens zu großen Teilen auf die Verarbeitung von Aluminiumlegierungen. Der Grund liegt vor allem in der gegenüber Stahl relativ geringen und besser kontrollierbaren Formgebungstemperatur im Bereich zwischen 500 und 650 ℃. In diesem Bereich bleiben die thermischen Werkzeugbelastungen und der Aufwand für die erforderliche Anlagentechnik in einem beherrschbaren Rahmen. Typische Aluminiumlegierung für das Thixoschmieden sind silizium-, magnesium- und kupferhaltige Legierungen, z. B. AlSi7Mg0,3 oder AlSi6Cu3. Bei Stählen hingegen liegt der Temperaturbereich, in dem das Thixoschmieden angewendet werden kann, je nach Legierung zwischen 1.250 und 1.500 ℃, siehe Abbildung 3.78. Hier müssen spezielle Werkzeugwerkstoﬀe

3.4 Sonderverfahren der Massivumformung

289

(z. B. Keramiken) zum Einsatz kommen [DESE03,DOEG03], welche die Kosten deutlich in die Höhe treiben. Darüber hinaus besteht ein größerer Aufwand für Erwärmung und Temperaturkontrolle. Als Umformverfahren für Stahl eignet sich das Thixoschmieden daher aus wirtschaftlicher Sicht noch nicht [HIRT98, NN01c].

1 0 0 9 0 X 2 2 0 C rV M o 1 3 -4

F lü s s ig p h a s e n a n te il / %

8 0

1 6 M n C r5

X 2 1 0 C rW 1 2

7 0

1 0 0 C r6

6 0 5 0

T h ix o g ie ß e n

4 0 3 0

H S 6 -5 -3

4 2 C rM o 4

A llo y 3 3

3 4 C r N iM o 4

2 0

T h ix o s c h m ie d e n

1 0

C 4 5

0

1 2 0 0

1 2 4 0

1 2 8 0

1 3 2 0

1 3 6 0

1 4 0 0

1 4 4 0

1 4 8 0

1 5 2 0

1 5 6 0

1 6 0 0

T e m p e ra tu r / °C

Abbildung 3.78: Flüssigphasenverläufe unterschiedlicher Stähle bei einer Aufheizgeschwindigkeit von 10 K/min [BLEC04]

Grundsätzlich ist das Thixoschmieden von Stahl jedoch möglich. Unter labor- und industrienahen Bedingungen wurde es bereits mehrfach realisiert [BLEC04, DOEG03, HIRT98]. Im Prinzip eignen sich zunächst die untereutoktoiden Stähle, die auch beim konventionellen Schmieden den größten Anteil ausmachen. Aufgrund der geringeren Solidustemperaturen bei höheren C-Gehalten sind beim Thixoschmieden jedoch insbesondere übereutektoide Stähle interessant. Die Grenze des C-Gehalts liegt bei den eutektischen Stählen, welche bei Abkühlung aus der Schmelze direkt vollständig erstarren. Oberhalb des Eutektikums (ca. 2 % C) führen die erhöhten C-Gehalte in Kombination mit der relativ raschen Abkühlung beim Thixoforming zu spröden Werkstoﬀen. Das Ziel aktueller Arbeiten besteht in der Entwicklung speziell angepasster Stahlsorten, welche sich durch gute mechanische und metallurgische Eigenschaften auszeichnen und gleichzeitig ein Absenken der Prozesstemperaturen sowie eine Vergrößerung des Prozessfensters zulassen [DOEG03]. 3.4.4.4 Verfahren und Anwendungen. Die Formgebung im thixotropen Werkstoﬀzustand liegt technologisch gesehen zwischen der Gießerei- und Schmiedetechnik, siehe Abbildung 3.79. Beide Technologien kommen zur

290

3 Massivumformung

Formgebung in Frage, wobei beim sogenannten Thixogießen i. d. R. ein höherer Flüssigphasenanteil anvisiert wird, siehe Abbildung 3.78. Je nachdem, ob der nach der Erwärmung stattﬁndende Formgebungsprozess im Schmiedegesenk oder auf einer Druckgießmaschine durchgeführt wird, spricht man vom Thixoschmieden bzw. Thixogießen [TIET93].

F lie V e r U m U m g e s

ß s p -/E n fo rm fo rm c h w

a n n u n g tfe s tig u n g g ra d in d ig k e it

te ile r s ta r r te r B e r e ic h F o r m g e b u n g im te ile r s ta r r te n Z u s ta n d

k f, j , j

T h ix o s c h m ie d e n

E in le g e n in s W e r k z e u g

S c h m ie d e n

h , g , g

L iq u id u s te m p e r a tu r

S o lid u s b e r e ic h U m fo rm u n g

S o lid u s te m p e r a tu r

F o rm g e b u n g L iq u id u s b e r e ic h G ie ß e n V is k o s itä t E rs ta rru n g S c h e ru n g S c h e rg e s c h w in d ig k e it

T h ix o g ie ß e n

E in le g e n in D r u c k k a m m e r

V e rp re s s e n

Abbildung 3.79: Formgebung von Stahl im teilerstarrten Zustand – Abgrenzung zwischen Thixoschmieden und Thixogießen

Darüber hinaus kommt in einigen Fällen eine Verfahrenskombination zur Anwendung, bei welcher unmittelbar nach dem Gießen ein Schmiedevorgang erfolgt. In diesem Fall spricht man vom „Gießschmieden“. Heute werden überwiegend Aluminiumbauteile mittels Thixoschmieden hergestellt [DOEG03, TIET93, WOLF03]. Das Hauptanwendungsgebiet liegt im Automobilbau. Hier wird die Möglichkeit der Gewichtsreduzierung durch Aluminiumlegierungen bei gleichzeitiger Funktionsintegration durch die Herstellung komplexer, endformnaher Teile genutzt. Der Vorteil gegenüber dem konventionellen Gießen besteht darin, dass dichtere, weitestgehend porenfreie Gefüge entstehen. Gegenüber dem konventionellen Schmieden sind komplexere Formen herstellbar, wobei auf eine Aufteilung der Formgebung in mehrere Stufen sogar verzichtet werden kann [DOEG03]. Für die Verarbeitung von Stahl stellen die hohen und genau zu regelnden Prozesstemperaturen heute noch eine Barriere zur breiten Anwendung des Verfahrens dar. Hierzu erfordert es einer Werkzeugtechnologie, bei der die Werkzeugkosten und Werkzeugstandzeiten in einem angemessenen Verhältnis zueinander stehen [DOEG03, HIRT98].

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

291

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren 3.5.1 Proﬁlwalzen von Fertigteilen Die Walzverfahren, die im Rahmen einer Nach- oder Fertigbearbeitung zum Einsatz kommen, beschränken sich auf den Bereich der Kaltumformung und zeichnen sich durch die Besonderheit aus, dass lediglich die Bauteilrandzone plastisch verformt wird. Zu den Walzverfahren der Nach- oder Fertigbearbeitung zählen vor allem das Proﬁlwalzen, Gewindewalzen und Oberﬂächenfeinwalzen, die im Folgenden näher beschrieben werden. 3.5.1.1 Grundlagen und Übersicht über die Walzverfahren. Für die Fertigung rotationssymmetrischer Bauteile mit einer proﬁlierten Oberﬂäche sind verschiedene Walzverfahren und Maschinen entwickelt worden. Die Verfahren sind in DIN 8583-2 [DIN03d] nach den Ordnungsgesichtspunkten • Kinematik (Längs-, Quer- und Schrägwalzen), • Walzengeometrie (Flach- und Proﬁlwalzen) sowie • Werkstückgeometrie (Voll- und Hohlproﬁlwalzen) unterteilt, siehe Abbildung 3.80.

W a lz e n

Q u e r w a lz e n

S c h r ä g w a lz e n

P r o fil- S c h r ä g w a lz e n v o n H o h lk ö r p e r n

P r o filS c h r ä g w a lz e n

P r o fil- S c h r ä g w a lz e n v o n V o llk ö r p e r n

F la c h - S c h r ä g w a lz e n v o n H o h lk ö r p e r n

F la c h S c h r ä g w a lz e n

F la c h - S c h r ä g w a lz e n v o n V o llk ö r p e r n

P r o filQ u e r w a lz e n

P r o fil- Q u e r w a lz e n v o n H o h lk ö r p e r n

F la c h - Q u e r w a lz e n v o n H o h lk ö r p e r n

F la c h Q u e r w a lz e n

F la c h - Q u e r w a lz e n v o n V o llk ö r p e r n

P r o fil- L ä n g s w a lz e n v o n H o h lk ö r p e r n

P r o filL ä n g s w a lz e n

P r o fil- L ä n g s w a lz e n v o n V o llk ö r p e r n

F la c h - L ä n g s w a lz e n v o n H o h lk ö r p e r n

F la c h - L ä n g s w a lz e n v o n V o llk ö r p e r n

F la c h L ä n g s w a lz e n

P r o fil- Q u e r w a lz e n v o n V o llk ö r p e r n

L ä n g s w a lz e n

Abbildung 3.80: Einteilung der Walzverfahren nach DIN8583-2 [DIN03d]

Mit den Begriﬀen Quer-, Schräg- und Längswalzen sind die Hauptumformrichtungen sowie die Hauptbewegungs- und Lagerichtungen zwischen Werkzeug- und Werkstückachse beschrieben, siehe Abbildung 3.81.

292

3 Massivumformung

W e rk z e u g W e rk z e u g

W e rk s tü c k

W e rk s tü c k Q u e r w a lz e n S c h r ä g w a lz e n W e rk z e u g

L ä n g s w a lz e n W e rk s tü c k

Abbildung 3.81: Schematische Darstellung der Walzkinematiken [SPUR83]

Beim Längswalzen bewegt sich das Werkzeug längs zur Werkstückachse, beim Querwalzen quer dazu. Beim Schrägwalzen sind die Werkzeugachsen um einen bestimmten Winkel schräg zur Werkstückachse angeordnet [SPUR83]. Das Walzen selbst zählt zur Gruppe der Druckumformverfahren, d. h. die plastische Umformung wird vornehmlich durch eine Druckbeanspruchung hervorgerufen. Unter den bekannten Verfahren der umformenden Fertigung von Proﬁlen haben die Walzverfahren die am meisten verbreitete Anwendung gefunden [LANG90b, SCHM81]. Ihr Vorteil liegt in den relativ geringen Umformkräften begründet, die sich aus der örtlich begrenzten Einwirkzone von Werkzeug und Werkstück ergeben. Unabhängig von den einzelnen Verfahren und Verfahrensvarianten lässt sich die eigentliche Umformung als Eindringvorgang eines keilförmigen Werkzeugs in den Rohteilwerkstoﬀ darstellen, was anhand von Abbildung 3.82 veranschaulicht wird [EICH81, SHAH57]. Das Werkzeug verdrängt dabei den Werkstoﬀ, der in die Freiräume der Werkzeugkontur aufﬂießt. Der Walzvorgang ist beendet, wenn die beabsichtigte Aufﬂießhöhe des Werkstoﬀs erreicht ist oder die Werkzeugkontur mit Werkstückwerkstoﬀ ausgefüllt ist [VDI89]. Der Bestimmung des erforderlichen Rohteildurchmessers kommt aus zwei Gründen besondere Bedeutung zu. Zum einen führt jede fertigungstechnische Abweichung vom erforderlichen Vorbearbeitungsdurchmesser zu einer negativen Beeinﬂussung der Bauteilgeometrie nach dem Walzen und zum anderen, im Falle eines zu großen Rohteildurchmessers, zu einer Verringerung der Werkzeugstandzeit in Folge zunehmender Umformkräfte. Die Bestimmung des Vorbearbeitungsdurchmessers kann unter Annahme der Flächenkonstanz näherungsweise durch Pla-

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren F

F : s 1: s 2:

W e rk z e u g F

293

U m fo rm k ra ft E in d r in g tie fe G ra th ö h e

W e rk z e u g F

D s D s 1

s 2

2

s 1

W e rk s tü c k

Abbildung 3.82: Allgemeine Darstellung des Umformvorgangs beim Proﬁlwalzen

nimetrieren (Flächenmessung) der Proﬁlquerschnittsﬂäche (verdrängtes Material ist volumengleich dem aufgebauten Material) ermittelt und in anschließenden Walzversuchen mit durchmessergestuften Werkstücken empirisch optimiert werden. Darüber hinaus bieten analytische Berechnungsmethoden die Möglichkeit, den Vorbearbeitungsdurchmesser in guter Näherung zu bestimmen [KÖNI83]. Abbildung 3.83 zeigt typische Werkzeuge und Werkstücke des Proﬁlwalzens. 3.5.1.2 Walzen von Verzahnungsproﬁlen. Bei der Herstellung von Verzahnungsproﬁlen durch Kaltwalzen kommen sowohl das Abwälz- als auch das Formverfahren zum Einsatz. Beim Abwälzverfahren wird das Verzahnungsproﬁl durch eine Abwälzbewegung zwischen einem vom Bezugsproﬁl abgeleiteten Werkzeugsatz und dem Werkstück hergestellt [DIN86c]. In Abbildung 3.84 sind die zu diesem Zweck technisch realisierten Grundprinzipien mit der zugehörigen Werkzeug-/Werkstückanordnung schematisch dargestellt [BART87]. Bei den mit Rundwerkzeugen arbeitenden Kaltwalzverfahren wird das generierende Werkzeugproﬁl durch eine zylindrische Außenverzahnung verkörpert, die sich durch eine Abrollbewegung im Werkstückrohling abbildet. Für das Walzen von Verzahnungsproﬁlen aus vollem Material mit Rundwerkzeugen werden heutzutage überwiegend Zweirollen-Maschinen eingesetzt, die zumeist Weiterentwicklungen von Gewindewalzmaschinen sind [GLAU58, MÜLL60, SCHM81]. Die Fotograﬁe links in Abbildung 3.85 gibt

294

3 Massivumformung

Abbildung 3.83: Beispiele für das Proﬁlwalzen und Proﬁlrollen (Fa. Proﬁroll)

F la c h b a c k e n w e rk z e u g

a u s s e n v e rz a h n te s W e rk z e u g

in n e n v e r z a h n te s W e rk z e u g

B e z u g s p r o fil W e rk s tü c k

W e rk s tü c k

W e rk s tü c k

Abbildung 3.84: Werkzeuggrundformen zur Realisierung des Abwälzprinzips beim Kaltwalzen von Verzahnungsproﬁlen

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

295

den Blick in den Arbeitsraum einer solchen Maschine wieder. Die dort erkennbaren Rollwerkzeuge werden von einem regelbaren Antrieb in eine synchronisierte, gleichsinnige Drehbewegung versetzt, die sich während des Walzprozesses auf das zwischen ihnen geführte Werkstück überträgt. Rechts in Abbildung 3.85 sind die wesentlichen Verfahrensvarianten schematisch dargestellt. A r b e its r a u m e in e r Z w e ir o lle n - P r o filw a lz m a s c h in e

D u r c h la u fv e r fa h r e n B A

A E in s te c h v e r fa h r e n B A

A k o m b in ie r te s E in s te c h - / D u r c h la u fv e r fa h r e n A : F o rm g e b e n d e s W e rk z e u g B : W e rk s tü c k

Abbildung 3.85: Kaltwalzen von Verzahnung nach dem Zweirollen-Proﬁlwalzverfahren

Beim Durchlaufverfahren wird das Werkstück axial durch den Bearbeitungsbereich der Rollwerkzeuge verfahren, die in diesem Fall auf konstanten Achsabstand eingestellt sind. Ihre verzahnten Mantelﬂächen sind in Längsrichtung mit Einlaufkonus, Kalibrierbereich und Auslaufkonus versehen. Die Verzahnung wird also entsprechend dem Axialvorschub allmählich in Breitenrichtung wachsend proﬁliert. Beim Einstechverfahren ist das Werkstück in der Bearbeitungsebene in axialer Richtung ﬁxiert. Die Verzahnung wird durch Achsabstandsverringerung der zylindrischen Rollwerkzeuge radial in das Werkstück gewalzt. Die dazu notwendige Zustellbewegung führt bei den meisten Maschinen nur eines der beiden Werkzeuge aus, das andere ist fest gelagert. Hierbei muss die Werkstückachse in Zustellrichtung beweglich sein, um sich zwischen den Werkzeugen zentrieren zu können. Weniger verbreitet ist die symmetrische Zustellung bei fest gelagerter Werkstückachse [TURN71, NN81a]. Das kombinierte Walzen im Einstech-Durchlauf-Verfahren ist als Sonderfall des Einstechverfahrens zu betrachten. Das Werkstück erhält hier eine Axialvorschubbewegung, wobei durch wiederholte Umkehr der Werkzeugdreh-

296

3 Massivumformung

richtung gewährleistet wird, dass es innerhalb des Bearbeitungsbereiches bleibt. Bis zum Erreichen der vollen Proﬁltiefe führt das Werkrad also eine Reversierbewegung zwischen den Werkzeugstirnﬂächen aus, die sich vorteilhaft auf die Ausbildung der Flankenlinie auswirkt. Die Einsatzgrenzen dieser Varianten des Zweirollen-Verfahrens hängen von der Art der zu walzenden Verzahnung und der Größe der Walzmaschine ab [MÜLL60]. Es können sowohl schräg- als auch geradverzahnte Proﬁle mit Durchmessern bis zu d = 100 mm gewalzt werden. Je nach Eingriﬀs- und Schrägungswinkel werden Moduln bis zu m = 3, 5 mm genannt [GLAU58, TURN71]. Die Verzahnungsbreite ist bei den Einstechverfahren durch die Werkzeugbreite begrenzt, die bis zu b = 250 mm betragen kann. Im Durchlaufverfahren können auf entsprechenden Maschinen Werkstücke bis zu b = 2.000 mm bearbeitet werden [TURN71]. Das in den USA entwickelte Roto-Flo-Verfahren, Abbildung 3.86, verwirklicht das Modell zur Erzeugung evolventischer Zahnproﬁle in seiner ursprünglichen Form durch die Verwendung von Werkzeugen, die praktisch die Bezugszahnstange unmittelbar verkörpern. Ein Werkzeugsatz besteht aus zwei geraden Walzbacken, die in der Maschine, wie die Prinzipskizze in Abbildung 3.86 zeigt, oberhalb und unterhalb des Werkstückes horizontal geführt sind und synchronisiert gegenläuﬁg verfahren werden. Ihre verzahnte Funktionsﬂäche besteht aus einem abgeschrägten Einlaufbereich, der Arbeitszone, einer Kalibrierzone mit konstanter Zahnhöhe und einem abgeschrägten Auslaufbereich, der Entlastungszone. V e r fa h r e n s p r in z ip o b e r e A r b e its b a c k e

W e rk s tü c k

F

K A

E

A

u n te r e A r b e its b a c k e

F A

A r b e its z o n e K a lib r ie r z o n e E n tla s tu n g s z o n e K E

A B

A r b e its b a c k e n fü r G e ra d - u n d S c h rä g v e rz a h n u n g

C

W a lz b Z w is c E n d e W a lz v

B

e g in n h e n s tu fe d e s o rg a n g s

C

Abbildung 3.86: Kaltwalzen von Verzahnungen nach dem Roto-Flo-Verfahren

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

297

Zu Beginn des Walzvorganges wird das Werkstück zwischen den auseinandergefahrenen Werkzeugen zwischen Spitzen aufgenommen. Die Arbeitsbacken bewegen sich in der jeweiligen Werkstücktangentialebene translatorisch auf das Werkstück zu, erfassen es gleichzeitig und versetzen es durch Reibschluss in Rotation. Das Proﬁl wird in der Arbeitszone, die etwa zwei Drittel der Werkzeuglänge ausmacht, mit zunehmender Werkzeugzahnhöhe schrittweise bis zur vollen Tiefe ausgeformt. In der anschließenden Kalibrierzone wird es nachgeformt, wobei dort vor allem Rundlauf, Zahndicke und Flankenform geprägt werden. Die Entlastungszone mit abnehmender Zahnhöhe dient schließlich dem kontinuierlichen Abbau der elastischen Verformungen des Bearbeitungssystems und der dadurch verursachten Vertikalkräfte [KREI82, KREI83]. Nach einem Werkzeughub ist der Umformprozess abgeschlossen. Im rechten Teil von Abbildung 3.86 sind drei Stadien dieser Art der Proﬁlerzeugung dargestellt. So können mit entsprechenden Werkzeugen sowohl Gerad- als auch Schrägverzahnungen hergestellt werden. Der verhältnismäßig einfache Bewegungsablauf lässt erkennen, dass die Produktivität dieses Verfahrens sehr hoch ist. So werden je nach Werkstoﬀ, Geometrie und Automatisierung 200 bis 400 Rollungen pro Stunde genannt, was Taktzeiten von 17,5 s bis 9 s entspricht [KREI82]. Die Grenzen der erzeugbaren Verzahnungsgeometrien sind neben den Werkstückwerkstoﬀeigenschaften insbesondere von den Werkzeugabmessungen abhängig. Standardmaschinen können Werkzeuglängen von gut 1.200 mm aufnehmen, wodurch Werkstückdurchmesser von bis zu 60 mm und Moduln im Bereich von m = 0, 3 mm bis 2,0 mm bei Eingriﬀswinkeln zwischen 30° und 45° bearbeitet werden können. Die Verzahnungsbreite wird durch die Backenbreite bestimmt, die im Normalfall auf 120 mm begrenzt ist [KREI82, KREI83]. Das Roto-Flo-Verfahren hat in der Massenproduktion einen festen Platz bei der Herstellung von Ölnuten, evolventischen Zahnwellenproﬁlen (Steckverzahnungen – verschiebbare Verbindungen sowie Kerbverzahnungen – feste Verbindungen) und Gewinden gefunden. Nach dem Prinzip des Abwälzens von Innenverzahnungen werden Verzahnungsproﬁle bei dem WPM-Verfahren [RYBK77,EICH86,MARC73] gewalzt. Ein Werkzeugsatz besteht aus zwei innenverzahnten Ringsegmenten, die in der Maschine in bewegten Backen aufgenommen werden, Abbildung 3.87. Ihre verzahnte Arbeitsﬂäche ist in Längsrichtung mit einem kegeligen Einlaufbereich, einem zylindrischen Kalibrierbereich und einem kegeligen Auslaufbereich versehen. Die Bewegung der Werkzeugbacken wird über je zwei Exzenterwellen gesteuert, so dass jeder Punkt der Werkzeuggeometrie eine Kreisbahn beschreibt. Die Mittelpunkte der Werkzeugbögen verfahren dabei mit einer Phasenverschiebung von 180° um die Werkstückachse und beschreiben einen Kreis, dessen Durchmesser entsprechend der Werkradgeometrie einzustellen ist. Die in Abbildung 3.88 dargestellten Werkzeugpositionen verdeutlichen

298

3 Massivumformung

B

D

A B C C

W e rk z e u g b a c k e n E x z e n te r w e lle n F o rm g e b e n d e W e rk z e u g e

D

W e rk s tü c k

A

Abbildung 3.87: Kaltwalzen von Verzahnungen nach dem WPM-Verfahren

den Bewegungsablauf während eines Arbeitszyklus, der sich aus Form- und Leerbewegung zusammensetzt. a )

1 2

3

b )

a , b u n d f : L e e rb e w e g u n g

c )

c , d u n d e : F o rm b e w e g u n g 1 : D d

D

d : d

d )

W e rk s tü c k

2 ,3 : fo rm g e b e n d e W e rk z e u g e

d 1

e )

f)

1

D :

W e rk s tü c k d u rc h m e s s e r :

B e w e g u n g s k r e is d u rc h m e s s e r D u rc h m e s s e r d e r W e rk z e u g v e rz a h n u n g

Abbildung 3.88: Werkzeugpositionen beim Kaltwalzen von Verzahnungen nach dem WPM-Verfahren

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

299

Während der Formbewegung wälzen die Werkzeuge auf dem rotierenden, jedoch axial stillstehenden Werkstück ab und erzeugen einen der Werkzeugbreite entsprechenden Verzahnungsring. Während der anschließenden Leerbewegung erfährt das Werkstück einen axialen Sprungvorschub. Dabei wird seine Drehbewegung über ein Teilwechselradgetriebe aufrechterhalten, um die korrekte Drehwinkelstellung für den nächsten Umformzyklus sicherzustellen. Das jeweilige Verzahnungsproﬁl wird also schrittweise in Längsrichtung wachsend gewalzt. Das WPM-Verfahren wurde hauptsächlich zur Herstellung von evolventischen Vielkeilproﬁlen auf wellenartige Werkstücke konzipiert. Es können sowohl Schräg- als auch Geradverzahnungen mit Moduln bis zu m = 3 mm hergestellt werden. Für Wellenlängen unter l = 50 mm wird ein maximaler Durchmesser von d = 120 mm, andernfalls von d = 75 mm genannt. Die Verzahnungsbreite ist lediglich vom axialen Verfahrweg der Vorschubeinheit abhängig und beträgt bis zu b = 630 mm [RYBK77, MARC79]. Hinsichtlich walzbarer Proﬁleingriﬀswinkel werden keine Einschränkungen angegeben, da die als Innenverzahnung ausgebildeten Werkzeugzähne aufgrund großer Zahnfußdicken wenig fußbruchgefährdet sind. Die bisher geschilderten Verfahren stellen die heute gebräuchlichsten Kaltwalzverfahren zur Verzahnungsherstellung dar, die nach dem Abwälzprinzip arbeiten. Sie sind außerdem dadurch gekennzeichnet, dass die Werkstückachse senkrecht auf der Arbeitsebene der Walzwerkzeuge steht. Die Bearbeitungsrichtung verläuft also quer zu den zu erzeugenden Zahnlücken [DIN03d]. Der Abwälzvorgang wiederholt sich entsprechend dem jeweiligen Radialvorschub bzw. der Einlaufschrägen des jeweiligen Werkzeugs bei verschiedenen Tauchtiefen, bis die volle Proﬁltiefe erreicht ist. Dabei wird der Werkstoﬀ in ungleichen Querschnitten und unter dauernder Änderung von Richtung und Geschwindigkeit umgeformt. Insbesondere die Bewegungsumkehr des Wälzvorgangs bewirkt an der einlaufenden Flanke eine Aushöhlung des Materials und an der auslaufenden Flanke eine Aufwölbung. Demzufolge werden die Umformkräfte und damit auch die Formgebung asymmetrisch. So hergestellte Zahnräder sind an der tiefen unsymmetrischen Kopfeinsenkung und den unterschiedlichen Zahnkopfhöhen zu erkennen. Beim Walzen im Formverfahren werden die Zahnlücken mit Proﬁlwerkzeugen ausgebildet, die annähernd das Negativproﬁl der herzustellenden Zahnlücken beinhalten; die Richtung der Umformkraft bleibt während des gesamten Umformvorgangs konstant. Die Umformkräfte wirken symmetrisch, und der Werkstoﬀ wird überwiegend in radialer Richtung verdrängt. Die auch hier entstehende Kopfeinsenkung als typisches Merkmal für kaltgewalzte Verzahnungen bildet sich aufgrund des gleichmäßig auf beide Flanken verteilten Werkstoﬀﬂusses symmetrisch aus. Von den Formverfahren, die im Laufe der Zeit zum Kaltwalzen von Verzahnungsproﬁlen entwickelt wurden, konnte nur das Verfahren nach Grob [GROB60,KRAP78a] praktische Bedeutung erlangen. Das Grundprinzip die-

300

3 Massivumformung

ses Verfahrens, das auch als „Planetenwalzen“ oder als „Hämmerwalzen“ bezeichnet wird, besteht in der Aufteilung der Gesamtumformung in eine Vielzahl von Teilumformvorgängen. Formgebend wirkt ein proﬁliertes Walzrollenpaar, das planetenartig am Umfang zweier gegenüberliegender Walzköpfe gelagert ist. Wie in Abbildung 3.89 schematisch dargestellt ist, bearbeiten die Walzrollen durch gegensinnige, synchrone Rotation der Walzköpfe gleichzeitig und symmetrisch das zwischen ihnen geführte Werkstück, das seinerseits eine Drehbewegung um die eigene Achse ausführt. Werkstück- und Walzkopfdrehung sind entsprechend der Werkradzähnezahl über ein Teilgetriebe kinematisch miteinander gekoppelt. Diesem Bewegungsablauf ist eine kontinuierliche Vorschubbewegung des Werkstücks in Längsrichtung überlagert, wodurch das Verzahnungsproﬁl in axialer Richtung ausgeformt wird. fa a c

b

b b

b t

c a fa/2

t

a

W e rk s tü c k b

W e r k z e u g ( K a ltw a lz r o lle ) c

W e rk z e u g b a h n fa

A x ia lv o r s c h u b

t

T e ilu n g U

U m fo rm z o n e

U b b c c

fa

Abbildung 3.89: Kaltwalzen von Verzahnungen nach dem Grob-Verfahren

Die Proﬁlierung der Verzahnung verläuft wegen der Verwendung eines Werkzeugpaares entlang zweier Schraubenlinien, die bei gerader Zähnezahl um den halben Werkstückvorschub versetzt sind. Die eigentliche Umformarbeit vollzieht sich in der in Abbildung 3.89 mit U bezeichneten Umformzone, in der bei jedem Werkzeugdurchgang schlagartig ein sichelförmiges Segment umgeformt wird. Die Zahnlücken werden also in einer sehr großen Anzahl kurzzeitiger Einzelumformschritte erzeugt, wobei der Werkstoﬀ nur in einer eng begrenzten äußeren Randzone zum Fließen gebracht wird. Die für das reine Formverfahren erforderliche unterbrochene (diskontinuierliche) Werkstückdrehbewegung wird durch ein spezielles Schrittgetriebe

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

301

erzeugt, das derart mit der Walzkopfrotation synchronisiert wird, dass das Werkstück während des Walzrolleneingriﬀs stillsteht und während der darauffolgenden Leerbewegung um eine Zahnteilung weiter gedreht wird. Da die Arbeitsrichtung der Werkzeuge in Zahnlückenlängsrichtung ohne jegliche Relativbewegung quer zum Proﬁl verläuft, erlaubt das Verfahren nach Grob die Herstellung jeder beliebigen Proﬁlform gleichmäßiger Teilung mit gerader oder ungerader Zähnezahl, wobei die Verzahnung zylindrisch oder konisch ausgebildet sein kann, Abbildung 3.90 [KRAP78b].

Abbildung 3.90: Mit dem Grob-Verfahren kaltwalzbare Proﬁlformen [KRAP78a]

Aufgrund der Werkzeug-/Werkstückkinematik können im diskontinuierlichen Grob-Verfahren ausschließlich Geradverzahnungen gewalzt werden. Mit den zur Zeit gebauten Maschinentypen lassen sich Verzahnungen mit Moduln bis zu m = 5 mm und Zähnezahlen im Bereich von z = 10 bis 30 herstellen, deren Außendurchmesser bis zu da = 120 mm betragen kann. Die einstellbaren Rollkopfdrehzahlen, die gemeinsam mit dem Axialvorschub die Verzahnungsgeschwindigkeit bestimmen, sind durch die Beschleunigungskräfte des intermittierend rotierenden Werkstücks auf Werte im Bereich von nR = 800 bis 1.600 min-1 begrenzt [GROB60]. Das Walzen mit kontinuierlicher Werkstückdrehbewegung, die mittels Teilwechselradgetriebe erzeugt wird, ist beim Grob-Verfahren ebenfalls möglich. Aufgrund der dabei entstehenden Relativbewegung quer zur Zahnlücke müssen in diesem Fall die Achsen der Walzköpfe um einen bestimmten Winkel geschwenkt werden, der der Werkstückdrehung während der Werkzeugeingriﬀsdauer entspricht. Dem Formprozess ist also ein geringfügiger

302

3 Massivumformung

Wälzanteil überlagert. Diese kinematischen Bedingungen beschränken die erzeugbaren Proﬁlformen und -genauigkeiten. Das kontinuierliche Teilverfahren wird überwiegend zur Herstellung von Verzahnungen mit geringer Zahntiefe und großem Lückenöﬀnungswinkel eingesetzt, wie z. B. Keil- oder Steckverzahnungen. Diese Verfahrensvariante lässt Rollkopfdrehzahlen bis zu nR = 3.000 min-1 zu, wobei die Übersetzung des Teilwechselradgetriebes auf Werkradzähnezahlen im Bereich von z = 12 bis 96 einstellbar ist [KRAP78a]. Typische Einzelteile, die mit dem Grob-Verfahren hergestellt werden, sind Automobilteile, wie Hinterachswellen, Kupplungs- und Bremsnockenwellen, Antriebskegelräder, Endstücke für Gelenkwellen oder auch Lenkwellen mit konischer Verzahnung [KRAP78b, KRAP84]. Das Verfahren eignet sich ebenfalls zur Herstellung verzahnter Hohlteile. Hierbei dient ein verzahnter Walzdorn als Werkstückaufnahme. Der Werkstoﬀ wird dann beim Bearbeitungsvorgang von den Walzwerkzeugen in die Lücken des Walzdornes eingeformt. Typische Anwendungsbeispiele hierfür sind u. a. Zahnriemenscheiben, Starterkränze von Explosionsmotoren und Kupplungslamellenträger [KRAP79]. 3.5.1.3 Gewindewalzen. Der 1945 begonnene Trend, die Gewindeherstellung weitgehend spanlos vorzunehmen, entstammt hauptsächlich den folgenden Vorteilen des Gewindewalzens gegenüber dem Gewindeschneiden: • Hohe Genauigkeit bei hoher Ausbringung (stündliche Maschinenleistung bei Gewindemaß M5 max. 90.000 Stück) [NN79] • pressglatte Oberﬂächen der gewalzten Gewinde • Erhöhung der Werkstoﬀfestigkeit in den Gewindeﬂanken • Erhöhung der Wechselfestigkeit • Verminderung der Kerbempﬁndlichkeit • Werkstoﬀersparnis, da das Vorarbeitungsmaß kleiner als der gewünschte Gewindeaußendurchmesser ist • Werkstoﬀe mit einer Festigkeit Rm ≤ 1.400 MPa sind auch im vergüteten Zustand walzbar Beim Gewindewalzen steigt der Werkstoﬀ während des Eindringvorgangs des Werkzeugs in das Werkstück an den Flanken des Formwerkzeugs mehr auf als zwischen den schon gewalzten Gängen. Dies kann besonders bei Spitzgewinden zur Bildung einer sogenannten Schließfalte führen, die bis zu 20 % der Gewindetiefe erreichen kann. Harte Werkstoﬀe bilden tiefere Schließfalten als weiche. Die Tragfähigkeit der Gewinde wird infolge einer Schließfalte jedoch in keiner Weise verringert, Abbildung 3.91, links. Dieses Aufﬂießen des Werkstoﬀs bewirkt eine lokal eng begrenzte hohe Formänderung und damit verbunden eine Härtesteigerung (Abbildung 3.91, rechts). Sie kann an einigen Stellen des Proﬁls leicht auf den doppelten Wert des Ausgangsmaterials ansteigen. Wie die Schliﬀbilder gewalzter Gewinde veranschaulichen (Abbildung 3.91, Mitte), werden die einzelnen Werkstoﬀfasern, im Gegensatz zur spanenden Gewindeherstellung, nicht zerschnitten, sondern lediglich verlagert. Wie in Abbildung 3.92 dargestellt, sind die

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

W e r k s to ffflu s s b e im G e w in d e w a lz e n

S c h liffb ild e r

303

K a ltv e r fe s tig u n g V ic k e r s h ä r te

H V 0 .2

K e r n h ä r te d e s R o h te ils R a n d h ä r te d e s R o h te ils K e r n h ä r te d e s G e w in d e s

1 5 0 0 1 7 0 0 1 6 0 0

2 5 0 0 -2 7 0 0 2 3 0 0 -2 5 0 0

> 2 7 0 0

2 1 0 0 -2 5 0 0

S c h lie ß fa lte

1 9 0 0 -2 1 0 0

< 1 9 0 0

G e w in d e : M 2 0 W e rk s to ff: E 2 9 5

Abbildung 3.91: Darstellung von Werkstoﬀﬂuss und Kaltverfestigung beim Gewindewalzen [APEL53, SCHU89]

Rautiefen der Gewindeﬂanken darüber hinaus kleiner als die geschliﬀener Gewindeﬂanken. Die gewalzten Oberﬂächen zeichnen sich demzufolge durch eine hohe Korrosionsbeständigkeit aus [SCHU89, BETH80, BETH82].

g e s c h n itte n g e s tr e h lt

g e frä s t

g e s c h liffe n

g e r o llt 2 5

1 6

6 ,3

4

g e m itte lte R a u tie fe R

1 ,6

2 ,5 z

1

/ µ m

Abbildung 3.92: Gemittelte Rautiefe an unterschiedlich hergestellten Gewindeproﬁlen [APEL53]

304

3 Massivumformung

Die Kaltverfestigung bewirkt in Verbindung mit der hohen Oberﬂächengüte, z. B. bei Schrauben M10, eine Steigerung der zulässigen Tragkraft um etwa 12 %. Noch wesentlich stärker wirkt sich die Verfestigung auf die Biegewechselfestigkeit aus, Tabelle 3.19.

Tabelle 3.19: Vergleich der Biegewechselfestigkeit von unterschiedlich hergestellten Gewindebolzen [LANG90b] Zustand 1

Zustand 2

σbw1 /σbw2

gewalzt-vergütet vergütet-geschnitten geschnitten-vergütet

vergütet-gewalzt vergütet-gewalzt gewalzt-vergütet

∼1:2 ∼1:3 ∼1:1

Hierbei ist zu beachten, dass ein Vergütungsvorgang vor dem Walzen durchgeführt wird, da ansonsten beim Erwärmen die Kaltverfestigung wieder abgebaut wird. Bei der Werkstückvorbearbeitung ist zu beachten, dass an den Enden eines Gewindebolzens eine Längung in der Umformzone gegenüber dem Kernquerschnitt auftritt, die zur Ausbildung einer konkaven Stirnﬂäche führt. Aus diesem Grunde ist es notwendig, die Rohlinge entsprechend der Darstellung in Abbildung 3.93 anzufasen. Der Winkel y wird in Abhängigkeit von der Werkstoﬀfestigkeit festgelegt. Er beträgt bei Werkstoﬀen mit Rm ≤ 1.000 MPa ca. 15°, bei höheren Zugfestigkeiten bis zu 30°. Die Fase ist dabei so groß anzulegen, dass d1 kleiner als der Kerndurchmesser des Gewindes ist. Die Anfasung dominiert zusätzlich die auftretende Werkzeugbelastung und hierüber die Werkzeugstandzeit. Durch eine falsche oder sogar nicht vorhandene Anfasung werden einzelne Gewindegänge des Werkzeugs axial stark belastet und können im Extremfall ausbrechen, während sich die Axialspannungen bei richtiger Werkstückanfasung langsam abbauen bzw. sich gegenseitig nahezu kompensieren können [LANG90b, SCHU89]. Die Verfahren zur spanlosen Gewindeherstellung lassen sich übergeordnet danach unterscheiden, ob das Gewinde zwischen angetriebenen oder nicht angetriebenen Proﬁlwerkzeugen entsteht. Bei Einzweckmaschinen mit angetriebenen Walzen spricht man dabei vom Gewindewalzen, während die Herstellung mit Gewinderollköpfen oder Gewindewalzeisen auf herkömmlichen Werkzeugmaschinen im Allgemeinen als Gewinderollen bezeichnet wird. Hierbei werden die Rollen nicht angetrieben, sondern nur durch Reibschluss mit dem Werkstück in Rotation versetzt [SCHU89]. Bei den Gewindewalzmaschinen können sowohl Flach- als auch Rundwerkzeuge eingesetzt werden. Beim Verfahren mit Flachwerkzeugen ﬁnden zwei Walzstangen (Gewindebacken) Verwendung, die mit dem rotierenden Werkstück in Eingriﬀ sind. Die Kinematik entspricht der des Kaltwalzens von Verzahnungen mit Flachbackenwerkzeugen, siehe Abbildung 3.94.

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

305

W e r k s tü c k v o r b e r e itu n g

D

á á

d

d

d

d

1

1

2

2

D

á

W e r k z e u g b e la s tu n g P r o filz a h n w ir d s ta r k e in s e itig b e la s te t

W e rk z e u g W e rk s tü c k o h n e A n fa s u n g

k o n k a v e S tir n fla c h e W e rk s tü c k

W e rk z e u g P r o filz a h n w ir d a b g e s tü tz t

W e r k s tü c k m it A n fa s u n g

g e ra d e S tir n flä c h e

Abbildung 3.93: Werkzeugbelastung und Werkstoﬀﬂuss in Abhängigkeit von der Werkstückvorbearbeitung [APEL53]

G e w in d e w a lz s ta n g e n

G e w in d e w a lz s ta n g e n ( G e w in d e b a c k e n )

W e rk s tü c k ) (

)

(

o rts fe s te s o d e r b e w e g lic h e s W e rk z e u g

Abbildung 3.94: Gewindewalzen mit Flachbackenwerkzeugen [VDI89]

306

3 Massivumformung

Je nach Maschinentyp bewegen sich die Gewindewalzstangen gegenläuﬁg, oder aber ein Werkzeug ist im Maschinenkörper ortsfest, während sich das gegenüberliegende relativ zur ortsfesten Gewindewalzstange bewegt. Die ortsfeste Gewindebacke ist im Einlaufbereich ballig ausgebildet. Dieser Bereich hat eine Länge des 1,5fachen Bolzenumfangs, in dem der eigentliche Gewindeformvorgang abläuft. Im anschließenden Bereich (2- bis 4facher Bolzenumfang) wird das Gewinde lediglich geglättet und kalibriert. Der Auslaufbereich der festen Gewindebacke ist wieder ballig, damit das fertige Gewinde beim Auslaufen nicht beschädigt wird. Die jeweilige Gewindesteigung ist bereits in den Werkzeugen berücksichtigt, so dass beim Walzen keine axiale Verschiebung des Werkstücks stattﬁndet [VDI89]. Die mit Rundwerkzeugen arbeitenden Verfahren lassen sich in Einstechund Durchlaufverfahren untergliedern. Gemeinsam ist den unterschiedlichen Verfahren die Verwendung von zwei proﬁlierten, gleichsinnig rotierenden Werkzeugen, von denen das eine ortsfest stehen kann, während das andere auf das Werkstück zubewegt wird. Die Werkstückaufnahme erfolgt in der Regel untermittig auf einem Auflagelineal oder mittig zwischen Spitzen. Das angetriebene Werkzeug versetzt beim Auftreﬀen das Werkstück und das ortsfeste Werkzeug durch Reibschluss in Rotation, wobei sich das Werkzeugproﬁl im Werkstück abbildet. Dieser grundsätzliche Ablauf wird bei den unterschiedlichen Verfahrensvarianten wie folgt verändert bzw. beeinﬂusst: Beim Einstechverfahren, Abbildung 3.95, weist das Proﬁl der Walzwerkzeuge den gleichen Steigungswinkel, aber eine entgegengesetzte Steigungsrichtung wie das Werkstück auf. Das Werkstück führt in axialer Richtung lediglich kleine Ausgleichsbewegungen durch. Die Breite der Werkzeuge bestimmt somit die walzbare Gewindelänge. Das Verfahren wird in erster Linie zur Herstellung hochpräziser Gewinde, z. B. bei hohen Anforderungen an die Steigungsgenauigkeit, eingesetzt. Beim Gewindewalzen im Durchlaufverfahren sind drei verschiedene Arbeitsweisen möglich, die anhand Abbildung 3.96 erläutert werden. Bei der in Abbildung 3.96 links dargestellten Variante tragen die Werkzeuge am Umfang steigungslose Rillen senkrecht zur Werkstückachse. Aus diesem Grund müssen die Werkzeuge um ihre horizontale Querachse um einen, dem Steigungswinkel des gewünschten Werkstücks entsprechenden, Betrag geneigt werden. Aus den geometrischen Eingriﬀsbedingungen resultiert ein deﬁnierter Axialvorschub des Werkstücks während der Umformung. Dieser Arbeitsweise wird durch die geringe Berührlänge zwischen Werkzeug und Werkstück bei großen Steigungen eine Grenze gesetzt. Diese Variante wird bevorzugt in der Kleinserienfertigung eingesetzt, da in beschränktem Maße die gleiche Werkstücksteigung auf verschiedene Werkstückdurchmesser bei gleichem Proﬁl gewalzt werden kann. Ein weiterer Vorteil besteht darin, dass

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

307

V o r s c h u b r ic h tu n g

s

s b = 0

o rts fe s t

2

a x

= 0

:

A x ia lv o r s c h u b

b :

A c h s k r e u z w in k e l z w is c h e n (1 -1 ) u n d (2 -2 )

a :

S te ig u n g s w in k e l ( W a lz : W e r k z e u g ; W s t: W e r k s tü c k )

b e w e g lic h

b = 0 1

1

a a 1

a x

2

W s t

W a lz

: ( lin k s s te ig e n d )

: ( r e c h ts s te ig e n d )

1

Abbildung 3.95: Verfahrensprinzip des Einstechgewindewalzens [VDI89] D u r c h la u fv e r fa h r e n m it s te ig u n g s lo s e n W a lz w e r k z e u g e n s b = 0 2

1

1

a x

b = a W a lz

= 0 s

b = 0

b = 0

1 1

1 2

a

D u r c h la u fv e r fa h r e n m it k o r r ig ie r te n W a lz w e r k z e u g e n

W s t

= 0

1

a

W a lz

2

2

a x

k o m b in ie r te s D u r c h la u fv e r fa h r e n s

= 0

b = 0

b = 0

1

1

1 1

b = 0 = a W st + a

V o rs

b = a a W

a x

= 0

b = 0 2

1

1 2

W s t a lz

- a = 0

W a lz

b : A c h s k r e u z w in k e l z w is c h e n ( 1 - 1 ) u n d ( 2 - 2 ) a : S te ig u n g s w in k e l; s a x : A x ia lv o r s c h u b W a lz : W a lz w e r k z e u g ; W s t: W e r k s tü c k ; V o r s : r e s u ltie r e n d e r W in k e l a a u fg r u n d s

a x

Abbildung 3.96: Verfahrensvarianten des Gewindewalzens im Durchlaufverfahren

308

3 Massivumformung

die Walzwerkzeuge wegen ihres vom Werkstück unabhängigen Durchmessers mehrmals nachgeschliﬀen werden können. Bei dem Verfahren mit korrigierten Walzwerkzeugen (Abbildung 3.96) ist der Steigungswinkel der Werkzeuge geringfügig größer oder kleiner als der des Werkstücks. Dadurch wird ein Vorschub in Achsrichtung bewirkt. Die Abweichung des Winkels αW alz von αW st darf jedoch nicht zu groß sein, da sonst Beschädigungen der Gewindeﬂanken entstehen. Dieses Verfahren erlaubt die achsparallele Anordnung (β = 0) der Werkzeuge unter der Voraussetzung, dass die hierdurch entstehenden geometrischen Werkstückfehler noch tolerierbar sind. Eine Korrektur der Steigung ist durch Neigen der Walzspindeln (β = 0) nicht möglich. Diese Variante wird in der Serienfertigung eingesetzt, weil die Abmessungen der Walzen nur auf eine bestimmte Werkstückgeometrie bezogen sind. Das sogenannte kombinierte Durchlaufverfahren stellt eine Kombination der beiden zuvor beschriebenen Varianten dar. Die Walzwerkzeuge weisen hierbei einen Steigungswinkel auf, der nicht identisch ist mit dem des Werkstücks. Im Gegensatz zum Verfahren mit korrigierten Werkzeugen kann die Winkeldiﬀerenz jedoch durch Neigen der Walzspindeln ausgeglichen werden. Wie beim Durchlaufverfahren mit Rillenwerkzeugen resultiert eine Axialbewegung des Werkstücks während der Umformung. Anwendung ﬁndet dieses Verfahren, wenn größere Umformungen mit großen Steigungswinkeln vorzunehmen sind und eine hohe Genauigkeit erforderlich ist [VDI89]. Eine weitere Variante des Gewindewalzens mit Rundwerkzeugen ist das Walzverfahren mit drei angetriebenen Werkzeugen, die in einem Winkel von 120° zueinander angeordnet sind. Durch eine gleichzeitig lineare Vorschubbewegung wird das Werkstück zentrisch erfasst und in Rotation versetzt. Auflagelineal und sonstige Haltevorrichtungen sind deshalb nicht erforderlich. Das Drei-Walzen-Verfahren wird hauptsächlich zum Gewindewalzen an Rohr- und Hohlteilen angewandt. Als letztes der maschinengebundenen Walzverfahren ist das Verfahren mit Segment-Gewindewalzrollen zu nennen, Abbildung 3.97. Hierbei drücken bis zu drei im Maschinenkörper feststehende und einstellbare, mit Einund Auslaufzonen oder mit abgestimmten Krümmungsradien versehene Gewindesegmente die rotierenden und gleichzeitig durchlaufenden Werkstücke gegen eine angetriebene Gewinderolle. Aufgrund beträchtlicher Stückleistungen ist dieses Verfahren hauptsächlich bei der Herstellung von Massenteilen verbreitet. Neben den Verfahren mit angetriebenen Werkzeugen auf Einzweckmaschinen sind zur Fertigung aufwendiger Werkstücke mit Gewinden Gewinderollköpfe und Gewindewalzeisen entwickelt worden, die keinen eigenen Antrieb besitzen und auf Werkzeugmaschinen, wie Drehautomaten, Revolverdrehmaschinen oder Bearbeitungszentren eingesetzt werden. Auf diese Weise kann neben Zerspanoperationen das spanlose Gewindewalzen auf einer Maschine

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

309

G e w in d e s e g m e n te W e rk s tü c k z u fu h r G e w in d e r o lle

fe r tig e W e rk s tü c k e

W e rk s tü c k z u fu h r ( R o h te ile )

G e w in d e s e g m e n t

Abbildung 3.97: Verfahrensprinzip des Walzens mit Gewinderolle und Gewindesegment

in einer Spannung durchgeführt werden [BETH83]. Damit lassen sich zum Teil erhebliche Kosteneinsparungen erzielen [BETH81]. Eine weitere Möglichkeit zur spanlosen Gewindeherstellung auf herkömmlichen Werkzeugmaschinen besteht im Gewindewalzen mit Walzeisen. Das in Abbildung 3.98 dargestellte Gewindewalzeisen ist ein Werkzeug, das aufgrund seiner kompakten Bauform die spanlose Herstellung von Gewindebolzen auch bei engsten Platzverhältnissen im Fertigungsraum der Maschine ermöglicht. Die herstellbare Gewindelänge wird ausschließlich durch die Werkzeugmaschine begrenzt. Drei Gewinderollen werden stirnseitig am Grundkörper auf Bolzen getragen. Die Trägerbolzen sind im Steigungswinkel des zu walzenden Gewindes in einer 120°-Teilung im Grundkörper eingebracht. Die Rollen sind nicht angetrieben, sondern frei drehbar. Die Drehbewegung kann vom Werkstück oder Werkzeug bzw. von beiden Teilen erfolgen. Das Gewindeproﬁl ist rillenförmig ohne Steigung auf dem Außendurchmesser der Walzrollen aufgeschliﬀen. Die Gewindesteigung auf dem Werkstück wird über die im Steigungswinkel schräggestellten Trägerbolzen erzeugt. Der Walzvorgang wird durch das Heranführen des Gewindewalzeisens oder des Werkstücks über eine Vorschubeinheit zum jeweiligen Gegenstück eingeleitet. Der Vorschub ist entsprechend der zu walzenden Gewindesteigung einzustellen. Nach dem Walzvorgang muss das Gewindewalzeisen in der Steigung zurückgedreht werden. Ein Öﬀnen der Walzrollen, um z. B. im Eilhub zurückfahren zu können, ermöglicht diese einfache Konstruktion nicht. Eine verzögerte Reversierung kann durch die Verwendung von Schneideisenhaltern, die nach Erreichen der eingestellten Gewindelänge drehmomentlos ausklinken, erfolgen.

310

3 Massivumformung

Abbildung 3.98: Gewindewalzeisen

3.5.2 Oberﬂächenfeinwalzen Das Oberﬂächenwalzen ist ein Verfahren, mit dem spanend bearbeitete Werkstücke aus umformbaren Werkstoﬀen mit Hilfe von meist mehreren gehärteten und feinstbearbeiteten Wälzkörpern, z. B. Walzen oder Kugeln, unter einer werkstoﬀabhängigen Walzkraft zur Verbesserung der Oberﬂächengüte, der Maßhaltigkeit und Festigkeitseigenschaften abschließend bearbeitet werden. Die Unterscheidung der einzelnen Verfahren geschieht demnach auch nach diesen verbesserten oder vielmehr zu verbessernden Werkstückparametern, siehe Abbildung 3.99. Das Glatt- und Festwalzen kann im Einstechverfahren bei kurzen und im Längsvorschubverfahren bei längeren Werkstücken erfolgen. Beim Längsvorschubverfahren führt entweder das Werkstück oder das Werkzeug die axiale Bewegung aus. Das Einstechverfahren erfolgt ohne axialen Vorschub. Die Mantellinien der Berührﬂächen von Werkstück und Walze sind parallel zueinander. Die Walzenbreite entspricht der zu walzenden Werkstücklänge. Das Verfahren kann wahlweise spitzenlos oder zwischen Spitzen betrieben werden. Beim spitzenlosen Längsvorschubverfahren, einem Durchlaufverfahren, wird der Längsvorschub durch Schrägstellung der Walzenrollen bewirkt. Überwiegend wird mit drei kraftschlüssig wirkenden Walzen gearbeitet, wovon mindestens eine Walze angetrieben ist. Beim zwangsgesteuerten Längsvorschubverfahren hingegen ist die Größe des Vorschubs direkt von der Maschine und indirekt von der Zahl der mit

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

m ö g lic h e U n te r s c h e id u n g s k r ite r ie n

G la ttw a lz e n

M a ß w a lz e n

311

F e s tw a lz e n

· B e a r b e itu n g s z ie l: - G la ttw a lz e n - M a ß w a lz e n - F e s tw a lz e n

s F

F

F

s

· K in e m a tik :

- E in s te c h v e r fa h r e n - D u r c h la u fv e r fa h r e n - L ä n g s v o rs c h u b v e rfa h re n

· W e r k s tü c k g e o m e tr ie : - A u ß e n w a lz e n - In n e n w a lz e n

O b e r flä c h e n g ü te O p tim ie r u n g d e s V e r s c h le iß v e r h a lte n s

M a ß h a ltig k e it M in im ie r u n g v o n R u n d h e its fe h le r n

F e s tig k e its e ig e n s c h a fte n E rh ö h u n g d e r D a u e r fe s tig k e it S : V o rs c h u b F : W a lz k r a ft

Abbildung 3.99: Schematische Darstellung der Oberﬂächenfeinwalzverfahren

dem Werkstück im Eingriﬀ beﬁndlichen Walzen abhängig. Im Allgemeinen kommen eine bis vier Walzen zur Anwendung. Hierbei sind die Mantellinien in Walzrichtung geneigt. Der Neigungswinkel liegt im Bereich von α = 20° bis 40°. Glattwalzen Der Druck der Glättwalzen bewirkt an der Werkstückoberﬂäche eine Umformung, die das Rauheitsproﬁl einebnet. Abbildung 3.100 zeigt dazu den Stoﬀﬂuss beim Oberﬂächenfeinwalzen mit Vorschub an einer gedrehten Oberﬂäche. Hieraus wird ersichtlich, dass sich unterhalb der Berührungslinie A-B nahezu starre Druckkeile A-B-C ausbilden, an deren Seiten A-C und B-C der angrenzende Werkstoﬀ in Richtung der Drehrillen verdrängt wird. Damit erfolgt eine Anhebung des Drehrillengrundes, bis er sich auf gleichem Niveau mit dem Rillenkamm beﬁndet [KÖNI54]. Den Werkstoﬀﬂuss in Umfangsrichtung zeigt Abbildung 3.101 (oben) anhand einer vor dem Walzen radial verlaufenden Lötfuge. Zur Erklärung der tangentialen Verformungen wird die Annahme getroﬀen, dass sich an der Stelle F die Fließscheide beﬁndet, siehe Abbildung 3.101 unten. Da die Werkstückgeschwindigkeit am Punkt E größer ist als die Walzengeschwindigkeit, erfolgt ein Rückstau des Werkstoﬀs (obere Abbiegung der Lötfuge), der an der Einlaufseite als Wulst erkennbar ist. Die in Längsrichtung des Werkstücks auftretenden Werkstoﬀbewegungen verhindern eine Vergrößerung des Wulstes von Überwalzung zu Überwalzung. Die untere Krümmung der Sförmigen Werkstoﬀverschiebung beruht auf der im Werkstück auftretenden Schubspannung. In der Zone zwischen Fließscheide F und der Austrittsstelle A nimmt die Schubspannung an der Werkstückoberﬂäche den Wert Null an. Da jedoch

312

3 Massivumformung

R ic h tu n g d e s W a lz e n v o r s c h u b s

A r b e its k a n te d e r W a lz e

W a lz d r u c k

A B

C u r s p r ü n g lic h e L a g e d e r D r e h p r o fillin ie

L a g e d e s v e rfo rm te n D r e h p r o fils

S tr o m lin ie n

Abbildung 3.100: Stromlinien der plastischen Bewegung des Werkstoﬀs beim Oberﬂächenwalzen mit Vorschub [KÖNI54]

r

W a lz e

E F

A

W e rk s tü c k

r E

r F

r A

P la s tifiz ie r u n g s z o n e E in w a lz z o n e E : E in tr itts s te lle F : F lie ß s c h e id e A : A u s tr itts s te lle

Abbildung 3.101: Werkstoﬀﬂuss in Umfangsrichtung und Durchmesseränderung in der Umformzone beim Oberﬂächenfeinwalzen (nach Lange)

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

313

schon in geringer Tiefe unter der Werkstückoberﬂäche ein Schubspannungsmaximum vorliegt, welches sich in Richtung des Werkstückkerns langsam abbaut, kann das plastische Fließen nur in einer Zone unterhalb der Werkstückoberﬂäche eintreten [PAHL66, KROH65]. Eine elastische, eng begrenzte Werkstoﬀzone „schwimmt“ damit auf einer plastischen Schicht, die unterhalb der Werkstückoberﬂäche liegt. Da in der Zone F −A aufgrund des abnehmenden Werkstückdurchmessers die Umfangsgeschwindigkeit kleiner ist als an der Eintrittstelle E, bewegt sich die elastische Werkstoﬀzone mit der Geschwindigkeit der Walze. Somit ergibt sich eine Verschiebung der oberen Werkstoﬀzone gegenüber den tiefer liegenden, die der unteren Krümmung der Lötfuge entspricht. Die Stoﬀverschiebungen in Tangentialrichtung nehmen mit der Anzahl der Überwalzungen zu, wobei die Tiefenlage des Verschiebungsmaximums und der umgeformten Zone nahezu unverändert bleibt. Beim Oberﬂächenfeinwalzen versagen die Werkstücke durch Abblättern der Randschicht als Folge zu großer tangentialer Stoﬀverschiebungen. Verantwortlich für diese Versagensart sind die zu hohen, bezogenen Walzkräfte und die Überwalzzahl. Große Überwalzzahlen sind in Bezug auf das Abblättern der Randschicht ungünstiger als große bezogene Walzkräfte. Das Glattwalzen wird zur Erzeugung von Oberﬂächen mit geringen Rautiefen und einem hohen Proﬁltraganteil angewandt, wobei die makrogeometrische Form des Werkstücks möglichst nicht verändert wird. Das Verfahren dient der Verbesserung von Gleit-, Verschleiß- und Korrosionseigenschaften gleitender Bauteile, wie Lagerzapfen, Ventilschäfte, Kolbenstangen und Gleitführungen. Es wird als Vorbearbeitungsverfahren für zylindrische Werkstücke angewandt, die hartverchromt werden sollen [HERM69]. Es können Innenund Außenﬂächen glattgewalzt werden. Da sich das Glattwalzen im Bereich der Oberﬂächenrauheit vollzieht, kommt der Werkstückvorbearbeitung große Bedeutung zu. Veränderungen der Oberﬂächenrauheit infolge der Vorbearbeitung wirken sich unmittelbar auf Durchmesserabweichungen nach dem Walzen aus. In der Regel ﬁndet beim Glattwalzen eine Durchmesserveränderung vom Betrag der Ausgangsrautiefe Rt statt. Daher sollte das Aufmaß vor dem Walzen das 1 bis 1,5fache der Vorbearbeitungsrautiefe betragen. Als für das Glattwalzen günstige Vorbearbeitungsrautiefen werden je nach Ausgangswerkstoﬀ für Werkstücke aus Stahl Rt0 = 30 µm und für Werkstücke aus Grauguss Rt0 = 20 µm angegeben [TELG80]. Diese Werte lassen sich durch Drehen erreichen. Die minimale erreichbare Werkstückrautiefe nach diesem Verfahren beträgt 0,1 µm bis 0,2 µm. Die Abhängigkeit der Rautiefe Rp von der Walzkraft und der Überwalzzahl sind in Abbildung 3.102 dargestellt [PAHL66]. Keinen Einﬂuss auf die zu erzielende Oberﬂächengüte hat dagegen die Walzgeschwindigkeit. Abbildung 3.103 zeigt ein hydrostatisch gelagertes Glattwalzwerkzeug. Es weist die konstruktive Besonderheit auf, dass die Walzkraft nicht über ein Federpaket, sondern über einen hydraulisch betätigten Kolben aufgebracht

314

3 Massivumformung

G lä ttu n g s tie fe R p / µ m

1 0

6 d

4 p

d d

1

p

5 1 0 = 2 0 = 1 0 4 = 6 2 =

1 1 w f w f

=

,0 ,0 ,0 ,7 ,8

m m m m m m M P a M P a

2

0 0

8 0 1 2 0 4 0 flä c h e n b e z o g e n e W a lz k r a ft p 1 1 5 C rV 3 K

1 8 0 w f

/ (M P a )

W a lz e n d u r c h m e s s e r d 2

0 = 7 5 m m

6 0

1 8 0 1 2 0 Ü b e r w a lz z a h l ü

2 4 0

3 0 0

W a lz b r e ite L = 3 0 m m

Abbildung 3.102: Glättungstiefe Rp in Abhängigkeit von der ﬂächenbezogenen Walzkraft und der Überwalzzahl für verschiedene Drehrautiefen [PAHL66]

wird. Hierdurch entsteht der Vorteil, dass unabhängig vom Werkstückdurchmesser immer die gleiche Walzkraft auf das Werkstück einwirkt und somit ein konstantes Walzergebnis gewährleistet wird. Durch die Verwendung einer hydrostatisch gelagerten Kugel als Walzkörper können auch bei niedrigen Walzkräften, bedingt durch die kleine Kontaktzone zwischen Walzkugel und Werkstück, hohe Kontaktspannungen realisiert werden, wodurch bereits kleine Walzkräfte zu deutlichen Oberﬂächenverbesserungen führen. Das Walzwerkzeug kann mit Walzkugeln aus Stahl oder aus Keramik ausgestattet werden. Die Stahlkugeln dienen zum Glattwalzen weicher Werkstoﬀe, die Keramikkugeln zum Glattwalzen gehärteter und hartzerspanter Werkstücke. Bei dem Glattwalzen gehärteter Oberﬂächen, dem sogenannten Hartglattwalzen, kann eine Reduzierung der Oberﬂächenrauheit um die Hälfte und eine deutliche Steigerung des Traganteils erzielt werden. Maßwalzen Während sich bei großen Materialdurchmessern das Walzen als Fertigbearbeitungsverfahren auf das Glattwalzen beschränkt, da die Durchmesseränderungen im Größenbereich der Ausgangsrautiefe liegen, ist bei weichen Werkstücken mit kleinen Durchmessern (d < 20 mm) hingegen eine Durchmesseränderung möglich, die weit über dieses Maß hinausgeht (d ≈ 0, 1 mm). Man spricht dann vom Maßwalzen. Werkstücke mit einem Durchmesser von 3 mm können mit diesem Verfahren von der Toleranzqualität IT 9 auf die Qualität IT 5 gebracht werden. Ebenso wird der Rundheitsfehler der vorbearbeiteten Werkstücke verkleinert (bis etwa 1 - 1,5 µm).

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

D ru c k p a tro n e

S p a n n le is te

H a rts to ffk u g e l

315

O b e r flä c h e v o r h e r

D r u c k a n s c h lu s s

5 µ m

D ru c k p a tro n e

O b e r flä c h e n a c h h e r

1 0 0 C r6 D r u c k m e d iu m

W e rk z e u g h u b 5 - 6 m m

6 2 H R C

5 µ m

Abbildung 3.103: Hydrostatisch gelagertes Glattwalzwerkzeug, hartgedrehte und hartglattgewalzte Oberﬂäche

Festwalzen Das Ziel der Dauerfestigkeitssteigerung beim Festwalzen wird im Wesentlichen durch drei Faktoren erzielt: • Beseitigung von Mikrokerben auf den Werkstückoberﬂächen, • Kaltverfestigung der Randzone und • Einbringung von Druckeigenspannungen in die Werkstückrandzone, die die Belastungsspannungen überlagern und so die Werkstoﬀbeanspruchung im Zugbereich vermindern. Der letztgenannte Faktor dominiert den Einﬂuss auf die Dauerfestigkeit dynamisch beanspruchter Bauteile. Abbildung 3.104 zeigt die durch Festwalzen erzielbaren Dauerfestigkeitssteigerungen an glatten und gekerbten Proben. Hierbei ist die Zunahme der Dauerfestigkeit über der Dehngrenze Rp0,2 aufgetragen. Abbildung 3.104 enthält links die erzielbaren Umlaufbiegewechselfestigkeiten von glatten unverfestigten und festgewalzten Proben. Es ist erkennbar, dass eine Dauerfestigkeitssteigerung sowohl im Bereich niedriger als auch hoher Werkstoﬀfestigkeiten zu erzielen ist. Die Zunahme der Dauerfestigkeit durch Festwalzen bei niedriger Dehngrenze bis etwa Rp0,2 = 900 MPa beruht im Wesentlichen auf einer Erhöhung der Randhärte, da die durch das Festwalzen induzierten Druckeigenspannungen durch die äußere Last wieder nahezu vollständig abgebaut werden [FUCH83,STRI71]. Ab einer Dehngrenze von 1.400 MPa ist dagegen keine Härtesteigerung mehr möglich. Folglich wird hier die Dauerfestigkeitssteigerung ausschließlich durch die Induzierung von Druckeigenspannungen erreicht.

316

3 Massivumformung

g e k e rb te P ro b e n d = 7 m m ; a

U m la u fb ie g e w e c h s e lfe s tig k e it / M P a

g la tte P r o b e n d = 7 m m 1 1 0 0

1 1 0 0

1 0 0 0

1 0 0 0

9 0 0 8 0 0

8 0 0

7 0 0

7 0 0

6 0 0

6 0 0

5 0 0

5 0 0

4 0 0

4 0 0

3 0 0

1 0 0

0

0

5 0 0 1 0 0 0 D e h n g re n z e R p

0 ,2

1 5 0 0 / M P a

C 1 5 C 4 5 E 4 1 C r4 3 7 C rS 4

2 0 0

1 0 0 0

W e rk s to ffe

3 0 0

u n v e r fe s tig t

2 0 0

= 3

v e r fe s tig t

9 0 0

v e r fe s tig t

k

2 0 0 0

0

u n v e r fe s tig t

5 0 0 1 0 0 0 D e h n g re n z e R p

0 ,2

1 5 0 0 / M P a

2 0 0 0

Abbildung 3.104: Biegewechselfestigkeit glatter und gekerbter Proben vor und nach dem Festwalzen in Abhängigkeit von der 0,2 %-Dehngrenze [LANG90b]

Abbildung 3.104 zeigt rechts die Auswirkungen des Festwalzens auf das Dauerfestigkeitsverhalten für gekerbte Proben. Deutlich erkennbar ist hier der im Vergleich zu glatten unverfestigten Proben verhältnismäßig geringe Dauerfestigkeitszuwachs mit ansteigender Werkstofffestigkeit. Im Gegensatz dazu tritt bei den gekerbten festgewalzten Proben eine beträchtliche Dauerfestigkeitssteigerung mit zunehmender Werkstofffestigkeit auf. Daraus geht hervor, dass bei gekerbten Proben der Schwingfestigkeitszuwachs hauptsächlich nur durch das Induzieren von Druckeigenspannungen bewirkt wird. Die auf das Festwalzen zurückzuführenden Verfestigungen spielen aufgrund der großen Kerbwirkung hier nur eine untergeordnete Rolle. Das Einbringen von Druckeigenspannungen bewirkt daher besonders bei spröden Werkstoﬀen und gekerbten Bauteilen eine wesentliche Dauerfestigkeitssteigerung. Beim Vergleich der festgewalzten Proben im glatten und gekerbten Zustand zeigt sich, dass die Dauerfestigkeit der festgewalzten gekerbten Proben sogar höher liegt. Dies macht deutlich, dass selbst bei hoher Kerbwirkung der im unbehandelten Zustand vorhandene Schwingfestigkeitsverlust durch ein Festwalzen der Kerbe aufzuheben ist [FUCH83]. Typische Bauteile für das Festwalzen sind Naben und Achsschenkel, abgesetzte Wellen und Kurbelwellen. Bei Kurbelwellen sind beispielsweise durch Festwalzen der Hohlkehlen an den Lagerstellen Dauerfestigkeitssteigerungen um teilweise über 100 % erzielbar [FELD84, TELG84]. Neben Einzweck- und Sondermaschinen, die z. B. für das Festwalzen von Kurbelwellen erforderlich sind und üblicherweise kraftschlüssig arbeiten, ste-

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

317

hen zum Glatt- und Festwalzen von Bohrungen, Kegel- und Planﬂächen eine Reihe von Sonderwerkzeugen zur Verfügung, siehe Abbildung 3.105.

D o p p e lg la ttw a lz w e fü r d ie B e a r b e itu n z w e i B o h r u n g e n in A r b e its v o r g a n

rk z e u g g v o n e in e m g

E x p a A u ß e n g la fü r W e rk s V o rb e re

K o m b in ie r te s In n e n u n d P la n flä c h e n g la ttw a lz w e rk z e u g

n d ttw tü c itu

ie r e a lz k e n g s

n d e s w e rk z e u g m it g r o ß e r to le r a n z

R ille n la g e r g la ttw a lz w e rk z e u g

K e g e lg la ttw a lz w e r k z e u g z u m G la ttw a lz e n v o n K e g e lz a p fe n

H o h lk w e in n H

K e g e lg la ttw a z u m G la ttw V e r fe s tig V e n tils

e g rk e n o h

e lfe s tw a lz z e u g fü r lie g e n d e lk e h le n

lz w a lz e n itz

e rk z e u g e n u n d v o n e n

H o h lk w e a u ß H

P la n flä c h e n g la ttw a lz w e r k z e u g z u m G la ttw a lz e n v o n k r e is r in g fö r m ig e n F lä c h e n

e g e lfe s tw a lz rk z e u g fü r e n lie g e n d e o h lk e h le n

Abbildung 3.105: Sonderwerkzeuge für das Oberﬂächenfeinwalzen (nach Ecoroll)

Sie bieten den Vorteil kleiner Baugrößen und können in allen herkömmlichen Werkzeugmaschinen bei der Endbearbeitung in einer Aufspannung zum Einsatz kommen [FELD84]. Abhängig vom System der Zustellung sind sie in formschlüssige, kraftschlüssige und expandierende Werkzeuge zu unterteilen. Formschlüssige Werkzeuge werden vor ihrem Einsatz auf den Bearbeitungsdurchmesser eingestellt. Der Werkzeugdurchmesser ändert sich während des Bearbeitungsvorgangs nicht. Durch entsprechende Verstellung des Werkzeugdurchmessers zwischen den Bearbeitungsgängen kann das Arbeitsergebnis korrigiert werden. Kraftschlüssige Werkzeuge ohne Voreinstellung werden dagegen mit einer deﬁnierten Kraft gegen die Werkstückoberﬂäche gedrückt. Die Position der Glattwalzrollen ist dabei durch die Werkstückgeometrie bestimmt. Federpakete gleichen sowohl Fertigungstoleranzen des Werkstücks als auch Positionierfehler der Maschine aus und sorgen gleichzeitig für eine nahezu konstante Walzkraft und damit für ein gleichbleibendes Arbeitsergebnis. Expandierende Werkzeuge können ihren Arbeitsdurchmesser während der Bearbeitung ändern. Die vorgegebene Walzkraft wird durch mechanische, pneumatische oder hydraulische Beaufschlagung eingestellt. Für die Bearbeitung von Hydraulik- und Pneumatikzylindern werden kombinierte Schäl- und Glattwalzwerkzeuge, siehe Abbildung 3.106, ein-

318

3 Massivumformung

gesetzt, mit denen in einem Arbeitsgang geschält und glattgewalzt werden kann [TELG83].

W e rk z e u g a u fn a h m e

G ru n d k ö rp e r

W a lz k o p f

S c h ä lk o p f

S c h ä lm e s s e r

S p ä n e flu s s Ö lflu s s

Abbildung 3.106: Kombiniertes Schäl- und Glattwalzewerkzeug (Quelle: Ecoroll)

Zunehmend werden auch geometrisch komplexe Bauteile einer Festwalzbearbeitung unterzogen. Ein Beispiel zeigt Abbildung 3.107. Hier wird eine Turbinenschaufel, also ein dünnwandiges Werkstück mit Freiformﬂäche, im Bereich der Einlaufkante einer Festwalzbearbeitung unterzogen. Das Festwalzwerkzeug weist zwei sich gegenüberliegende hydraulisch betätigte Kolben mit hydrostatisch gelagerten Kugeln auf, die beidseitig auf das Schaufelblatt einwirken. Durch diesen Aufbau wird eine Kompensation der Walzkräfte erzielt und eine Verbiegung des dünnwandigen Werkstückes unterbunden. Die Walzkinematik entspricht einer Mäanderstruktur, so dass die Walzspuren im Wesentlichen quer zum Schaufelblatt und somit in der Richtung der potenziellen Rissausbreitung verlaufen. Da vor allem quer zur Walzspur hohe Druckeigenspannungen erzeugt werden, wirken diese besonders eﬀektiv einer Rissentstehung und einem Risswachstum entgegen. Interessant ist das Verfahren vor allem für die Bearbeitung von Verdichterschaufeln für Turbo-Flugtriebwerke, die gelegentlich durch angesaugte Fremdobjekte im Bereich der Schaufeleintrittskanten beschädigt werden, von wo aus Risse wachsen können. Die Risswachstumsgeschwindigkeit kann durch ein Festwalzen deutlich minimiert werden.

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

F e s tw a lz e n e in e r T u r b in e n s c h a u fe l

g e g e n ü b e r lie g e n d e W a lz w e r k z e u g e

319

fe s tg e w a lz te E in la u fk a n te

Abbildung 3.107: Festwalzen einer Turbinenschaufel (WZL-RWTH-Aachen)

3.5.3 Werkstoﬀe für Walzverfahren Die Frage nach walzbaren Werkstoﬀen berührt unterschiedliche Themenkreise, die letztendlich aber alle in die Fragestellung nach vertretbaren Herstellkosten bzw. Werkzeugstandzeiten einmünden. Grundsätzlich ist jeder plastisch verformbare Werkstoﬀ auch walzbar. Die Vielfalt der Walzverfahren für die Fertigbearbeitung lässt keine generelle Aussage über einsetzbare Werkstoﬀe für diese Fertigungsverfahren zu. Die bei den einzelnen Verfahren auftretenden örtlichen Formänderungen stellen das Hauptkriterium für die Verwendbarkeit der Werkstoﬀe dar. Für das Walzen von Verzahnungsproﬁlen nach dem Abwälzprinzip eignen sich grundsätzlich alle legierten und unlegierten Kohlenstoﬀstähle, deren Dehnungskoeﬃzient mehr als 7 % beträgt. Dabei sollte die Zugfestigkeit Rm zwischen 600 MPa und 800 MPa liegen [KREI82]. Beim Proﬁlwalzen nach „Grob“ bilden im Hinblick auf eine wirtschaftliche Werkzeugstandzeit Stähle mit weniger als 9 % Bruchdehnung und Zugfestigkeiten Rm > 1.200 MPa Grenzwerte [KRAP79]. Die Werkstoﬀe, die beim Gewindewalzen angewandt werden, sollten mehr als 5 % Bruchdehnung und Zugfestigkeiten Rm < 1.200 MPa aufweisen. Geeignet sind also Bau- und Einsatzstähle, rostfreie Stähle und Vergütungsstähle. Daneben eignen sich auch Weichmessing, Kupfer, Leichtmetalle und ferritische Gusssorten, wie GGG 40 und GTS 35 [SCHU89, BETH82]. Zum Proﬁlwalzen nicht geeignet sind spröde Werkstoﬀe mit geringer Dehnung, wie Grauguss, harte Messinglegierungen und gehärtete Werkstoﬀe.

320

3 Massivumformung

Beim Oberﬂächenfeinwalzen können folgende Werkstoﬀe, zum Teil auch im gehärteten Zustand, gewalzt werden: • Baustähle S185 bis E360, • Vergütungsstähle von C 22 bis 30 CrNiMo 8 im unvergüteten und vergüteten Zustand, • Einsatzstähle C 10 bis 18 CrNi 8, • Federstähle 38 Si 6 bis 58 CrV 4 bis 1.500 - 1.600 MPa Zugfestigkeit, • rost- und säurebeständige Stähle X 10 Cr 13 bis X 10 CrNiMoNb 18, • Nichteisenmetalle, wie Aluminium und Al-Legierungen, Duraluminium, Anticorrodal, Hydronalium, Silumin, Kupfer und Cu-Legierungen, Messing, Bronze, Rotguss, • Gusseisen von GG 14 bis GG 30, Temperguss und besonders Gusseisen mit Kugelgraphit (GGG) [FELD84]. Beim Glattwalzen sollte die Form des im Gusseisen eingelagerten Graphits feinlamellar oder sphärolitisch sein. Die erreichbaren Qualitäten durch Glattwalzen von Gusseisen entsprechen nicht dem bei anderen Werkstoﬀen möglichen Glättungsergebnis [KROH65, GERL61]. Die Weiterentwicklung von mikrolegierten Stählen mit den Elementen Bor, Niob oder Vanadin, die die Umformeigenschaften unlegierter Stähle aufweisen, jedoch durch spezielle Wärmebehandlungen Festigkeiten von chromlegierten Stählen erreichen können, erweitern auch das Spektrum der Einsatzwerkstoﬀe [DOMA80]. 3.5.4 Werkzeugbaustoﬀe für Walzverfahren Zu den Werkzeugbaustoﬀfragen sind nur allgemeine Aussagen möglich. Lässt sich beispielsweise beim Glattwalzen teilweise ein gleichmäßiger Verschleiß über Walzenbreite und -umfang tolerieren, so führt er beim Gewindewalzen zum notwendigen Austausch des Werkzeugs. Dementsprechend sind die Anforderungen an die Werkzeugbaustoﬀe beim Proﬁlwalzen wesentlich höher als bei Glattwalzwerkzeugen. Beim Gewindewalzen tritt zusätzlich eine erhöhte Kerbempﬁndlichkeit des Werkzeugs auf, da das eingeschliﬀene Proﬁl einer Kerbe gleichzusetzen ist, die besonders bei hohen Umformleistungen zu frühzeitigen Ausbrüchen der Rollen führen kann. Diesen Verschleißkriterien halten hochchromlegierte Stähle am besten stand. Empfehlenswert ist in diesem Fall der ledeburitische Stahl X 210 Cr 12 [APEL53]. Üblicherweise werden Gewindewalzwerkzeuge mehrmals nachbearbeitet. Dies bewirkt bei dem erwähnten Werkstoﬀ jeweils eine um bis zu 10 % reduzierte Standzeit des nachgearbeiteten Werkzeugs, obwohl die Werkzeuge nach dem Schleifen wärmebehandelt werden. Auch die Herstellungsart der Gewinderollen ist für die Standzeit der Werkzeuge von besonderer Bedeutung. Analog zu der erhöhten Belastbarkeit gewalzter Gewinde ist auch die Lebensdauer von umformend hergestellten Gewindewalzwerkzeugen um etwa 90 % bis 100 % höher gegenüber geschliﬀenen [APEL53].

3.5 Walzen als Nach- oder Fertigbearbeitungsverfahren

321

In letzter Zeit wird beim Walzen von Vielkeilwellen zunehmend Schnellarbeitsstahl (z. B. S-2-10-1-8) bei der Herstellung von Proﬁlwalzwerkzeugen eingesetzt. Neuere Entwicklungen zielen auf die Verwendung von pulvermetallurgisch hergestelltem Schnellarbeitsstahl (z. B. ASP 60). 3.5.5 Reibung und Schmierung Im Gegensatz zur spanabhebenden Formgebung wird beim Gewinde- und Proﬁlwalzen vom Schmiermittel fast ausschließlich schmierende Wirkung gefordert. Aus diesem Grund sind übliche Bohrölemulsionen ungeeignet. Sie bewirken unsaubere Gewindeﬂanken infolge des direkten Kontakts zwischen Werkstück und Werkzeug und führen zu einer Standzeitreduzierung bis zu 30 % [APEL53]. Wird den Bohrölemulsionen jedoch ein Hochdruckzusatz in Form von Molykote oder kolloidalem Graphit zugesetzt, lässt sich der abrasive Verschleiß der Werkzeuge vermindern [APEL53, GERL61]. Eine deutliche Standzeiterhöhung ist auch durch Phosphatieren der Werkstücke zu erzielen, da die Aufnahme- und die Haftfähigkeit des Schmiermittels durch diese Maßnahme wesentlich erhöht werden [SCHI62], siehe Kapitel 2.8.4.2. Beim Glattwalzen kann zur Oberﬂächenbildung teilweise auf Schmiermittel verzichtet werden. Pasten auf der Basis von Molybdändisulﬁd vermindern jedoch den Verschleiß der Glättwalzen [APEL53]. Der Einsatz von Glättwalzautomaten erfordert zusätzlich zur Schmierung auch die Kühlung des Werkstücks und das Abspülen feinster Oberﬂächenpartikel. Weist die Oberﬂäche des zu bearbeitenden Werkstücks ausgeprägte Poren oder hohe Rautiefen aus, wie sie bei Gusseisen anzutreﬀen sind, ist von der Verwendung eines Schmiermittels abzusehen, da das in die Poren eindringende Schmiermittel durch den beim Walzen entstehenden hydrostatischen Druck zu Änderungen des Beanspruchungszustands des Werkstücks bis zum Versagen führen kann.

4. Blechumformung

4.1 Tiefziehen Das Tiefziehen ist das bedeutendste Fertigungsverfahren zur Herstellung von Blechwerkstücken mit dreidimensionaler Geometrie. Es wird im Bereich der Großserie, wie etwa in der Automobil- und Verpackungsindustrie, aber auch bei kleinen Serien, wie sie in der Flugzeugindustrie anfallen, eingesetzt. Unter den Verfahren der Blechverarbeitung nimmt das Tiefziehen eine Sonderstellung ein. Die DIN 8584-3 [DIN03h] deﬁniert dieses Verfahren folgendermaßen: „Tiefziehen ist das Zugdruckumformen eines Blechzuschnitts (je nach Werkstoﬀ auch einer Folie oder Platte, eines Ausschnitts oder Abschnitts) zu einem Hohlkörper oder eines Hohlkörpers zu einem Hohlkörper mit kleinerem Umfang ohne beabsichtigte Veränderung der Blechdicke.“ Die richtige Beherrschung des Materialﬂusses, die Bestimmung des Rohteilzuschnitts, die Kenntnis der Grenzen bis zu der die Umformung in einem Arbeitsgang getrieben werden kann und die Abschätzung der für die Formgebung erforderlichen Kraftwirkung sind wesentliche Voraussetzungen für die Erzielung optimaler Arbeitsergebnisse. 4.1.1 Grundlagen des Tiefziehens 4.1.1.1 Verfahrensprinzip. Das Verfahrensprinzip soll anhand der Fertigung eines kreiszylindrischen Ziehteils erläutert werden. Abbildung 4.1 zeigt das entsprechende Werkzeug. Der Blechzuschnitt, in diesem Fall eine ebene Blechronde, wird auf den Ziehring gelegt. Beim Niedergang des Stempels wird das Blech durch die Öﬀnung des Ziehrings gezogen, wobei der Blechwerkstoﬀ nachﬂießt, so dass sich der äußere Durchmesser der Blechronde verkleinert. Nach dem Durchzug, bei dem sich die Hohlform gebildet hat, fährt der Stempel wieder nach oben. Da das Blech auﬀedert, stößt der obere Rand des gezogenen Teils gegen die untere Kante des Ziehrings und der Napf wird vom Stempel abgestreift. Das Abstreifen des Napfes kann auch mittels anderer Vorrichtungen erfolgen. Dies ist insbesondere dann erforderlich, wenn das Fertigteil einen Flanschansatz aufweisen soll, so dass ein Durchziehen des Bleches durch den Ziehring nicht möglich ist. Auf den Niederhalter kann in der Regel nicht verzichtet werden. Er spannt die Blechronde vor dem Aufset-

324

4 Blechumformung

zen des Stempels ein, wodurch eine Faltenbildung im Bereich des Flansches unterdrückt wird. S te m p e l N ie d e r h a lte r

s 0

B le c h

Z ie h r in g

Abbildung 4.1: Tiefziehen einer ebenen Blechronde zu einem Napf

Abbildung 4.2: Anwendungsbeispiele: Tiefziehteile in der Automobilindustrie (Quelle: BMW AG)

Während der Umformung des ebenen Blechzuschnitts wird der Werkstoﬀ gedehnt und gestaucht, siehe Abbildung 4.3. Die Fläche, die den Boden

4.1 Tiefziehen

325

des Napfes ergibt, wird nur geringfügig umgeformt. Die Kreisringﬂäche zwischen Ausgangsrondendurchmesser d0 und Napﬁnnendurchmesser d1 wird zur Zarge des Napfes. Die dreieckigen Teilstücke b der Platine müssen bei der Umformung verdrängt werden. Durch Hochklappen der Segmente a und Aufaddieren der Flächen b (ﬂächengleich mit b) ergibt sich die endgültige Napfhöhe h. Dies gilt natürlich nur unter der Voraussetzung einer unveränderten Blechdicke. d 0

b ´ b

a ´

a d 1

h

a = z u b ie g e n d e r W e r k s to ff b = z u v e rd rä n g e n d e r W e rk s to ff

n a c h d e r U m fo rm u n g

s

v o r d e r U m fo rm u n g

0

h

d

d 1

Abbildung 4.3: Umformung einer Blechronde

Die Abmessungen und Geometrien des Rohteilblechzuschnitts richten sich also nach Form und Größe des herzustellenden Werkstücks. Für kreisrunde Ziehteile kann die Ausgangsronde relativ einfach aus der Volumenkonstanz berechnet werden. Geht man davon aus, dass die Blechdicke während der Umformung konstant bleibt und in der Regel sehr klein gegenüber den Außenabmessungen ist, ergibt sich die Rondenﬂäche mit dem Durchmesser d0 aus der Oberﬂäche Az des Fertigteils: d0 =

4 · Az π

(4.1)

Für die Zuschnittberechnung runder Ziehteile empﬁehlt sich eine Aufteilung in einzelne Flächenelemente. Die Auswahl in Abbildung 4.4 reicht meistens auch für komplexe Formen aus. Auf Grund von Blechdickenschwankungen und anderen Einﬂussgrößen besitzt die Berechnung nur überschlägigen Charakter. Oft wird ein nachträgliches Beschneiden des Werkstücks oder eine Korrektur des Zuschnitts notwendig, die an Hand von Probezügen vorgenommen wird.

4 Blechumformung

F lä c h e n e le m e n t Ø

d

Ø p

1

d

4

Ø

d Ø

Ø

1

d

p

(d

4

d

2

- d

2 2

Ø

)

d 1

h

p ×d

d

p ×e 2

(d

+ d 1

p

h Ø

e

1

×h 1

1

d

p d

2

Ø

d

d

F lä c h e A

1

2

1

Ø

Ø

1

1

d

1

2

p ×d 1

×h

(d

+ 4 h

2

h

Ø

F lä c h e n e le m e n t

F lä c h e A

2

)

d 1

4

2

p

1

2

×R

(d

×R

(d

2

R

326

2

)

)

- 0 ,7 R 1

2 1

p × d

e

1

2

× e

Ø

d 1

p

R

2

2

1

- 1 ,3 R

)

Abbildung 4.4: Ausgewählte Flächenelemente für eine Zuschnittsberechnung (nach Oehler/Kaiser)

Bei komplexeren Ziehteilen, wie eckigen Hohlkörpern oder völlig unregelmäßigen Geometrien von Karosserieteilen, gestaltet sich die Berechnung des Zuschnitts erheblich schwieriger. In diesen Fällen muss eine Abwicklung des Fertigteils Aufschluss über die Form und Abmessung des Rohbleches ergeben [TSCH77, HILB70, OEHL01, SIEB55]. 4.1.1.2 Zulässige Formänderungen. Die zur Umformung benötigte Kraft wirkt nur mittelbar auf die plastischen Vorgänge in der Umformzone ein, denn die Umformzone liegt im Flansch und im Bereich der Ziehringrundung, während die Kraft vom Stempel über den Napfboden, den Übergang BodenZarge und die Zarge selbst eingeleitet wird. Dadurch treten vornehmlich in der Napfwand und dem Bereich der Stempelrundung hohe Zugspannungen auf, die zu einer Wandschwächung führen können und bevorzugt an diesen Stellen Rissbildung hervorrufen. Abbildung 4.5 verfolgt den Verlauf eines Volumenelements während der unterschiedlichen Stadien des Tiefziehvorgangs. Solange sich das Element noch im Flansch des Napfes beﬁndet, treten Zugspannungen in radialer (σr ) und Druckspannungen in tangentialer (σt ) Richtung auf. Das Element wird in radialer Richtung gestreckt und in tangentialer Richtung gestaucht. Wird ohne Niederhalter gearbeitet und die Knickstabilität des Bleches durch die tangentialen Druckspannungen überschritten, kommt es im Flanschbereich zu Faltenbildung. Der Niederhalter erzeugt eine Druckspannung in axialer Richtung (σ z ), die der Faltenbildung entgegen wirkt. Allerdings bedingt dies auch zusätzliche Reibung zwischen Blech und Niederhalter sowie zwischen Blech und Ziehring. Überschreitet der durch die Niederhalterkraft

4.1 Tiefziehen

N ie d e r h a lte r s s s

s

327

Z

s r

s t

Z

s

t

r

z w e ifa c h e B ie g u n g

Z u g s

0 D ru c k s

s

r

s Z

t

S p a n n u n g e n im F la n s c h b e r e ic h

s

Z

s t

t

s Z

Abbildung 4.5: Beanspruchungsverhältnis während des Tiefziehvorgangs

hervorgerufene Niederhalterdruck pN (pN = σz ) zu Beginn des Umformvorganges den in der Praxis üblichen Maximalwert pN max = 10 MPa nicht, so werden die Spannungen σr und σt durch ihn kaum beeinﬂusst [SCHL77]. Eine genauere Berechnung des Niederhalterdrucks erfolgt nach Gleichung 4.8. Beim Übergang von Flansch zu Zarge unterliegt das Blech einer doppelten Biegebeanspruchung. Am Einlauf der Ziehringrundung wird das Blech auf dessen Radius gebogen. Am Auslauf aus der Ziehringrundung erfolgt ein Rückbiegen in den geraden, zylindrischen Teil der Napfwandung, siehe Abbildung 4.6. In der Napfwandung schließlich herrschen Zugspannungen in axialer Richtung vor, die sich aus der Radialspannung im Blechﬂansch, den Biegespannungen an der Ziehringrundung und den Reibungseinﬂüssen ergeben [WILH75]. Entsprechend dem vorherrschenden Spannungszustand verteilen sich die Formänderungen der Ziehteile auf die Hauptspannungsrichtungen in radialer und tangentialer Richtung sowie senkrecht zur Blechebene. Wird das rechteckige Werkstoﬀelement in Abbildung 4.6 in seiner Längsrichtung gedehnt, so nimmt die bisherige Länge l0 zu und wird auf l1 vergrößert. Kennzeichnend dafür ist der Umformgrad ϕ1 . Wegen der Volumenkonstanz verringern sich die Breite b0 auf b1 und die Dicke s0 auf s1 . Die Summe der Umformgrade ergibt Null. In dem hier dargestellten Fall sind also die Formänderung ϕ1 positiv und die Formänderungen ϕ2 und ϕ3 negativ. Da das Blech während des Tiefziehens den verschiedensten Spannungszuständen unterworfen ist, sind die Umformgrade im fertigen Napf sehr unterschiedlich verteilt. Unmittelbar nach Aufsetzen des Stempels auf der Platine bleibt die Umformung auf die Kreisringﬂäche zwischen Stempel und Zieh-

328

4 Blechumformung

j 1

j

j

j 1

= ln l1 / l0

j 2

= ln b

j

j

3

= ln s 1

1

/ s

0

j

0

s

V o lu m e n k o n s ta n z : j 1 + j 2 + j 3 = 0

l0

l1

3

2

b

/ b

2

s

1

b 0

1

1

0

Abbildung 4.6: Formänderungen an einem Volumenelement

ring sowie auf den späteren Boden des Napfes beschränkt. Während dieser Phase herrscht ein rein zweiachsiger Spannungszustand vor, dem sich mit zunehmendem Stempelweg eine Biegung um die Stempel- und Ziehkantenrundung überlagert [OEHL01]. Daher bleibt die ursprüngliche Blechdicke s0 nur in der Bodenmitte erhalten. Zum Bodenrand hin nimmt sie auf Grund der Dehnung erheblich ab. Ihren geringsten Wert weist sie im Bereich der Stempelkantenrundung auf. Risse treten bevorzugt an dieser Stelle auf. Hat sich der Blechwerkstoﬀ an die gesamte Stempelrundung angelegt, so stellt sich mit größer werdendem Stempelweg ein Zug- Druck- Spannungszustand ein. Durch die tangentiale Stauchung des Bleches nimmt die Blechdicke in der Seitenwand des fertigen Napfes mit zunehmender Napfhöhe wieder zu und erreicht am oberen Napfrand ein Maximum mit einem Wert, der größer als die Ausgangsblechdicke s0 ist. Um ein Abstrecken des Werkstoﬀs zu verhindern, muss jedoch auch der Ziehspalt größer sein als die Ausgangsblechdicke. Da die örtlichen Formänderungen nicht im voraus berechnet werden können und die Blechdicke vor allem bei komplexeren Formen messtechnisch kaum zu erfassen ist, werden zur experimentellen Ermittlung der Umformgrade meist Liniennetze eingesetzt, die vor der Umformung auf die Blechronde aufgebracht werden, siehe Kapitel 2.4.6. Aus den Verformungen des Messrasters lassen sich die Umformgrade in tangentialer und axialer Richtung bestimmen. Der Umformgrad in Blechdickenrichtung wird mit Hilfe der Kontinuitätsgleichung ϕ1 + ϕ 2 + ϕ 3 = 0

(4.2)

4.1 Tiefziehen

329

berechnet. Abbildung 4.7 zeigt die Verläufe der Umformgrade ϕ1 , ϕ2 und ϕ3 über der Abwicklung eines tiefgezogenen Napfes. Je nach Vorzeichen des Umformgrades ϕ3 hat sich die Blechdicke vergrößert oder verringert. 1 ,0 0 0 ,7 5 j 1

Ø

1 0 0

0 ,2 5 A

0

B

j C

3

D D

-0 ,2 5

4 2

U m fo rm g ra d j

0 ,5 0

A j

-0 ,5 0

B

C

2

-0 ,7 5 -1 ,0 0 A

C B B le c h a b w ic k lu n g D

Abbildung 4.7: Verlauf der Umformgrade über der Abwicklung eines tiefgezogenen Blechnapfes (nach Oehler/Kaiser)

Vor allem bei komplizierten Formteilen kann es unumgänglich sein, an Hand des Liniennetzverfahrens die Bedingungen an besonders kritischen Stellen zu analysieren, um gegebenenfalls Korrekturmaßnahmen hinsichtlich der Werkzeugform, des Platinenzuschnitts oder aber auch des Blechwerkstoﬀes vornehmen zu können. Bei rechteckigen Ziehteilen wird das Material beispielsweise an den Ecken aufgestaut, während es in der Mitte der Seiten außer einer leichten Biegebeanspruchung weitgehend ungehindert herangezogen wird. Infolge der auftretenden Spannungsunterschiede besteht in den Eckenbereichen die Gefahr des Einreißens. Daher muss der Materialﬂuss an den Ecken erleichtert oder aber in der Seitenmitte behindert bzw. gebremst werden; dies kann beispielsweise durch das Anbringen von sogenannten Wulsten erfolgen. An Hand des Grenzformänderungsschaubildes, siehe Kapitel 2.7.3.5, kann beurteilt werden, ob die jeweiligen Dehnungskombinationen im kritischen Bereich liegen, so dass eine Einschnürung des Bleches und damit Rissgefahr auftritt [MÜSC72]. Mit dem Vergleichsumformgrad 2 (ϕ1 2 + ϕ2 2 + ϕ3 2 ) (4.3) ϕV = 3

330

4 Blechumformung

kann an Hand der Fließkurve, siehe Kapitel 2.4.2, eine Aussage über das Festigkeitsverhalten an der betrachteten Stelle des Werkstücks getroﬀen werden. Ein das Ausmaß der Umformung eines Ziehprozesses beschreibender Kennwert ist das Tiefziehverhältnis β, das deﬁniert ist als der Quotient aus Rondendurchmesser d0 und Innendurchmesser d1 des Napfes (Stempeldurchmesser) beim Erstzug.

β=

d0 d1

(4.4)

Für den Weiterzug wird das Tiefziehverhältnis aus der Abnahme des Innendurchmessers des Napfes bestimmt. Zur Kennzeichnung der einzelnen Stufen der Umformung wird das Tiefziehverhältnis β mit einem Index versehen. Der Index 0 bezeichnet hierbei den Erstzug, der Index 1 den ersten Weiterzug usw. Das Ziehverhältnis ist nach oben begrenzt. Mit größer werdendem Ziehverhältnis steigt bei sonst gleichen Bedingungen die maximale Ziehkraft FZmax . Da diese Kraft von der Zarge des Ziehteils übertragen werden muss, reißt bei zu hohem β der Bodenrand infolge zu hoher Zug- bzw. Dehnungsbeanspruchung. Das Grenzziehverhältnis βmax darf als kennzeichnende Größe für die Grenzformänderung beim Tiefziehen nicht überschritten werden. Große Ziehtiefen können nur stufenweise mit gegebenenfalls zwischengeschalteten Entfestigungsvorgängen erreicht werden. Das Grenzziehverhältnis hängt von den Rohteilabmessungen und der Werkzeuggeometrie ab, es wird aber auch von weiteren Parametern wie Blechwerkstoﬀ, Niederhalterkraft, Reibungsverhältnissen usw. beeinﬂusst. So muss bei der Wahl des Ziehverhältnisses zwischen Weiterzug mit bzw. ohne vorangegangenem Zwischenglühen unterschieden werden. Beim Weiterzug ist das Ziehverhältnis wegen der Kaltverfestigung während der vorausgegangenen Züge jeweils kleiner festzulegen als im vorigen Zug. Für unlegierte weiche Stahlbleche z. B. beträgt das Ziehverhältnis im Erstzug bis β0 = 2, 0, während im ersten Weiterzug ohne Zwischenglühen β1 = 1, 3 und mit Zwischenglühen β1 = 1, 7 möglich ist. Mit zunehmendem auf die Blechdicke bezogenem Stempeldurchmesser nimmt das Grenzziehverhältnis auf Grund der ungünstigeren Reibungsverhältnisse ab. Das Reibverhalten wird zusätzlich von der Werkstoﬀpaarung Werkstück-Werkzeug, der Oberﬂächenbeschaﬀenheit der Reibpartner, der Schmierung sowie vom Niederhalterdruck beeinﬂusst, so dass sich Änderungen dieser Parameter ebenfalls auf das Grenzziehverhältnis auswirken. 4.1.1.3 Kräfte. Für die Auslegung der Werkzeuge und die Auswahl geeigneter Maschinen müssen u. a. die Kräfte vorausbestimmt werden. Wegen der vielen Einﬂussfaktoren werden die entsprechenden Rechnungen im Allgemeinen nicht mit Hilfe der Plastizitätstheorie, sondern unter Anwendung empirischer Formeln durchgeführt.

4.1 Tiefziehen

331

Ziehkraft. Die Ziehkraft ist beim Tiefzug eines zylindrischen Napfes, siehe Abbildung 4.1, in erster Linie von der mittleren Formänderungsfestigkeit, dem Stempeldurchmesser, dem Blechrondendurchmesser und der Blechdicke abhängig. Analog zu den Spannungen setzt sich die Ziehkraft FZ zusammen aus der ideellen Ziehkraft FZid für die verlustfreie Umformung und den Krafterhöhungen, die sich durch Reibung an der Ziehringrundung und dem Niederhalter (FR ) sowie durch Biegung des Bleches an der Ziehringrundung (Fb ) ergeben. Nach Siebel [SIEB54] werden die Kraftüberhöhungen durch einen Umformwirkungsgrad ηF berücksichtigt: kf m d0 FZmax = π · dm · s0 · 1, 1 · · ln − 0, 25 . (4.5) ηF d1 In dieser Gleichung ist dm der mittlere Zargendurchmesser dm = d1 + s0 ,

(4.6)

kf m die mittlere Fließspannung im Flanschbereich und ηF der Umformwirkungsgrad, deﬁniert als Quotient aus ideeller Umformarbeit und tatsächlich verbrauchter gesamter also eﬀektiver Umformarbeit. Der Umformwirkungsgrad liegt beim Tiefziehen zwischen 0,5 und 0,7, wobei die niedrigen Werte für dünnwandige und die hohen Werte für dickwandige Näpfe gelten. Für die mittlere Fließspannung kf m im Flansch kann überschlägig folgender Zusammenhang mit der Ausgangsfestigkeit Rm angenommen werden: kf m ≈ 1, 3 · Rm .

(4.7)

In Gleichung 4.7 ist gleichzeitig berücksichtigt, dass die Ziehkraft ihren größten Wert erst nach einem bestimmten Stempelweg erreicht. Der Verlauf der Ziehkraft als Funktion des Stempelweges wird in Ziehkraftdiagrammen dargestellt, siehe Abbildung 4.8. Zu Beginn des Hubes, also kurz nach dem Aufsetzen des Stempels auf der Blechronde, steigt die Ziehkraft bei zunehmender Verfestigung des Werkstoﬀs steil an. Nach Siebel [SIEB55] erreicht die Ziehkraft ihren Maximalwert nach etwa 25 % Formänderung, also wenn der momentane Außendurchmesser der Ronde etwa 0, 75 · d0 entspricht, siehe Gleichung 4.5. Ist der Ziehspalt zu eng, erfolgt ein Abstrecken des Werkstoﬀs, also eine Verminderung der Blechdicke. Dabei wird der Maximalwert der Ziehkraft erst nach einem größeren Stempelweg erreicht. Wird das Ziehteil nicht voll durchgezogen, weil ein Flansch verbleiben muss, fällt die Ziehkraft steil auf Null ab. Bei einem komplett tiefgezogenen Napf ohne Flansch fällt die Kraftkurve langsamer ab, da die verfestigten Bereiche am Napfrand einen weiteren Kraftbedarf erfordern. Die zum Tiefziehen notwendige Arbeit entspricht dem Flächeninhalt unter der jeweiligen Ziehkraftkurve.

332

4 Blechumformung

Z ie h k r a ft F

Z

Z ie h s p a lt z u e n g ( A b s tr e c k z ie h e n )

F

z ,m a x

Z ie h te il o h n e F la n s c h

Z ie h te il m it F la n s c h

S te m p e lh u b h

Abbildung 4.8: Ziehkraftschaubilder [OEHL01]

Niederhalterkraft. Der Niederhalter hat die Aufgabe, unerwünschte Faltenbildung durch Ausknicken des Blechﬂansches auf Grund tangentialer Druckspannungen zu vermeiden. Die Erfüllung dieser Aufgabe erfordert einen Mindestdruck, mit dem der Niederhalter auf die Blechronde drückt. Andererseits darf der Niederhalterdruck nicht zu groß sein, da das Blech sonst zu stark gebremst wird, so dass es zu Bodenreißern kommen kann, siehe Kapitel 4.1.5. Nach Siebel [SIEB55] kann der zur Vermeidung von Faltenbildung erforderliche Niederhalterdruck nach folgender Formel berechnet werden: 0, 5 · d1 3 (4.8) · Rm . pn = 0, 002 . . . 0, 003 · (β − 1) + 100 · s0 Der optimale Niederhalterdruck ist also abhängig vom Tiefziehverhältnis, dem Verhältnis Stempeldurchmesser d1 zur Blechdicke s0 und den Festigkeitseigenschaften des umzuformenden Werkstoﬀs. Abbildung 4.9 zeigt ein Nomogramm zur Bestimmung des Niederhalterdrucks. Die Angaben beziehen sich ebenso wie Gleichung 4.8 auf runde, zylindrische Ziehteile. Für unregelmäßige Formen sind die erforderlichen Niederhalterdrücke kaum ohne Probezüge zu bestimmen. Die vom Niederhalter ausgeübte Kraft FN berechnet sich aus dem Niederhalterdruck und der vom Niederhalter beaufschlagten Fläche AN : FN = pN · AN .

(4.9)

Zur Berechnung der Fläche AN ist neben dem Ausgangsrondendurchmesser d0 , dem Stempeldurchmesser d1 und dem Ziehspalt uz auch der Ziehringradius rR zu berücksichtigen:

4.1 Tiefziehen 0 ,0 0 2 5 0 ,0 0 1 6

0 ,0 0 6 3

0 ,0 0 4

b e z o g e n e B le c h d ic k e s 0 /d

0 ,0 6 3

6 3

0 1 0 0 1 6 0 2 5 0 4 0 0 6 3 0 0 1 0 m

0 ,0 2 5

b > 2 ,0

S t

b = 2 ,0

A 4 Z u g fe s tig k e it R

0 ,1

0 ,4

0 ,0 1 6

0 ,0 0 1

333

A 3

/ M P a

b < 2 ,0

A 5

1 0

M P a

2 ,5 1 ,6 1 ,0 0 ,6 3 0 ,4 0 ,2 5 0 ,1 6

N ie d e r h a lte r d r u c k p

0 ,1 6 N

0 ,4 0 ,6 3 1 ,0

A 1

A 2

2 5

2 ,5 m m 4 ,0

4 0 6 3 0 1 0

0 2 5

0 1 6

0 4 0 0 6 3 0 0 1 0 0 0 1 6

1 ,6

1 6

B le c h d ic k e s

o

0 ,2 5

S te m p e ld u r c h m e s s e r d

S t

/ m m

Abbildung 4.9: Niederhalterdruck beim Tiefziehen runder, zylindrischer Teile im Erstzug [OEHL01]

AN =

π 2 2 · d0 − (d1 + 2uz + 2rR ) . 4

(4.10)

In der Regel wird der Niederhalterdruck als Anfangsdruck zu Beginn der Tiefziehoperation angegeben. Mit zunehmender Umformung verringert sich die Flanschﬂäche, so dass sich bei konstanter Niederhalterkraft der speziﬁsche Flächendruck erhöht. Weiterhin nimmt während des Einziehens die Blechdicke am äußeren Rand zu. Daher gibt es verschiedene Möglichkeiten, die Niederhalterkraft an den Stempelweg anzupassen, auf die in Kapitel 4.1.3 näher eingegangen wird. 4.1.1.4 Reibung, Schmierung. Die Reibungsverhältnisse haben einen entscheidenden Einﬂuss auf das Tiefziehergebnis, insbesondere dann, wenn große Teile, wie sie z. B. im Automobilbau anfallen, oder extrem dünne Bleche gezogen werden. Reibung zwischen Werkzeug und Blechronde entsteht in drei verschiedenen Zonen: 1. an der Blechauflageﬂäche am Ziehring bzw. Niederhalter, 2. an der Ziehkantenrundung und 3. an der Stempelkantenrundung.

334

4 Blechumformung

Die Reibung in den Zonen 1 und 2 beeinﬂusst wesentlich die Höhe der aufzubringenden Ziehkraft. Eine verminderte Reibung an diesen Stellen führt zu einer geringeren maximalen Ziehkraft, so dass die Umformgrade im Blechﬂansch erhöht und größere Grenzziehverhältnisse βmax erzielt werden können. Die Reibung in diesen Zonen, also der eigentlichen Umformzone, sollte demnach möglichst gering sein. Durch geeignete Schmiermittel [MANG83] und Einsatz kunststoﬀbeschichteter Stahlbleche kann das Grenzziehverhältnis entsprechend erhöht werden. Mit zunehmender Größe des Ziehteils oder mit abnehmender Blechdicke s0 , also mit zunehmendem d0 /s0 -Verhältnis, steigt der Anteil der Reibungskräfte an der Gesamtziehkraft an, siehe Abbildung 4.10 [DOEG71]. 1 0 0

S te m p e l 2

A n te il d e r R e ib u n g s k r ä fte a n d e r G e s a m tz ie h k r a ft / %

1

8 0

B le c h

3

1 . R 2 . R 3 . R 6 0 S

e ib e ib e ib te m

u n g u n g u n g p e lr

a n a n a n u n

Z ie h r in g Z ie h r in g u . N ie d e r h a lte r d e r Z ie h r in g r u n d u n g d e r d u n g

4 0

2 0

0

1 0 0

2 0 0

4 0 0

6 0 0

8 0 0

1 0 0 0

S te m p e ld u r c h m e s s e r d

1 2 0 0 S t

1 4 0 0

/ m m

Abbildung 4.10: Anteil der Reibungskraft an der Gesamtziehkraft in Abhängigkeit vom Stempeldurchmesser [DOEG71]

Im Gegensatz zur Reibung im Flanschbereich beeinﬂussen die Reibverhältnisse im Bereich der Stempelkantenrundung die vom Ziehteilboden in die Zarge übertragbare maximale Stempelkraft positiv. Mit zunehmender Reibung an der Stempelkantenrundung erhöht sich das Grenzziehverhältnis βmax , da zur Verformung eine höhere Kraft zur Verfügung steht. Um Ziehfehler, insbesondere das Reißen des Werkstoﬀs auch bei höheren Umformgraden zu verhindern, werden in der Praxis Schmiermittel und Schutzüberzüge eingesetzt. Gleichzeitig können durch Schmiermittel Verschleißerscheinungen am Werkzeug vermindert und die Oberﬂächenbeschaffenheit des Werkstücks verbessert werden. In [MANG83] werden die Auswahlkriterien Blechwerkstoﬀ und Schwierigkeitsgrad zur Schmierstoﬀauswahl herangezogen und entsprechende Schmier-

4.1 Tiefziehen

335

stoﬀe für die einzelnen Klassen vorgeschlagen. Demnach werden für einfache Tiefziehstähle (kohlenstoﬀarme Fein- und Feinstbleche) überwiegend ﬂüssige (Schwierigkeitsgrade a bis d), manchmal auch feste (Schwierigkeitsgrade c bis e) bzw. pastöse Schmiermittel auf Fett- bzw. Mineralölbasis verwendet [MANG83]. Dabei ﬁnden neben reinen Ölen auch Zusätze zu ﬂüssigen Schmiermitteln aus festen Stoﬀen mit natürlicher Schmierwirkung Anwendung. Sollen die zu fertigenden Blechteile einer galvanischen Nachbehandlung unterzogen werden, empﬁehlt es sich, aufspritzbare oder einlegbare plastische Folien zu verwenden, die sowohl die Blechoberﬂäche schützen als auch die Werkzeugstandzeit auf Grund fehlender metallischer Berührung zwischen Blech und Ziehring erhöhen [MANG83]. Derartige Folien werden zudem bei austenitischen, rostfreien Edelstählen verwendet. Eine seltener angewandte Maßnahme die Reibung zu verringern besteht darin, die Bleche vor der Umformung z. B. zu phosphatieren oder zu verkupfern, was nur bei schwersten Umformbedingungen Anwendung ﬁndet. 4.1.2 Verfahrensvarianten und Fertigungsbeispiele 4.1.2.1 Tiefziehen mit starren Werkzeugen. Niederhalterloses Tiefziehen. Die Frage, ob mit Niederhalter gearbeitet werden muss oder nicht, hängt vom Verhältnis der Blechdicke zur Durchmesserdiﬀerenz d0 − d1 ab. Der Einsatz eines Niederhalters ist normalerweise notwendig, wenn gilt: s0 ≤ 0, 2 · (d0 − d1 ) .

(4.11)

Für Blechdicken, die nicht in diesen Bereich fallen, also für relativ dicke Bleche, kann auf einen Niederhalter verzichtet werden, da die Knickstabilität des Bleches dann ausreichend groß ist, um die auftretende tangentiale Stauchung ohne Faltenbildung im Flanschbereich zu ertragen, siehe Kapitel 4.1.1.2. Der Vorteil des Tiefziehens ohne Niederhalter besteht darin, dass die Werkzeuge einfach aufgebaut sind. Da keine Reibung zwischen Blech und Niederhalter anfällt, verringert sich die erforderliche Stempelkraft. Außerdem können einfach wirkende Pressen eingesetzt werden. Allerdings ist beim Tiefziehen ohne Niederhalter zumeist eine modiﬁzierte geometrische Ziehringform erforderlich. Die einfachste Möglichkeit besteht in einer Vergrößerung des Rundungsradius am Ziehring, wodurch sich bei Stahlblechen im Erstzug ein Grenzziehverhältnis bis zu βmax = 2, 8 erzielen lässt. Ein anderes Verfahren ist das Durchziehen der Blechscheibe durch eine kegelige Einzugsöﬀnung des Ziehringes, wobei der Anfangsdurchmesser dieser Öﬀnung möglichst so groß wie der Zuschnittsdurchmesser der Blechronde sein sollte. Bei dem sogenannten Traktrixeinlauf, siehe Abbildung 4.11, kann die Stempelkraft gegenüber der üblichen Ziehringform noch deutlicher reduziert

336

4 Blechumformung

werden. Der Einsatz dieses Schleppkurvenproﬁls geht von dem Ansatz aus, dass der Rand der Ronde stets am Ziehring anliegt. Auf diese Weise ist die Hebellänge stets maximal, was einerseits die aufzubringende Biegekraft minimiert und andererseits durch die hohe Flächenpressung am Zargenrand einer Faltenbildung entgegenwirkt [MAY61]. Weitere Analysen haben gezeigt, dass durch eine Variation der Ziehkantengeometrie eine Reduktion der auftretenden Kontaktnormalspannungen und damit eine geringere Ausfallwahrscheinlichkeit der Werkzeuge erreicht werden kann. Durch eine geeignete Anpassung der Einlaufkante wird die benötigte Flächenpressung gleichmäßig verteilt und somit werden die Maximalbelastungen reduziert [KLOC04b].

S te m p e l R o n d e

Z ie h r in g

Abbildung 4.11: Ziehring mit Traktrixeinlauf

Nach oben hin begrenzt wird das erreichbare Ziehverhältnis beim Ziehen ohne Niederhalter durch das Auftreten von Faltenbildung und Bodenreißern. Aber auch das Unterschreiten eines bestimmten Ziehverhältnisses führt zu einem Versagensfall, der sogenannten Schalenbildung, wobei ein Napf ohne zylindrische Zarge entsteht [KÜBE81, OEHL01]. Tiefziehen in Stufen. Da das Ziehverhältnis durch die maximale Ziehkraft begrenzt ist, siehe Kapitel 4.1.1.2, können größere Ziehtiefen nur stufenweise erreicht werden. Abbildung 4.12 zeigt ein entsprechendes Werkzeug für den Weiterzug eines vorgezogenen Napfes. Oft lassen sich auch konische, kugelige oder parabolische Formen nicht in einem Zug herstellen, obwohl das entsprechende Grenzziehverhältnis nicht überschritten würde. Dies liegt daran, dass ein großer Teil der Blechronde (zwischen der Spitze des Ziehstempels und der Schulter des Ziehrings) nicht unter dem Druck des Niederhalters steht. Diese Teilﬂäche müßte solange bis das Blech am Stempel anliegt frei, also ohne formschlüssige Unterstützung, gebogen bzw. umgeformt werden. Hier wäre eine Faltenbildung nicht zu ver-

4.1 Tiefziehen

S te m p e l v o rg e z o g e n e r N a p f

337

N ie d e r h a lte r S tü tz r in g

Z ie h r in g Ø

d

Ø d

1

2

Abbildung 4.12: Ziehwerkzeug für den Weiterzug

meiden. Daher werden in mehreren Zügen gestufte zylindrische Formen hergestellt, die im Kalibrierzug zur gewünschten Endkontur umgeformt werden. Abbildung 4.13 zeigt die Ziehstufen zur Herstellung eines Lampenreﬂektors. Um Faltenbildung sicher zu vermeiden, erfordert die Herstellung des Reﬂektors in diesem Beispiel eine Unterteilung in vier Vorzüge und einen Kalibrierzug. Oftmals lässt sich eine Markierung der einzelnen Ziehstufen im Blech nicht vermeiden, so dass die anschließende Polierarbeit beeinträchtigt und erschwert wird. Abhilfe schaﬀt der Einsatz von Tiefziehverfahren mit Wirkmedien, siehe Kapitel 4.1.2.2. Tiefziehen über Wulste. Zur Beeinﬂussung des Werkstoﬀﬂusses während des Umformvorganges werden Ziehwulste, teilweise auch Ziehsicken oder Ziehleisten genannt, eingesetzt. Es ist zwischen Einﬂießwulsten und Bremswulsten zu unterscheiden. Der Einﬂießwulst wird umlaufend als Ziehkante angebracht, siehe Abbildung 4.14. Er dient zur Vermeidung von Faltenbildung bei konischen, parabolischen oder kugeligen Ziehteilen bei denen relativ große Werkstoﬀbereiche auftreten, die nicht unmittelbar mit Druck beaufschlagt sind. Eine einmal aufgetretene Faltenbildung lässt sich in der Regel nicht wieder beseitigen. Daher ist der Zustand in der Umformzone so zu beeinﬂussen, dass die tangentialen Druckspannungen, die zur Faltenbildung führen, möglichst klein sind. Beim Einsatz von Einﬂießwulsten wird dies erreicht, indem der Werkstoﬀ beim Gleiten zwischen Niederhalter und Ziehwulst eine leichte Stauchung erfährt, da der Spalt kleiner als die Blechdicke ist und beim Ziehen über den Wulst gebogen wird. Diese Vorverformung bewirkt, dass sich die Radialspannungen im Ziehteil erhöhen und die Tangentialspannungen vermindern [VDI00]. Für Großwerkzeuge, insbesondere für unregelmäßig geformte eckige Ziehteile wie z. B. Karosserieteile, sind Bremswulste von Bedeutung. Sie sollen zur

338

4 Blechumformung

Z ie h v e r h ä ltn is : b = d n - 1 /d

1 . Z u g b 0 = 1 ,6 7 Ø

d 0= 2 4 5

1 4 7

b

2 . Z u g 1 = 1 , 4 3 Ø

3 . Z u g b 2= 1 ,3 3

1 0 3 Ø

7 7 ,5

4 . Z u g b 3 = 1 ,2 2 Ø

6 2

s

0

Ø

n

5 . Z u g K a lib r ie r z u g

F e r tig te il

Abbildung 4.13: Ziehen eines konischen Werkstückes mit zylindrischen Zwischenzügen

S te m p e l N ie d e r h a lte r

E in flie ß w u ls t

M a tr iz e

Abbildung 4.14: Ziehen über Einﬂießwulste

4.1 Tiefziehen

339

Steuerung des Werkstoﬀﬂusses beitragen und werden an den Stellen angeordnet, an denen der Werkstoﬀ zu leicht über die Ziehkante gleiten würde. Zu diesem Zweck werden die Ziehstäbe in einem gewissen Abstand zur Ziehkante im Niederhalter des Tiefziehwerkzeuges vorgesehen, siehe Abbildung 4.15. Durch die mehrmalige Umlenkung des Bleches im Flansch wird dem Blech an den jeweiligen Stellen ein örtlicher Widerstand entgegengesetzt. Auf diese Weise kann auch bei komplizierten Teilen der eine Versagensgefahr darstellende Unterschied zwischen den Spannungen in den Seitenwänden und den Ecken herabgesetzt werden. Der Werkstoﬀ ﬂießt dann ähnlich wie beim zylindrischen Ziehen nahezu gleichmäßig in die Umformzone [HASE81]. Bei rechteckigen Ziehteilen z. B. werden aus diesem Grund die Bremswulste nur auf der Seitenmitte angebracht, hier aber teilweise in zwei, drei oder noch mehr Reihen.

N ie d e r h a lte r

B r e m s w u ls t

S te m p e l

Z ie h r in g

B le c h

Abbildung 4.15: Ziehwerkzeug mit Bremswulst im Niederhalter

Neben der Anzahl und Länge sind auch Höhe und Abrundung der Ziehstäbe für den Werkstoﬀﬂuss maßgebend. Zur Befestigung von Wulsten, soweit sie nicht im Modell für die Gießform bereits berücksichtigt wurden, sind mehrere Arten vorgesehen [OEHL01,VDI00]. Dabei sollte auch auf Auswechselbarkeit geachtet werden. So kann es sich erst im Laufe der Produktion herausstellen, ob Teile des Wulstes besser fortzulassen, weitere Wulste anzubringen oder aber veränderte Geometrien einzusetzen sind. Neuere Untersuchungen [HASE80a] beschäftigen sich eingehender mit dem Einﬂuss von Ziehstäben auf die Umformverhältnisse. Stülpziehen. Im Gegensatz zum Tiefziehen in Stufen, bei dem die Umformung in Richtung des vorhergehenden Zuges erfolgt, siehe Abbildung 4.12, wirkt

340

4 Blechumformung

beim Stülpziehen der Stempel während des Stülpzuges in entgegengesetzter Richtung zur Stempelwirkrichtung des vorangegangenen Zuges [DIN03h]. Im einfachsten Fall wird der vorgezogene Napf auf einen Stülpring aufgesetzt und vom Stempel über die Ziehkante dieses Stülpringes durchgezogen, siehe Abbildung 4.16 links. Durch die Umkehr der Bewegungsrichtung wird die vorher außen beﬁndliche Napfseite nach innen und die Napﬁnnenseite nach außen gestülpt.

Erstzug und Stülpzug in einem Arbeitsgang

Zwischenziehen im Stülpzugverfahren

Stempel für Erstzug = Ziehring für Stülpzug

Niederhalter für Erstzug

Stempel Napf nach dem Erstzug

Stülpring

umgestülpter Napf

Ziehring für Erstzug

Niederhalter für Stülpzug

Stempel für Stülpzug

Abbildung 4.16: Stülpziehen

Ein wesentlicher Vorteil des Stülpziehens besteht darin, Erstzug und Stülpzug in einem Arbeitsgang, also mit einem Werkzeug während eines Pressenhubes, durchzuführen, siehe Abbildung 4.16 rechts. Auf diese Weise ist scheinbar das Ziehverhältnis in einem einzigen Zug erhöht, wobei es sich jedoch um einen Doppelzug handelt, bei dem der Stülpring zunächst als hohler Stempel für den Vorzug und anschließend als Ziehring für den Stülpzug dient. Diese Werkzeuganordnung ist in ihrer Wirkung ähnlich der eines Bremswulstes und deshalb gut geeignet, Faltenbildung zu vermeiden. Jedoch darf nicht übersehen werden, dass hierbei überlagerte Zugbeanspruchungen den Werkstückwerkstoﬀ stark belasten und oftmals zu Rissbildung führen. Der Einsatz des Stülpziehverfahrens ist daher hinsichtlich der maximalen Blechdicke, der Tiefzieheigenschaften des Werkstoﬀes und der geometrischen Abmessungen des umzuformenden Blechteils auf Grund der hohen erforderlichen Maschinenleistung begrenzt. Zudem sind relativ langhubige und gegebenenfalls dreifach wirkende Pressen erforderlich. Hinsichtlich eines mög-

4.1 Tiefziehen

341

lichst gleichmäßigen Stempelkraftverlaufs über dem Pressenhub ist darauf zu achten, dass der Napfboden bereits auf den Stülpstempel auftritt, solange noch ein Blechﬂansch vorhanden, der Vorzug also noch nicht beendet ist [OEHL64a, RADT65]. Abstreckziehen. Im Gegensatz zum reinen Tiefziehen, bei dem eine Wanddickenänderung unbeabsichtigt ist, wird das Abstreckziehen für Werkstücke eingesetzt, die im Zargenbereich eine geringere Wandstärke haben müssen als im Bodenbereich (z. B. Getränkedosen). Häuﬁg wird das Ziehteil mittels anderer Ziehwerkzeuge in vorausgehenden Arbeitsstufen zylindrisch vorgeformt und dann in einem Abstreckzug auf Maß gezogen. Dabei ist der Ziehvorgang der gleiche wie beim normalen Tiefziehen. Die Wanddickenunterschiede entstehen dadurch, dass der Spalt zwischen Stempel und Ziehring der verlangten geringeren Blechdicke entspricht, siehe Abbildung 4.17.

S te m p e l

a s 0

A b s tr e c k r in g

s

s

: A u s g a n g s b le c h d ic k e : B le c h d ic k e n a c h d e m a : A b s tr e c k w in k e l s

1

0

A b s tre c k e n

1

W e rk s tü c k

Abbildung 4.17: Prinzipdarstellung des Abstreckziehens

Die auftretenden Ziehkräfte hängen von der Formänderungsfestigkeit des Werkstoﬀs, dem Abstreckwinkel α, den Reibungsverhältnissen und der Durchmesserveränderung des Ziehrings bzw. der Verringerung der Wanddicke des Ziehteils ab. Die Kraftübertragung für die Umformung des Werkstoﬀs zwischen Abstreckring und Stempel erfolgt sowohl über den Boden des Ziehteils als auch unmittelbar über Reibschluß zwischen Ziehteil und Stempel. Daher können je nach Winkel des Abstreckringes und Rauheit des Stempels höhere Kräfte übertragen werden, als es der Festigkeit im Boden- und Zargenbereich entspricht [PANK77]. Bei kleinerem Abstreckwinkel sind größere in einem Arbeitsgang erzielbare Wanddickenabnahmen zu erwarten. Auf Grund der Wandschwächung und der Werkstoﬀverfestigung in der gestauchten Zone treten sehr schnell Risse auf. Deshalb erfolgt die Wanddickenänderung meist in mehreren Stufen. Gleichzeitig kann der Napf im An-

342

4 Blechumformung

schlag aus einer ebenen Blechronde gezogen werden, siehe Abbildung 4.18. Das Blech wird durch mehrere übereinanderliegende Ziehringe gestoßen, so dass vor jedem Abstreckring nur relativ wenig Werkstoﬀ gestaucht werden muss.

Ø

Ø s

d 0

D Ø

0

d

Ø

1

d 2

s s

Ø

d

2 3

3

Abbildung 4.18: Mehrstuﬁges Abstreckziehwerkzeug (nach Oehler/Kaiser)

Es empfehlt sich nicht, während des Abstreckens mehr als einen Abstreckring gleichzeitig wirksam werden zu lassen [BUSC69,SACH74]. Denn die Einzelkräfte für einen entsprechenden einzelnen Abstreckzug addieren sich, so dass die Resultierende erhebliche Werte annehmen kann [BAND49,KUHN58]. Durch Einlegen von Zwischenlagen können die Abstände der Ziehringe so weit erhöht werden, dass die Addition der Kräfte zumindest nicht in den auftretenden Kraftspitzen sondern in den unteren Bereichen erfolgt, siehe Abbildung 4.19. Allerdings sind dadurch auch höhere Stempelhübe notwendig. 4.1.2.2 Tiefziehen mit elastischen Werkzeugen und mit Wirkmedien. Das kennzeichnende Merkmal dieser Tiefziehverfahren besteht darin, dass nicht mehr zwei starre Werkzeughälften eingesetzt werden, sondern ein Werkzeugteil, also entweder Stempel oder Matrize, nachgiebig ausgelegt werden, siehe Abbildung 4.20 und Abbildung 4.21. In [DIN03h] werden dabei die Verfahren Tiefziehen mit elastischen Werkzeugen (Gummistempel, Gummikissen) und Tiefziehen mit Wirkmedien, bei dem Flüssigkeiten in Verbindung mit einer ﬂexiblen Membran zur Anwendung kommen, unterschieden. Beim Tiefziehen mit Gummikissen besteht die Matrize aus einem Quader aus weichem bis mittelhartem Gummi, der in einem Koﬀer eingebettet ist. Zur Umformung taucht der Stempel in das Gummikissen ein. Das Medium

4.1 Tiefziehen

g r ö ß e r e r A b s ta n d d e r A b s tr e c k r in g e

g e r in g e r A b s ta n d d e r A b s tr e c k r in g e A b s tr e c k r in g

Z ie h k r a ft

4

Ø d Ø d

Z w is c h e n r in g

2

a z

A b s tr e c k r in g 1

a

2 z

a

3 z

A b s tr e c k r in g 1 , 2 , 3 : E in z e lz ü g e 4 : 3 -fa c h Z u g Z w is c h e n r in g

1

Z ie h k r a ft

1 ,2 ,3 : E in z e lz ü g e 4 : 3 -fa c h Z u g

343

a

S te m p e lw e g

4 4

1 z

2 a

Ø d

Ø d

1

2

a z

A b s tr e c k r in g

3 z

S te m p e lw e g

Abbildung 4.19: Kraftverlauf bei unterschiedlichem Abstand der einzelnen Abstreckringe (schematisch)

S te m p e l

T ie fz ie h e n m it G u m m is te m p e l

G u m m i W e rk s tü c k

G u m m i

T ie fz ie h e n m it G u m m ik is s e n W e rk s tü c k

S te m p e l F lü s s ig k e it M e m b ra n

W e rk s tü c k

W e rk s tü c k

W a s s e r

T ie fz ie h e n m it W a s s e rb e u te l

G u m m ik e r n

T ie fz ie h e n m it M e m b ra n

Abbildung 4.20: Tiefziehen mit elastischen Werkzeugen und Wirkmedien (Teil 1)

schmiegt sich in Abhängigkeit vom Umformdruck mehr oder weniger bündig um das Werkzeug und drückt das Blech gegen die Stempelkontur. Da der gegebenenfalls einzusetzende Niederhalter verschiebbar ist, können auch Werkstücke mit senkrechter Zarge ohne Wandschwächungen im Bodenbereich hergestellt werden. Die erforderliche Stempelkraft ist gegenüber der konventionellen Tiefziehbearbeitung sehr viel höher, da ein großer Anteil der zugeführten Energie durch das Zusammendrücken des Kissens aufgenommen wird. Der Kraftanteil zur Umformung des Bleches ist im Vergleich dazu unerheblich. Weitere Nachteile dieses Verfahrens sind in der relativ geringen Lebensdauer der Werkzeuge zu sehen. Außerdem ist die Ausbringung geringer als beim konventionellen Tiefziehen.

344

4 Blechumformung

T ie fz ie h e n m it e in s e itig e m F lü s s ig k e its d ru c k

W e rk s tü c k P 1

P

V a k u u m

T ie fz ie h e n d u rc h U n te rd ru c k

T ie fz ie h e n m it z w e is e itig e m F lü s s ig k e its d ru c k

P 2

M e m b ra n V a k u u m W e rk s tü c k

T ie fz d u e in s e Ü b e r

ie h e n rc h itig e n d ru c k

Abbildung 4.21: Tiefziehen mit elastischen Werkzeugen und Wirkmedien (Teil 2)

Das Verfahren ﬁndet häuﬁg Anwendung im Flugzeugbau. Für ein Flugzeug werden bis zu 20.000 unterschiedliche Einzelteile aus geformten Blechteilen benötigt, siehe Abbildung 4.22. In der Regel wird jedoch eine Serie von 1.000 Einheiten über einen Zeitraum von mehreren Jahren nicht überschritten, so dass sowohl kurze Werkzeugwechselzeiten als auch geringe Werkzeugkosten anzustreben sind. Diese Forderungen werden sowohl beim Einsatz eines Gummikissens als auch durch die Verwendung von Wirkmedien erfüllt [KÖNI81b]. Das Gummikissen oder die mit Flüssigkeit gefüllte Membran ist universell einsetzbar. Da nur eine deﬁnierte Formhälfte benötigt wird, entfallen die meist teure Herstellung der Matrizenform und die zeitaufwendigen Anpassarbeiten der Werkzeughälften. Die Kontur des Stempels kann oftmals aus Hartholzteilen hergestellt werden. Das Tiefziehen mit elastischen Werkzeugen bzw. Wirkmedien kann die Verfahrensgrenzen des Tiefziehens mit starren Werkzeugen erweitern. Abbildung 4.23 zeigt die Herstellung eines Reﬂektors. Der Ziehstempel ist nicht starr, sondern trägt an seinem oberen Ende einen mit Wasser gefüllten Gummisack. Die starre Matrize übernimmt die Formgebung. Der Gummisack legt sich im Laufe der Umformung zunächst fast eben an das Werkstück an, so dass die freie, nicht geführte Teilﬂäche der Blechronde auf das für das Tiefziehen mit starrem Werkzeug zulässige Maß verringert wird. Die einzelnen Umformphasen zeigen, wie der Verlauf der Formung vom Ziehring ausgehend immer weiter nach innen geht. Dadurch werden freie, nicht geführte Flächen und damit Faltenbildung vermieden. Der Vergleich in Abbildung 4.23 zeigt, dass die für das übliche Tiefziehen mit starrem Werkzeug erforderlichen fünf Züge auf einen Arbeitsgang reduziert werden können. Zudem ist auf Grund

4.1 Tiefziehen D r u c k h a lte p la tte Ö l- E in - u n d A u s la s s

K o ffe r

345

e la s tis c h e M e m b r a n

Ö l

e la s tis c h e s M e d iu m c a . 6 5 s h

W e rk z e u g

S te m p e l

e la s tis c h e s M e d iu m c a . 9 5 s h T a u c h p la tte

W e rk z e u g tro g

K o n tu rw e rk z e u g

A n fa lle n d e W e r k s tü c k fo r m e n

Abbildung 4.22: Übersicht über die im Flugzeugbau verwendeten Verfahren und Formen V e rfa h re n I:

S c h n itt

1 .Z u g

2 .Z u g

3 .Z u g

4 .Z u g

K a lib r ie r z u g

ü b lic h e s T ie fz ie h e n in 5 A r b e its g ä n g e n

V e rfa h re n II: Z ie h flü s s G u m e in e

e n m it ig k e its g e fü llte m m is te m p e l in m Z u g :

M a tr iz e B le c h

W e rk s tü c k

N ie d e r h a lte r

G u m m i F lü s s ig k e it Z ie h s te m p e l

Abbildung 4.23: Tiefziehen eines Reﬂektors [OEHL01]

der gleichmäßigen Druckverteilung auf dem Blech ein größeres Ziehverhältnis zu erreichen. Die übrigen Verfahren in Abbildung 4.20 und Abbildung 4.21 arbeiten in ähnlicher Weise [BENS81, EBER67, OEHL01]. In Kapitel 4.6.4, S. 441 werden Tiefziehverfahren unter Anwendung von Explosivstoﬀen oder Magnetfeldern beschrieben.

346

4 Blechumformung

4.1.3 Werkzeuge 4.1.3.1 Werkzeuggestaltung. Die wesentlichen Elemente eines Tiefziehwerkzeuges sind Stempel, Matrize bzw. Ziehring, Niederhalter und Führungselemente. Die Gestaltung der Werkzeugteile richtet sich nach den Besonderheiten, die sich aus Stückzahl, umzuformendem Werkstoﬀ sowie Größe und Form des Ziehteils ergeben. Nicht alle Einzelheiten sind im Voraus konstruktiv zu bestimmen. Häuﬁg lassen erst Probezüge erkennen, ob, wieviel und in welcher Anordnung Ziehstäbe vorgesehen werden müssen, siehe Kapitel 4.1.2.1. Ähnlich verhält es sich mit der Be- und Entlüftung der Werkzeuge. Darunter versteht man Bohrungen, die ein Festsaugen des Ziehteils am Stempel beim Abstreifen bzw. ein Luftpolster im Werkzeugunterteil verhindern sollen. Ziehkantenabrundung. Dem Rundungsradius der Ziehkante, um die das Blech während der Umformung gleiten muss, kommt große Bedeutung zu. Er ist von den Abmessungen des Werkstücks und von der Blechdicke abhängig. Wählt man den Ziehkantenhalbmesser zu klein, so kommt es auf Grund zunehmender Schneidwirkung des Werkzeuges zu Bodenreißern. Um bei möglichst geringer Ziehkraft ein maximales Grenzziehverhältnis zu erzielen, ist eine große Ziehringrundung anzustreben. Andererseits wird bei großen Ziehringradien die vom Niederhalter mit Druck beaufschlagte Flanschﬂäche verkleinert, siehe Gleichung 4.10. Nach Oehler und Kaiser [OEHL01] lässt sich der Abrundungshalbmesser rR an der Ziehkante nach folgender empirischer Gleichung berechnen: rR =

√ 0, 04 · d0 · [50 + (d0 − d1 )] · s0 . d1 · β100

(4.12)

Darin bedeuten s0 die Blechdicke, d0 den Zuschnittsdurchmesser, d1 den Stempeldurchmesser und β100 das Grenzziehverhältnis für ein Blechdickenverhältnis d0 /s0 = 100. Auch hier werden an Hand von Tabellenwerten dem Konstrukteur Richtwerte vorgegeben. Nach Sellin [SELL55] z. B. sollte der Radius am Ziehring mit folgender Beziehung bestimmt werden: rR = (5 . . . 10) · s0 .

(4.13)

Stempelkantenrundung. Unter keinen Umständen darf die Stempelkantenrundung rSt kleiner als die entsprechende Ziehkantenrundung sein, da sonst die Gefahr besteht, dass der Stempel in das Blech einschneidet. Scharfkantige Züge können nur mittels mehrerer Ziehstufen oder anderer Tiefziehverfahren, siehe Kapitel 4.1.2, erzielt werden. Die Stempelabrundung sollte etwa das drei bis fünﬀache der Ziehringrundung betragen. Für kleine Ziehteile großer Blechdicke empﬁehlt sich ein allmählicher Übergang etwa in Form einer Schleppkurve wie beim Ziehringeinlauf.

4.1 Tiefziehen

347

Ziehspalt. Solange sich das Blech im Fließzustand beﬁndet, staut sich bei der Umformung der Werkstoﬀ an der Ziehöﬀnung auf. Da außerdem eine Wandverdickung über der Zargenhöhe des Blechteils auftritt, wird mit zunehmender Umformung ein größerer Ziehspalt benötigt. Die Bemessung des Ziehspalts erfolgt beim Tiefziehen kreisrunder Werkstücke nach der Beziehung [OEHL01]: √ uz = s0 + K · 10 · s0 . (4.14) Für Stahlblech beträgt der Faktor K = 0, 07, für Aluminiumlegierungen K = 0, 02, für sonstige Nichteisen-Metalle K = 0, 04 und für hochwarmfeste Legierungen K = 0, 2. Bei zu großem Ziehspalt wird der Napf nicht genau zylindrisch, sondern bleibt an seinem oberen Rand aufgeweitet. Zudem kann Faltenbildung auftreten. Ein Aufweiten des Napfes erfolgt jedoch immer, wenn auch nur in sehr geringem Umfang, bedingt durch die elastische Rückfederung, siehe Kapitel 4.5.1.2. Bei zu engem Spalt erfolgt ein Abstreckziehen, was mit einer Krafterhöhung verbunden ist. Hier besteht die Gefahr von Bodenreißern. Ferner kann es zwischen Ziehring und Werkstück zu Kaltverschweißungen kommen. Ein großes Problem für die Auslegung des Ziehspaltes stellen die unvermeidbaren Schwankungen der Blechdicke infolge der relativ großen Blechdickentoleranzen (± 0,05 mm) dar. Bei Fein- und Mittelblechen kann es vorkommen, dass bei einem für die Normalblechdicke richtig bemessenen Ziehspalt sowohl Teile mit Bodenreißern als auch mit Falten auftreten. Weiterhin ist zu berücksichtigen, dass eine Spaltweitenänderung über der Kontur des Ziehteils für die Erzielung optimaler Ziehergebnisse auch bei komplizierten Formen durchaus sinnvoll sein kann. Niederhalter. Der Niederhalter wird auf zweifach wirkenden Pressen über einen vom Ziehstößel getrennten Niederhalterstößel angetrieben. An mechanischen Pressen erfolgt die Steuerung des Niederhalters über Kniehebel oder Kurvenscheiben so, dass der Niederhalter während des Umformvorgangs in seinem unteren Totpunkt auf dem Ziehring bzw. Blech auﬂiegt. Der Niederhalterdruck kann über federnde Elemente im Niederhalterstößel eingestellt werden. An einfach wirkenden Pressen wird der Niederhalterdruck über Federn zwischen Kopfplatte und Niederhalter oder hydraulische bzw. pneumatische Ziehkissen entweder zusätzlich im Werkzeug oder bereits in der Maschine integriert aufgebracht, siehe Abbildung 4.24. Bei Einsatz von Druckfedern ist auf möglichst lange Federn zu achten, um während des Ziehvorgangs eine allzu große Steigerung der Niederhalterkraft zu vermeiden. Nachteilig ist hierbei, dass eine eventuell erforderliche Veränderung des Niederhalterdrucks nach entsprechenden Probezügen nur unter relativ großem Aufwand vorgenommen werden kann. Dagegen erlaubt

348

4 Blechumformung

A n la g e v o n Z ie h w e r k z e u g e n m it fe d e r b e tä tig te m

N ie d e r h a lte r a n tr ie b ü b e r Z ie h k is s e n

N ie d e r h a lte r

Z ie h r in g N ie d e r h a lte r

K o p fp la tte

S te m p e l H u b b e g re n z u n g

S c h ra u b e n fe d e r

N ie d e r h a lte r Z ie h r in g

Z ie h s te m p e l

Abbildung 4.24: Niederhalterausbildung an Ziehwerkzeugen (nach Hilbert / Willhelm)

der Einsatz von hydraulischen bzw. pneumatischen Ziehkissen eine in der Regel einfache Justierung des Niederhalterdrucks. Dazu kommt, dass bei diesen Ausführungen zumeist ein über dem Stempelweg konstanter Druck gegeben ist. Führungen. Die Maschinenführung, d. h. die Führung des Stößels im Maschinenbett, kann die gesonderte Werkzeugführung nicht ersetzen. Nur bei kleineren Werkzeugen für kleine Serien kann u. U. auf eine Führung verzichtet werden wenn innerhalb des Werkzeuges eine Selbstzentrierung stattﬁndet. Um eine möglichst genaue Führung zu erreichen, sollte die Pressenmitte mit dem Kraftangriﬀspunkt übereinstimmen. 4.1.3.2 Oberﬂächenbehandlung. Wichtig ist die sorgfältige Oberﬂächenbehandlung der auf Reibung beanspruchten Flächen. Sie müssen nach dem Härten und Anlassen geschliﬀen, geläppt und möglichst gut poliert werden. Dieser Aufwand ermöglicht störungsfreieren Betrieb, gute Werkstückqualitäten, höhere Lebensdauer und längere Standzeiten der Werkzeuge. Dies gilt jedoch nicht für die Stirnﬂäche und den Abrundungsbereich des Stempels. Durch erhöhte Reibung an diesen Stellen kann eine größere Kraft vom Blech übertragen werden, siehe Kapitel 4.1.1.4. An der Ziehkante von Tiefziehwerkzeugen kann es ebenso wie an den Schneidstempeln von Schneidwerkzeugen zu unerwünschten Aufschweißungen bzw. Werkstoﬀabsetzungen kommen. Daneben ist ein kontinuierlicher abrasiver Verschleiß je nach Blechmaterial mehr oder weniger stark ausgeprägt. Die Folgen sind eine verringerte Standzeit der Werkzeuge und eine

4.1 Tiefziehen

349

Beschädigung der Oberﬂäche der gezogenen Werkstücke. Zur Vermeidung dieser Erscheinungen sind verschiedene Oberﬂächenbehandlungsverfahren möglich [EVER04, HAEF87, HORT01, OEHL01, VDI92, WEBE04]. Man unterscheidet zwischen Verfahren zur Randzonenbeeinﬂussung wie z. B. Nitrieren, Einsatzhärten, Karbonitrieren und Borieren sowie den Beschichtungsverfahren, bei denen dünne Schichten aus Hartstoﬀen (CVD / PVD: TiC, TiN, DLC u. a.; galvanisch: Hartchrom) auf den Werkzeugoberﬂächen abgeschieden werden, siehe Kapitel 2.8.5.3. Dabei sind die entsprechenden Richtlinien zur Durchführung dieser Verfahren zu beachten, um Ausschuss bzw. Standzeitverkürzungen zu vermeiden. Durch Beschichten der besonders beanspruchten Werkzeugteile mit Titankarbid, Titannitrid oder anderen Metallkarbiden und -nitriden wird die Standzeit der Werkzeuge erheblich verlängert. Die Schichtdicke beträgt bis zu 5 µm bei PVD-Schichten (15 µm durch spezielle Maßnahmen) und bis zu 10 µm bei CVD-Schichten. Bei industriell üblichen Schichten können Härte-Werte zwischen 1.700 (für CrN) und 3.500 HV (für TiAlN- oder TiCNMultilayer) erreicht werden. Die Beschichtungstemperaturen liegen zwischen 180 ℃ beim plasmaunterstützen CVD-Verfahren (PACVD), ca. 500 ℃ bei der Kathodenzerstäubung mittels Lichtbogen (ARC-PVD) und bis zu 1.000 ℃ bei klassischen CVD-Verfahren. Amorphe Kohlenstoﬀschichten (a-C:H, a-C:Me, DLC u. a.) bieten seit jüngerer Zeit eine Ergänzung der bsiher bestehenden Beschichtungen an [VDI04]. Sie können in vielen Fällen die Reibkräfte und adhäsiven Verschleiß reduzieren, besitzen aber geringere Haftfestigkeiten, was sie nur in Kombinationen mit anderen Hartstoﬀschichten für höhere Belastungen brauchbar macht. Nachteilig ist beim elektro-galvanischen Hartverchromen, dass die Chromschicht an scharfen Ecken und unter Umständen auch an glatten Flächen abblättern kann, wenn keine gute Haftung mit dem Grundwerkstoﬀ besteht. Es werden Härtewerte um 1.000 HV erreicht. Die Temperaturen zum Hartverchromen liegen bei etwa 50 ℃, so dass es zu keinen Maßänderungen bzw. Gefügeveränderungen verbunden mit einem Härteabfall kommt [IBIN80]. Weitere Standzeitverlängerungen sind durch verschiedene Nitrierverfahren zu erreichen. Vor allem die Kombination aus Plasmanitrierbehandlung und anschließender PVD- oder CVD-Beschichtung führt zu guten Ergebnissen. 4.1.4 Werkstückwerkstoﬀe Die Forderungen nach komplexeren Geometrien, höherer Formgenauigkeiten, Festigkeitseigenschaften und reduzierter Werkstückmasse führten zu einer Reihe von neuen Werkstoﬀentwicklungen und zu neuen „Werkstoﬀlayouts“. Bereits in Kapitel 2.7.1.1 sind eine Reihe dieser neuen Werkstoﬀentwicklungen vorgestellt worden.

350

4 Blechumformung

4.1.4.1 Blechqualitäten. Nicht jedes Blech eignet sich zum Tiefziehen. Maßgebend für die Tiefziehbarkeit sind einerseits die mechanischen Kennwerte des Werkstoﬀs, die Aussagen über das Formänderungsvermögen geben (Streckgrenze, Zugfestigkeit, Gleichmaßdehnung, Bruchdehnung und Verfestigungsexponent) und andererseits Kennwerte aus Prüfverfahren, die speziell für das Tiefziehen entwickelt wurden, siehe Kapitel 2.7.3.5. Gute Tiefzieheigenschaften haben neben den Edelmetallen Platin, Gold und Silber insbesondere Nickel und Kupfer mit ihren verschiedenen Legierungen sowie Eisen und Zink. Mengenmäßig größte Bedeutung haben tiefziehbare Stahlbleche. Die Weiterentwicklung metallurgischer und umformtechnischer Herstellungsprozesse für Tiefziehbleche aus Stahl macht es möglich, dass heute nicht nur sog. Weichgüten tiefziehbar sind, sondern auch Stähle mit Kohlenstoﬀgehalten bis zu 1 %, mit Mangan, Chrom und Molybdän legierte Vergütungsstähle, rostfreie Stähle sowie mit Mangan und Silizium legierte Baustähle [LANG81b]. In der Automobilindustrie bestehen seit Jahren Bestrebungen, durch Gewichtsreduzierung Kraftstoﬀ zu sparen. Da Bauteile höherer Festigkeit dünner ausgelegt werden können, haben die gut umformbaren mikrolegierten Feinkornstähle an Bedeutung gewonnen, die vor allem als kaltgewalztes Feinblech verarbeitet werden [MÜSC74]. Ein anderer Ansatz stellen in diesem Zusammenhang die „Tailored Blanks“ dar. Hierbei werden die speziﬁschen Vorteile von verschiedenen Blechen genutzt. Bleche unterschiedlicher Qualität (z. B. Festigkeit, Härte, Oberﬂäche usw.) und/oder Dicke werden vor der Umformung zusammengefügt [MICH93]. Die Fügeoperation wird entweder durch Quetschnaht- oder durch Laserstrahlschweißen durchgeführt. Anschließend kann das so erzeugte Blech tiefgezogen werden. Abbildung 4.25 zeigt schematisch den Verfahrensablauf. Vorteile der Tailored Blanks sind die Gewichtsoptimierung an tiefgezogenen Bauteilen, die Reduzierung der Teile und die Einsparung von Montagetätigkeiten [SCHN92]. Anwendung ﬁnden die tiefgezogenen Tailored Blanks vor allem in der Automobilindustrie. Dort werden zum Beispiel Federbeinstützen, Bodenbleche, Türbleche, Längsträger und Radhäuser durch die Kombination von Fügen und Tiefziehen hergestellt. Um die Produktivität zu steigern und die Genauigkeit von Großteilen, die früher aus einzeln geformten Teilstücken zusammengeschweißt wurden, zu erhöhen, werden solche Bauteile in einem einzigen Umformschritt hergestellt. Hierzu wurden Werkstoﬀe mit einem hohen Umformvermögen entwickelt. Auf Basis von Stählen mit niedrigem Kohlenstoﬀgehalt wurden Bleche mit sehr hohen Ziehgüten entwickelt. Ti- und Ni-haltige mikrolegierte Stähle erreichen Dehnungen von 50 bis 60 % und eine hohe Kaltverfestigung [NAKA93]. Eine weitere Alternative zu den häuﬁg verwendeten Stahlwerkstoﬀen stellt der Einsatz des speziﬁsch leichteren Werkstoﬀs Aluminium dar. Während sich Blech aus Reinaluminium durch ein gutes Umformvermögen bei geringer Härte und Festigkeit auszeichnet [LANG81b], weisen hochfeste

4.1 Tiefziehen

G ü te A

G ü te B

G ü te C

351

B le c h e b e r e its te lle n

c a u tio n L a s e r

B le c h e v e r s c h w e iß e n

T ie fz ie h e n

Abbildung 4.25: Vervahrensablauf beim Tiefziehen von „Tailored Blanks“

Aluminiumlegierungen ein geringeres Formänderungsvermögen als Tiefziehstahlbleche und damit eine geringere Eignung zum Tiefziehen auf. Die Gründe liegen vor allem in den niedrigeren Werten der Gleichmaßdehnung und der senkrechten Anisotropie [BLAI81]. Bleche aus besonderen Aluminiumlegierungen, auch als superplastische Werkstoﬀe bezeichnet, lassen sich dagegen bei Temperaturen von etwa 470 ℃ auf das zehnfache ihrer ursprünglichen Länge dehnen. Auf Grund der geringen Festigkeitswerte werden sie vornehmlich für Abdeckungen, Gehäuse und Verkleidungen angewandt [EICH80]. Bei entsprechender Temperaturführung lassen sich auch andere Blechwerkstoﬀe in diesem Zustand umformen [OEHL01]. Technisch reines Titan, das in Form von Feinblechen sowohl in der chemischen Industrie als auch im Flugzeugbau eingesetzt wird, kann ebenfalls tiefgezogen werden [RÜDI81]. Die Einteilung der Feinbleche nach Blechqualitäten wird nach DIN EN 10139 [EN97] und DIN EN 10268 [EN03] vorgenommen. Verbundwerkstoﬀe eignen sich teilweise auch zum Tiefziehen und ﬁnden zumeist im Karosseriebau Anwendung. Die Sandwichbleche, bei denen eine 30 bis 100 µm dicke Kunststoﬀschicht zwischen 0,15 bis 1,6 mm dicken Stahlblechen liegt, sind ein solcher Verbundwerkstoﬀ. Sie werden z. B. zur Schwingungsdämpfung in Ölwannen eingesetzt [NAKA93]. 4.1.4.2 Wärmebehandlung. Während des Tiefziehens erfährt der Werkstoﬀ eine Kaltverfestigung, wobei das Umformvermögen mit zunehmendem Umformgrad abnimmt. Infolge der unterschiedlichen Ziehteilgeometrie treten am Werkstück unterschiedlich große Formänderungen auf, die zu unterschiedlichen Festigkeitseigenschaften führen. Durch geeignete Wärmebehandlungen können die ungleichmäßigen Kaltverfestigungen beseitigt bzw. gewünschte Festigkeitseigenschaften eingestellt werden. Die erforderliche Glühtempera-

352

4 Blechumformung

tur und -zeit richtet sich einerseits nach den Legierungsbestandteilen der Werkstoﬀe, andererseits nach dem Grad der vorausgegangenen Umformung. Für Stahlwerkstoﬀe unterscheidet man grundsätzlich drei Glühverfahren: • Spannungsarmglühen, • Weichglühen, • Rekristallisationsglühen. Spannungsarmglühen. Die durch die Kaltverformung im Werkstück entstandenen Eigenspannungen können zu Verzug oder sogar zur Rissbildung führen. Diese Spannungen lassen sich durch Spannungsarmglühen (400 bis 600 ℃) abbauen. Die anderen Eigenschaften des Werkstücks ändern sich dadurch nicht. Rekristallisationsglühen. Durch das Rekristallisationsglühen wird ein völlig neues, entspanntes Gefüge erzeugt, wodurch sich bei geeigneter Parameterkombination (Verformungsgrad, Glühtemperatur, -zeit, Abkühlbedingungen) spezielle Werkstoﬀeigenschaften einstellen lassen. Unterhalb des kritischen Umformgrades bewirkt ein Glühen des Werkstoﬀs keine Kornneubildung, sondern führt in der Regel zu einem Kornwachstum, wodurch die Werkstückeigenschaften verschlechtert werden. Mit zunehmendem Umformgrad sinken die Rekristallisationstemperatur und die Glühzeit. 4.1.5 Fertigungsgenauigkeiten Beim Tiefziehen ist das Ziehergebnis hauptsächlich abhängig von vier übergeordneten Einﬂussgrößen [DOEG76]: • • • •

der Werkzeuggeometrie, dem Werkstoﬀverhalten, den Reibungsverhältnissen, der Maschine.

Obwohl die Umformmaschine hinsichtlich ihrer Führungsgenauigkeit und Steiﬁgkeit keine unerhebliche Bedeutung für das zu erzielende Tiefziehergebnis darstellt [DOEG80], soll deren Einﬂuss an dieser Stelle unberücksichtigt bleiben. In die Fertigungsgenauigkeit gehen neben den eigentlichen Tiefziehfehlern mit ihren unterschiedlichen Versagensarten auch die Formabweichungen, Oberﬂächenausbildung sowie die Bauteileigenschaften ein. 4.1.5.1 Tiefziehfehler. An Hand von Abbildung 4.26 sollen die wichtigsten Tiefziehfehler, deren äußeres Erscheinungsbild und Maßnahmen zu ihrer Vermeidung erläutert werden [OEHL01, WILH75]: Bodenreißer gehören zu den häuﬁg auftretenden Fehlern beim Tiefziehen. Hier reißt der Boden nach Bildung eines kurzen Zargenansatzes ab, so dass er nur noch über einen schmalen Steg mit der Zarge verbunden ist, siehe Abbildung 4.26a. Als Fehlerursache ist hier insbesondere ein für den umzuformenden Werkstoﬀ und für die gewählte Werkzeuggeometrie zu großes

4.1 Tiefziehen

a ) B o d e n r e iß e r

b ) B o d e n a b r iß

c ) Z ip fe lb ild u n g

d ) L ip p e n b ild u n g

e ) Z a r g e n r is s e

f) F lie ß fig u r e n

353

Abbildung 4.26: Tiefziehfehler [WILH75]

Ziehverhältnis zu nennen. Es kann auch vorkommen, dass Falten im Flanschbereich in den Ziehspalt hineingezogen und dort abgestreckt werden. Die damit verbundene Erhöhung der Ziehkraft verursacht ebenfalls Bodenreißer. Bei zu scharfkantiger Ziehkantenabrundung, viel zu geringem Ziehspalt, zu großer Ziehgeschwindigkeit und zu großem Niederhalterdruck wirkt das Ziehwerkzeug als Schneidwerkzeug, so dass der Boden allseitig abgerissen wird, bevor es zur Zargenbildung kommt, siehe Abbildung 4.26b. Eine entsprechende Änderung der angesprochenen Parameter kann hier Abhilfe schaffen. Eine unvermeidbare Erscheinung bei allen Blechen mit ebener Anisotropie ist die Zipfelbildung am Zargenrand oder am Blechﬂansch bei nicht ganz durchgezogenen Teilen, siehe Abbildung 4.26c. Hier kann nur versucht werden, Bleche mit geringerer ebener Anisotropie einzusetzen. Ist die Zarge in der Mitte ausgebaucht oder bilden sich Lippen am oberen Zargenrand, siehe Abbildung 4.26d, ist dies auf einen zu großen Ziehspalt zurückzuführen. Vor allem bei parabolischen, kugeligen und kegeligen Ziehteilen treten auf Grund der ungeführten Blechﬂäche zwischen Ziehring und Ziehstempel Falten in den Bereichen zwischen Ziehteilboden und Blechﬂansch auf. Aus diesem Grund werden Ziehteile solcher Formen oftmals mit Sonderziehverfahren hergestellt, siehe Kapitel 4.1.2. Beim Tiefziehen rechteckiger, siehe Abbildung 4.26e, aber auch sonstiger unregelmäßig geformter Hohlkörper sind Fehlstücke mit Rissen zumeist auf die Konstruktion des Zuschnitts zurückzuführen. Weitere Ursachen können in ungleicher Blechdicke, ungeeigneter Schmierung, Abnutzung der Stempelund Ziehringkanten sowie in zu geringen Ziehspalten in den Ecken begründet sein.

354

4 Blechumformung

In Abbildung 4.26f sind schematisch Fließﬁguren dargestellt, die meist nach geringen Umformungen bei hohen Spannungen auftreten, also häuﬁg auf den Böden, seltener dagegen auf den Zargen der Ziehteile festzustellen sind. Insbesondere bei der Herstellung ﬂacher, unzylindrischer Ziehteile, wie bei Karosserieteilen, die großﬂächig lackiert bzw. gespritzt werden, sind diese Fließlinien aus optischen Gründen unerwünscht. Sie liegen hauptsächlich nach geringen plastischen Formänderungen alterungsempﬁndlicher Werkstoffe mit ausgeprägter Streckgrenze vor. Sind in einem weiteren Ziehvorgang die Formänderungen größer, bauen sich die Linien wieder ab und können nicht mehr beobachtet werden. Daher sollte beim Tiefziehen alterungsanfälliger Bleche auch aus diesem Grund der Werkstoﬀ möglichst schnell nach dem Walzen weiterverarbeitet werden. Während Stähle mit diesen Eigenschaften kaum noch Verwendung ﬁnden, kann die Neigung zur Fließﬁgurenbildung auch beim Tiefziehen von AlMg-Legierungen beobachtet werden [BLAI81]. 4.1.5.2 Maß- und Formabweichung, Oberﬂächenausbildung. Aufgrund des sich örtlich und zeitlich ändernden Spannungszustandes weisen tiefgezogene Näpfe üblicherweise über der Napfhöhe unterschiedliche Wanddicken auf, siehe Kapitel 4.1.1.2. Die Anisotropie des Blechwerkstoﬀes bewirkt eine Änderung der Wanddicke über dem Zargenumfang und die Zipfelbildung, so dass gegebenenfalls aufwendige Nacharbeiten der Ziehteile erforderlich werden. Wesentlichen Einﬂuss auf den Wanddickenverlauf hat der auf die Blechdicke bezogene Ziehspalt uz /s0 , siehe Abbildung 4.27 [WILH75]. Nur wenn zusätzlich zum Tiefziehen das Werkstück noch abgestreckt wird (uz /s0 < 1), kann in diesem Arbeitsgang durch die gezielte Wanddickenverringerung eine verbesserte Durchmessergenauigkeit über der Napfhöhe und eine gleichmäßigere Wanddicke erreicht werden. Je kleiner dabei der Ziehspalt gewählt wird, um so geringer sind die Abweichungen von der Zylinderform und dem Nenninnendurchmesser sowie die Rundheitsabweichungen. Bei Werkstoﬀen mit ausgeprägter ebener Anisotropie lässt sich auch die Unrundheit nicht vollständig beseitigen [SIEB55]. Nach dem Abstreckziehen liegen die erreichbaren Toleranzen für den Napfdurchmesser im Bereich IT 6-9, bezüglich der Wanddicke bei IT 11-12 [OEHL01]. Die Zipfelbildung und der relative Ziehspalt haben zusätzlich einen Einﬂuss auf die nutzbare Napfhöhe. Mit geringerem Ziehspalt wird die Napfhöhe größer, gegebenenfalls auftretende Zipfel müssen in einem nachträglichen Schneidvorgang entfernt werden. Über die Veränderung der Oberﬂächenbeschaﬀenheit durch die Umformung liegen bisher wenig Erfahrungen vor. Untersuchungen von Dannenmann [DANN69] haben gezeigt, dass grundsätzliche Unterschiede zwischen Zargeninnen- und Zargenaußenseite eines tiefgezogenen Napfes bestehen. Im Bodenbereich des Napfes ist zunächst auf Grund der geringen Formänderungen keine Änderung der Oberﬂächenbeschaﬀenheit festzustellen. An der Zargeninnenseite nimmt die Rauheit mit zunehmender Napfhöhe und da-

4.2 Kragenziehen

z

/ s 0

d

= 0 .8 0

u

0

s

6 0

355

N a p fh ö h e / m m

5 0

1 ,0

1 ,0

s

1 ,2

1 ,6 1 ,2

P la tin e 1

1 ,6

4 0

3 0

W e r S te m S te m Z ie h Z e ih

2 0

1 0 -0 ,3 0

-0 ,2 0

-0 ,1 0

0

0 ,1 0

k s p p r in v e

to ff : R e ld u r c e lr u n d g ru n d r h ä ltn

S t 1 4 0 4 ; s 0 = 1 m m h m e s s e r d St = 5 0 m m u n g rSt = 1 0 m m u n g rR = 6 ,3 m m is b = 2 ,1 in d e n Z ip fe ln z w is c h e n d e n Z ip fe ln

0 ,2 0

b e z o g e n e W a n d d ic k e n ä n d e r u n g e

0 ,3 0 s

0 ,4 0

= (s 1-s 0) / s

0 ,5 0 0

Abbildung 4.27: Verlauf der bezogenen Wandddickenänderung über der Napfhöhe für unterschiedliche relative Ziehspalte (nach Wilhelm)

mit größeren Formänderungen zu. Die Rauheit der Außenseite des Napfes ist gegenüber der Rauheit der Ausgangsblechronde nahezu unverändert. Es wird angenommen, dass auch hier während der Umformung eine Aufrauung stattﬁndet, die jedoch beim Durchlaufen des Ziehspaltes durch Drucknormalspannungen wieder beseitigt wird. Ebenso verhält es sich mit der Oberﬂächenbeschaﬀenheit an der Innenseite im Übergangsbereich Boden/Zarge, die gegenüber der Außenseite und auch der Ausgangsblechronde eine geringere Rauheit aufweist.

4.2 Kragenziehen Unter Kragenziehen, auch Durchziehen genannt, versteht man das Anbringen von in sich geschlossenen Rändern (Kragen) an in der Regel ausgeschnittenen Innenkonturen, die sich sowohl in ebenen als auch gewölbten Flächen beﬁnden können. Die Kragen oder Blechdurchzüge können der Lagerung, Fixierung oder Distanzierung dienen. Der Hauptanwendungsbereich liegt im Apparatebau. Dort wird das Kragenziehen bei dünnwandigen Blechteilen eingesetzt, um ein Geometrieelement zum Gewindeschneiden, Einpressen von Bolzen, Anlöten von Rohren und zur Herstellung von Ansatzﬂanschen aus Blechabfällen herzustellen. 4.2.1 Grundlagen des Kragenziehens

356

4 Blechumformung

4.2.1.1 Verfahrensprinzip. Vor dem eigentlichen Kragenziehen wird das Blech gelocht. In das ausgeschnittene Loch drückt ein abgerundeter Stempel, dessen Durchmesser größer als der Lochdurchmesser ist, so dass sich das auf einer Matrize liegende Blech um die Ziehkante legt. Der Lochdurchmesser wird aufgeweitet, wobei ein in etwa zylindrischer Kragenansatz entsteht, siehe Abbildung 4.28.

Æ d

Z ie h s te m p e l

S t

g e lo c h te B le c h r o n d e s 0

0

h

Æ d

u

Z ie h r in g

Z

Z ie h s p a lt

Abbildung 4.28: Prinzip des Kragenziehens

Die Beanspruchungsverhältnisse während des Umformvorganges stellen sich beim Kragenziehen anders dar als beim Tiefziehen eines Napfes. Während beim Napfziehen aufgrund der Verringerung des Außendurchmessers im Flanschbereich eine Stauchung des Bleches stattﬁndet, liegt beim Kragenziehen durch die Aufweitung des Durchmessers hauptsächlich eine Dehnung vor, siehe Abbildung 4.29. Entsprechend nimmt die Wandstärke im Kragen mit zunehmender Kragenhöhe ab. Der Kragen wird also teilweise auf Kosten der Blechdicke gebildet. Die Kragenhöhe h berechnet sich überschlägig aus: h=

1 · (dSt + 2s0 − d0 ) . 2

(4.15)

Darin ist dSt der Stempeldurchmesser, s0 die Ausgangsblechdicke und d0 der Durchmesser der Vorlochung. Diese Beziehung gilt jedoch nur für Spaltweiten, die im Bereich der Ausgangsblechdicke s0 liegen und für scharfkantige Ringrundung. Ebenso müssen für sogenannte enge Kragen (dSt < 4 · s0 ) komplexe Formeln verwendet werden, wenn die Kragenhöhe im Voraus bekannt sein soll [LANG90c, OEHL72, OEHL01]. Die Kragenhöhe ist nahezu unabhängig von der stirnseitigen Stempelform. Dagegen beeinﬂusst der Rundungsradius an der Matrize die Kragen-

4.2 Kragenziehen

357

a : z u b ie g e n d e r W e r k s to ff a a

b : z u s ä tz lic h e r W e r k s to ff a u s d e r B le c h d ic k e

d

b d

0

v o r d e r U m fo rm u n g

S t

s

0

n a c h d e r U m fo rm u n g

0

d

1

d

0 S t

: B le c h d ic k e v : m in im a le B le : D u rc h m e s s e : S te m p e ld u r c

o r c h r d h m

d e d ic e s e s

r U k e V o s e

m fo rm u n g a m K ra g e n e n d e r lo c h e s

Æ d

r

0

h

s s

Æ d

S t

s 1

Abbildung 4.29: Umformung eines Kragenansatzes

form. Häuﬁg wird ein Stempel mit Traktrixform oder angenäherter Traktrixform zum Kragenziehen eingesetzt. Der Vorteil dieses Schleppkurvenproﬁls besteht darin, dass, ähnlich wie bei der Ziehringform für das niederhalterlose Tiefziehen, siehe Kapitel 4.1.2.1, der Stempel während des gesamten Umformvorganges mit dem ausgeschnittenen Lochrand in Linienberührung steht [REIS76], wodurch die Hebelarmlänge maximiert und somit die erforderliche Stempelkraft minimiert wird. 4.2.1.2 Zulässige Formänderungen. Auch beim Kragenziehen sind ähnlich wie beim Tiefziehen die Werkstoﬀelemente unterschiedlichen Beanspruchungsverhältnissen unterworfen. Es ﬁndet eine Biegung um den Ziehring und eine zweite Biegung um die Stempelkantenrundung statt. Druckspannungen in radialer Richtung und Zugspannungen in tangentialer Richtung bewirken die Formänderungen, die in einer Blechdickenreduzierung beim Aufweiten des Durchmessers resultieren. Formänderungen in axialer Richtung sind kaum zu beobachten [LANG90c, REIS76]. Die für eine fehlerfreie Herstellung eines Kragens maximal mögliche Formänderung wird beim Kragenziehen in Analogie zum Tiefziehen durch das Grenzaufweitverhältnis bestimmt. Diese Größe ist deﬁniert als Quotient aus dem Stempeldurchmesser dSt und dem Vorlochdurchmesser d0 [KIEN54, LANG90c], bei dem gerade noch keine Rissbildung auftritt. Auch der Kennwert d0 /dSt [HILB70, KÜPP71, OEHL01] oder der Logarithmus ln dSt /d0 [REIS76] wird als Maß für die Formänderung angegeben. Das Grenzaufweitverhältnis ist • vom Werkstückwerkstoﬀ,

358

• • • •

4 Blechumformung

von dem auf die Blechdicke bezogenen Vorlochdurchmesser, von der Geometrie bzw. Oberﬂächenbeschaﬀenheit der Werkzeuge, vom Verhältnis der Blechdicke zum Stempeldurchmesser und von der Art der Herstellung bzw. Güte der Schnittﬂäche der Vorlochung

abhängig [RAUT75, SCHM88]. Die Stempelform hat keinen Einﬂuss auf das Aufweitverhältnis. Dagegen ist der Zustand des Vorloches von besonderer Bedeutung. Ein eventuell vorhandener Grat und größere Rauheit der Lochwandung begünstigen das Einreißen des Kragenrandes [KIEN68]. Daher ist das Aufweitverhältnis bei angeschnittenem Vorloch geringer als bei vorgebohrten Löchern. Die Verbesserungen des Grenzaufweitverhältnisses durch erhöhte Lochqualität können nach Brambauer [BRAM71] bis zu 100 % betragen. Aus Gründen der Wirtschaftlichkeit sollte jedoch nur dann, wenn extrem große Kragenhöhen benötigt werden, eine spanende Nachbearbeitung der geschnittenen Vorlöcher erfolgen. Für größere Blechdicken (Vorlochdurchmesser zu Blechdicke d0 /s0 < 50) können größere Aufweitverhältnisse erzielt werden. In Kapitel 4.2.4 sind die erzielbaren Aufweitverhältnisse bei unterschiedlichen Werkstoﬀen gegeben. Ferner lässt sich das Grenzaufweitungsverhältnis durch eine Veränderung des Spannungszustandes am Vorlochrand erhöhen, indem man mit Hilfe eines Gegenhalters eine zusätzliche Druckspannung in axialer oder radialer Richtung erzeugt, siehe Abbildung 4.30.

m it a x ia le m

o h n e G e g e n h a lte r F

F N

S

F

F N

G e g e n h a lte r

N

F S

F

T a n g e n tia ls p a n n u n g s s k + -

f

R a d ia ls p a n n u n g s

t

T a n g e n tia ls p a n n u n g s

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-

k

S

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F

R a d ia ls p a n n u n g s

a

F N

G e g e n h a lte r F

G H

s

+

A x ia ls p a n n u n g s

F

m it r a d ia le m

+

A x ia ls p a n n u n g s

T a n g e n tia ls p a n n u n g s A x ia ls p a n n u n g s

r

f

k -

a

Abbildung 4.30: Spannungszustände beim Kragenziehen [SCHM88]

N

G H

s t

F

t

a

f

R a d ia ls p a n n u n g s r

4.2 Kragenziehen

359

4.2.1.3 Kräfte. Die Vorausberechnung der auftretenden Stempelkräfte gestaltet sich aufgrund der komplexen Verhältnisse besonders schwierig. Bisher sind nur wenige Untersuchungen auf diesem Gebiet durchgeführt worden. Anhand eines Berechnungsmodells für zylindrische Stempelform mit ebener Stirnﬂäche und abgerundeten Kanten stellten Rauter und Reissner [RAUT75] aus den plastizitätstheoretischen und geometrischen Zusammenhängen Beziehungen auf, die es ermöglichen, die Stempelkraft zu jedem Zeitpunkt des Prozesses zu bestimmen. Ein Vergleich der gemessenen und berechneten Werte zeigte gute Übereinstimmung, siehe Abbildung 4.31. 2 5

g e m e s s e n b e re c h n e t

S te m p e lk r a ft / k N

2 0

1 5

1 0

W e r k z e u g g e o m e tr ie 5

0 5

1 0

1 5

2 0

2 5

S te m p e lw e g / m m

Abbildung 4.31: Kraft-Weg-Diagramm für das Kragenziehen [RAUT75]

Nach Wilken [WILK58] lässt sich die Stempelkraft in einen Biegeanteil und einen Aufweitanteil unterteilen. Der Biegeanteil ist nahezu unabhängig vom Aufweitverhältnis, während der Aufweitanteil mit steigendem Aufweitverhältnis dSt /d0 entsprechend zunimmt. Im Gegensatz zum maximal möglichen Aufweitverhältnis hat die Stempelform einen wesentlichen Einﬂuss sowohl auf die maximale Stempelkraft als auch auf den Verlauf der Stempelkraft über dem Stempelweg, siehe Abbildung 4.32. Die Unterscheidung nach den Stempelformen ergibt für die Traktrixgeometrie die geringsten Kräfte. Die Nachteile dieser Geometrie sind in der schwierigen und teuren Herstellung sowie der Notwendigkeit eines größeren Maschinenhubs zu sehen. Halbkugelige oder kegelige Stempelformen sind zwar einfacher herzustellen, erfordern aber auch größere Stempelkräfte. Der größte Kraftbedarf bei gleichzeitig geringstem Stempelweg ergibt sich für zylindrische Stempel mit Kantenabrundung.

360

4 Blechumformung

S te m p e lfo r m

1 0 0

1 . T r a k tr ix 4

S te m p e lk r a ft / k N

8 0 6 0 3

2 . K e g e ls tu m p f 2

4 0 1

3 . H a lb k u g e l

2 0

1 0

2 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

8 0

S te m p e lw e g / m m

Abbildung 4.32: Kraft-Weg-Diagramme men [WILK58]

für

4 . z y lin d r is c h m it a b g e ru n d e te n K a n te n

unterschiedliche

Stempelfor-

Eine überschlägige Vorausberechnung der Stempelkraft ermöglicht die Beziehung [HILB70]: FSt = U · s0 · Rm .

(4.16)

Darin steht U für den Kragenumfang, s0 für die Ausgangsblechdicke und Rm für die Zugfestigkeit des eingesetzten Blechwerkstoﬀes. 4.2.1.4 Reibung, Schmierung. Die Reibungsverhältnisse zwischen Blech und Werkzeug beeinﬂussen auch beim Kragenziehen das Arbeitsergebnis. Eine erhöhte Reibung des Bleches an Stempel und Durchziehöﬀnung wird die Kragenhöhe aufgrund einer behinderten Werkstoﬀumformung vermindern. Daher sollten Stempel und Matrize zur Minimierung der Reibung hochglanzpoliert werden. Eine zusätzliche Verringerung der Reibung wird durch konische Ausbildung der Matrizenöﬀnung erzielt [STRA80]. Insbesondere dann, wenn das Vorloch nicht gratfrei hergestellt werden kann, ist der Stempel eines Kragenziehwerkzeuges großen Reibungsbelastungen unterworfen. In der Regel werden deshalb die Stempel nach dem Poliervorgang hartverchromt oder durch eine Beschichtung vor Verschleiß geschützt, siehe Kapitel 2.8.5.3 und 4.1.3.2. 4.2.2 Verfahrensvarianten und Fertigungsbeispiele Im Allgemeinen wird unterschieden zwischen engen und weiten (dSt > 4s0 ) Kragen. Zum Befestigen von Schrauben oder Bolzen an Blechen oder zur

4.2 Kragenziehen

361

Verwendung als Hohlnut werden enge Kragen gezogen. Weite Kragen ﬁnden beispielsweise Anwendung beim Bau von Druckbehältern. Ähnlich wie beim Tiefziehen eines Napfes ergibt sich auch im Kragenziehprozess die Möglichkeit eines Abstreckens. Wählt man den Spalt uz zwischen Stempel und Matrize kleiner als die Ausgangsblechdicke, stellen sich größere Kragen bei gleichzeitiger Verbesserung der Genauigkeit ein. Das Verhältnis zwischen Ausgangsblechdicke und abgestreckter Blechdicke darf jedoch nicht zu klein sein, um ein Abreißen des gesamten Kragens zu vermeiden. Neben runden Kragenansätzen können auch anders geartete Geometrien wie Rechteck, Langloch oder komplexere Formen, bei denen die Kragenhöhe über der Kontur einen vorgegebenen Verlauf aufweist, durchgezogen werden, siehe Abbildung 4.33. Dabei treten jedoch unterschiedliche Spannungsverhältnisse z. B. in den Eckenbereichen auf, die entsprechend bei der Auslegung des Blechausschnittes für das Vorlochen zu berücksichtigen sind [FISC72]. T y p is c h e K r a g e n fo r m e n in A u fs ic h t

B le c h K ra g e n s ä tz e K r a g e n a n s a tz m it u n te r s c h ie d lic h e r K r a g e n h ö h e A

A n s ic h t A - B

B

A n s ic h t in P fe ilr ic h tu n g

K r a g e n a n s a tz a n g e w ö lb te n F lä c h e n

Abbildung 4.33: Verschiedene Kragenformen [HILB70]

Ein sehr altes Verfahren stellt das Durchdrücken von Kragen in vorgelochte Rohre dar, siehe Abbildung 4.34. Die Kugel als Druckstück bestimmt die äußere Formgebung des Kragens. Das Verfahren wird in der Fahrradindustrie zur Herstellung von Tretlagergehäusen und Rohrverbindungshülsen eingesetzt [OEHL01]. Bewegt man sich an der Grenze des Aufweitverhältnisses, so sind Einrisse am äußeren Kragenrand oft nicht zu vermeiden. Muss der Kragen trotzdem eine bestimmte Höhe haben und ist eine Blechdickenreduzierung unerwünscht, ein Abstrecken also nicht möglich, wird in einem vorgeschalteten Arbeitsgang

362

4 Blechumformung

g e te ilte M a tr iz e

S c h ie b e r

R o h r K u g e l ( S te m p e l)

Abbildung 4.34: Blechdurchzüge in Rohren von innen [OEHL01]

eine napfartige Form vorgezogen. Nach dem Vorlochen erfolgt dann in einem weiteren Arbeitsgang das Ziehen des Kragens auf die gewünschte Höhe. Ähnlich vorbereitende Umformstufen schlägt Oehler [OEHL72, OEHL01] in einem Folgeverbundwerkzeug zur Herstellung von Blechdurchzügen großer Kragenhöhen für Gewinde vor. Dabei wird innerhalb des Folgewerkzeugs neben dem Vorlochen auch das Gewinde während des Lochvorganges geschnitten. Diese Verbundarbeitsweise, also Vorlochen und Kragenziehen in einem Folgewerkzeug, kann gegebenenfalls mit einem einzigen doppelt wirkenden Stempel in einem Pressenhub ausgeführt werden [STRA80], siehe Abbildung 4.35, links. Die stirnseitige Geometrie dient zum Lochen, die Abrundung zum anschließenden Kragenziehen. Die Stempelgestalt richtet sich nach Blechdicke und -werkstoﬀ, Lochdurchmesser und Kragenhöhe. Ist die Blechplatine zu nachgiebig, weil das Verhältnis Kragendurchmesser zur Blechdicke zu ungünstig ist, muss zum Lochen eine entsprechende federnd gelagerte Matrize vorgesehen werden. Weiterhin kann das Blech auch ohne vorheriges Loch mit Hilfe von Stechstempeln durchgerissen und gezogen werden, siehe Abbildung 4.35 rechts. Zwar ist dies die einfachste und kostengünstigste Ausführung der Werkzeuge, es ergeben sich aber auch eine geringe Qualität und ein unbefriedigendes Aussehen des Kragens. Der Einsatz beschränkt sich daher auf Anwendungsfälle, wo geringste Kosten oder ein rauer Rand funktionell gefordert werden (z. B. Lötklemmen, Reibeisen) [STRA80]. Gegebenenfalls erfolgt mit Hilfe eines Matrizeneinsatzes eine Abscherung des überschüssigen Werkstoﬀs während des Durchziehvorgangs an der Kragenunterseite [DIN83]. Das Kragenziehen wird häuﬁg zum Aushalsen von Behälterböden eingesetzt, um Rohre ﬁxieren zu können. Dabei ist neben einem glatten Übergang,

4.2 Kragenziehen

N ie d e r h a lte r

S te m p e l

S te m p e l

363

N ie d e r h a lte r

B le c h Z ie h r in g

M a tr iz e z u m

L o c h e n

Z ie h r in g

K r a g e n z ie h e n n a c h V o r lo c h e n

K r a g e n z ie h e n n a c h D u rc h s te c h e n

Abbildung 4.35: Stempelformen beim Kragenziehen zum gleichzeitigen Vorlochen bzw. Durchstechen

der strömungstechnisch von Bedeutung sein kann, die durch den Kragen entstandene erhöhte Steiﬁgkeit des Bodens im Übergangsbereich von Vorteil [EHRE75]. Einfache und mobile Vorrichtungen erlauben die Anwendung auch im Großbehälterbau. Durch Wärmezufuhr während der Umformung kann das Arbeitsergebnis verbessert werden. Dabei ist auf eine gleichmäßige Wärmeführung zu achten. 4.2.3 Werkzeuge Neben dem Aufweitverhältnis beeinﬂusst im Wesentlichen die Form und Auslegung der einzelnen Werkzeugteile die Ausbildung des Kragens. Die wichtigsten Werkzeugelemente sind Stempel und Matrize. Unter Umständen kann auch ein Niederhalter, ähnlich wie beim Tiefziehen, notwendig werden, um ein Aufwölben des Bleches und ein verstärktes Nachﬂießen des Werkstoﬀes zu vermeiden. Der Ziehspalt uz sollte möglichst gleich oder kleiner als die Blechdicke gewählt werden. Je größer der Ziehspalt ist, um so stärker bildet sich die Einbeulung und Konizität der Wandung aus. Ein Abstrecken mit uz < s0 erhöht den Kragen. Zusätzlich vergrößert eine Verringerung des Stempelkantenradius die Kragenhöhe, allerdings wird dadurch auch das Grenzaufweitverhältnis bis zur Rissbildung reduziert. Umgekehrten Einﬂuss zeigt die Abrundung der Ziehringkante, die Kragenhöhe nimmt mit steigendem Ziehringradius zu [KÜPP71]. Nach Kienzle [KIEN68] beträgt der günstigste Rundungsradius der Matrizenöﬀnung den 10. bis 20. Teil des Bohrungsdurchmessers der Matrize.

364

4 Blechumformung

Beim Einsatz von Verbundwerkzeugen, die auch andere Blechumformverfahren beinhalten, ist darauf zu achten, dass Stechstempel nicht zu lang ausgeführt werden und nicht gleichzeitig mit anderen Umformstufen arbeiten. Durch eine z. B. aufgrund eines Tiefziehvorgangs bewirkte Zugbelastung des Stanzstreifens können sonst die relativ dünnen Spitzen der Stechstempel abbrechen oder aber unterschiedliche Wanddicken auftreten [OEHL01]. Auch sollten mehrere Kragen nicht zu dicht beieinander liegen, um eine Beeinﬂussung zu vermeiden. 4.2.4 Werkstoﬀe Die für den Praktiker zentrale Größe, die maximal erreichbare Kragenhöhe, ist neben den bereits angesprochenen Faktoren natürlich auch abhängig von den Werkstoﬀeigenschaften des eingesetzten Bleches. Da beim Kragenziehen hauptsächlich ein Dehnungsvorgang auftritt, gestatten Tiefziehbleche, die eine hohe Duktilität bei relativ großer Zugfestigkeit aufweisen, höhere Kragen als gewöhnliches Blech. Darüber hinaus bieten weiche Werkstoﬀe gegenüber festeren Qualitäten günstigere Verhältnisse [STRA80]. Tabelle 4.1 gibt einen Überblick über die erzielbaren Aufweitverhältnisse bei unterschiedlichen Werkstoﬀen [KIEN68, KIEN54].

Tabelle 4.1: Erreichbare Aufweitverhältnisse beim Kragenziehen in unterschiedlichen Blechwerkstoﬀen [KIEN54] Werkstoﬀ

Aufweitungsverhältnis d1 /d0

Ms 63 w Cu Zn 37 F 30 Al 99,5 h St 13 St VIII Al 99,5 w

2,3 2,3 2,3 2,4 2,5 3,4

Aufgrund der Beanspruchungen beim Kragenziehen ist zunächst zu erwarten, dass Blechwerkstoﬀe mit höherer Gleichmaßdehnung hinsichtlich der erreichbaren Kragenhöhe bessere Ergebnisse liefern. Untersuchungen über das Verhalten nichtrostender Feinbleche beim Kragenziehen konnten diese Vermutung jedoch nicht bestätigen [KÜPP71]. Im Falle der untersuchten Bleche ist ein umgekehrtes Verhältnis zwischen Gleichmaßdehnung und Grenzaufweitverhältnis zu beobachten. 4.2.5 Fertigungsgenauigkeiten Neben einer Rissbildung können beim Kragenziehen auch geometrische Unregelmäßigkeiten auftreten. Auf die Ausbildung dieser Unregelmäßigkeiten

4.3 Streckziehen

365

hat die Werkzeuggeometrie maßgebenden Einﬂuss. Je größer der Radius der Stempelkantenabrundung und je scharfkantiger der Ziehring ausgebildet ist, desto zylindrischer wird die Kragenwandung [KÜPP71]. Eine Veränderung des stirnseitigen Stempelproﬁls hat außerdem Auswirkungen auf die Ausbildung der Kragenunterseite. Die bereits beschriebene Traktrixgeometrie liefert hier die besten Ergebnisse, siehe Kapitel 4.2.1.1. Die Unterﬂäche des Kragens verläuft nach der Umformung in etwa parallel zur unverformten Blechebene. Durch einen Halbkugelstempel wird die Kragenringﬂäche zu einer nach außen abfallenden Kegelﬂäche und bei kleineren Abrundungen eines spitzkegelförmigen Stempels zu einem Innenkegel [OEHL01]. Eine senkrecht verlaufende Kragenaußenwand wird erzielt, wenn die Beziehung 2 · s0 ≥ 2, 0 dM − dSt

(4.17)

zwischen Blechdicke s0 , Matrizendurchmesser dM und Stempeldurchmesser dSt erfüllt ist [OEHL72]. Für die Herstellung von Kragenzügen für Gewinde gelten besondere Voraussetzungen hinsichtlich des erforderlichen Kerndurchmessers, Stempeldurchmessers und Vorlochdurchmessers. Bei nicht zylindrischer Kragenausbildung ist nicht die volle Höhe nutzbar. Entsprechende Zahlenwerte für die Herstellung bestimmter Gewindedurchmesser sind in der DIN 7952 [DIN86b] angegeben. Hinsichtlich der Beurteilung der übertragbaren Kräfte ist zu beachten, dass eine Belastung entgegen der Durchzugsrichtung eine um etwa 15 % höhere Beanspruchung erlaubt. Daher sind Schrauben vorzugsweise in Durchzugsrichtung einzuschrauben [OEHL72, OEHL01].

4.3 Streckziehen Das Streckziehen ist ein Fertigungsverfahren, das in der Luft- und Raumfahrtindustrie sowie im Automobil- und Schiﬀsbau zur Herstellung von Blechformteilen eingesetzt wird. Die großﬂächigen Werkstücke, deren Abmessungen mehr als 50 m2 , in Einzelfällen bis zu 100 m2 betragen können, sind im Allgemeinen über ihre gesamte Ausdehnung in einer oder mehreren Ebenen gekrümmt [SANS67]. Während konventionelle Umformverfahren wie beispielsweise das Tiefziehen oder Biegen aufgrund der Werkstückgrößen ausscheiden, kann die Fertigung auf Streckzieheinrichtungen sowohl in einem Arbeitsgang als auch in mehreren Stufen erfolgen. Die größte bisher bekannte Streckzieheinrichtung der Welt wurde im Jahre 1957 gebaut und im Flugzeugbau eingesetzt. Sie dient zur stufenweisen Umformung von bis zu 35 m langen, 3 m breiten und 6 mm dicken Blechen für Flugzeugtragﬂächen [OEHL64b].

366

4 Blechumformung

Die Formgebung erfolgt schrittweise. Nachdem ein Bereich umgeformt ist, wird das Werkstück durch Zuführeinrichtungen weitertransportiert, so dass der sich jeweils daran anschließende Blechabschnitt umgeformt werden kann. Die schrittweise Umformung der Beplankungsbahn erspart Verbindungsarbeiten und eliminiert dadurch die sonst an den Verbindungsstellen auftretenden möglichen Ermüdungserscheinungen [KURS60]. 4.3.1 Verfahrensprinzip Für den Streckziehprozess werden rechteckige, ovale, trapez- oder nierenförmige Blechzuschnitte gewählt, die an zwei gegenüberliegenden Kanten fest eingespannt werden. Die Einspannung erfolgt entweder zwischen starren, drehbar gelagerten Spannelementen oder mit Hilfe von rotatorisch und translatorisch beweglichen Spannzangen, wobei diese eine zusätzliche Zugbeanspruchung aufbringen können. Der Umformvorgang besteht darin, dass der Blechzuschnitt durch Zugbeanspruchung bis über die Fließgrenze belastet und im plastischen Zustand der Kontur eines Formwerkzeuges angepasst wird. Dabei ergibt sich eine Verringerung der Blechdicke bei gleichzeitiger Vergrößerung der Zuschnittsoberﬂäche. Vom Verfahrensablauf her wird prinzipiell zwischen dem einfachen und dem tangentialen Streckziehen unterschieden, siehe Abbildung 4.36.

E in fa c h e s S tr e c k z ie h e n A u s g a n g s fo rm W e rk s tü c k e s

d e s

E n d fo rm d e s W e rk s tü c k e s

S p a n n z a n g e

T a n g e n tia ls tr e c k z ie h e n W e rk s tü c k

F o rm s te m p e l

S p a n n z a n g e

Abbildung 4.36: Verfahrensprinzipien des Streckziehens [DIN03j]

Beim einfachen Streckziehen wird der eigentliche Umformprozess allein durch die Bewegung des Stempels eingeleitet. Beim tangentialen Streckziehen

4.3 Streckziehen

367

kann die Formgebung sowohl durch Bewegung des Formblocks als auch durch Verfahren der Spannzangen erfolgen. Die einzelnen Bewegungen werden auf den jeweiligen Umformvorgang abgestimmt. 4.3.2 Verfahrensvarianten 4.3.2.1 Einfaches Streckziehen. Die einfachste Art des Streckziehens besteht in der Herstellung gekrümmter Blechteile mit Formgebung in einer Ebene, d. h. es sind keine räumlichen Krümmungen vorgesehen. Die hierzu benötigten Streckzieheinrichtungen bestehen im Wesentlichen aus dem Maschinenbett, der Schlittenführung für die Einspannelemente, der Blechhaltevorrichtung, dem hydraulisch betriebenen Presstisch sowie dem Antriebsaggregat mit Steuerung, siehe Abbildung 4.37. S te m p e l

B le c h z u s c h n itt

S p a n n z a n g e n

F ü h r u n g s s c h litte n

Abbildung 4.37: Einrichtung zum einfachen Streckziehen; Presskraft: 1.500 kN, Tischbreite: 2.000 mm

Prinzipiell läuft der einfache Streckziehvorgang folgendermaßen ab: Der Blechzuschnitt wird mit Spannzangen oder anderen um ihre Achsen drehbar gelagerten Klemmvorrichtungen an zwei gegenüberliegenden Seiten fest eingespannt. Die Spannelemente, die auf Führungsschlitten verschiebbar angeordnet sind, behalten während der Umformung ihre Lage bei. Die zur Umformung notwendigen Spannungen werden durch den Stempel aufgebracht, siehe Abbildung 4.38. Durch einen im Allgemeinen hydraulisch betriebenen Tisch bewegt sich das formgebende Werkzeug, das als Außenkontur die Innenkontur des zu fertigenden Teiles besitzt, aufwärts. Das Blech berührt zunächst die Kuppe des Werkzeuges und beginnt sich bei weiterer Aufwärtsbewegung des

368

4 Blechumformung

Stempels zunächst elastisch zu dehnen. Nach Überschreiten der Streckgrenze erfolgt eine plastische Verformung des Werkstoﬀes. Während der Werkstoﬀ aus der Blechdicke ﬂießt, vergrößert sich die Berührﬂäche zwischen Stempel und Blechzuschnitt. Die zwischen Formwerkzeug und bereits anliegender Blechoberﬂäche wirkenden Reibungskräfte behindern dabei eine gleichmäßige Dehnung und wirken einer weiteren Oberﬂächenvergrößerung der bereits umgeformten Blechpartien entgegen [SCHU64]. Der Werkstoﬀ wird an diesen Stellen nicht bis an die Grenze seiner Dehnfähigkeit belastet. Dagegen wird das Blech mit zunehmendem Stempelweg vorwiegend in den Bereichen gestreckt, die nicht am Formwerkzeug anliegen.

W e rk s tü c k

F o rm s te m p e l S p a n n z a n g e n

P r e s s e n tis c h

K o lb e n

H y d r a u lik z y lin d e r

Abbildung 4.38: Schema einer Streckziehpresse

Der Streckziehvorgang ist beendet, sobald der Blechzuschnitt die Kontur des Formklotzes aufweist. Der Stempel wird anschließend wieder abgesenkt, so dass das Werkstück nach Lösen der Spannelemente entnommen werden kann. Aufgrund der Reibungsverhältnisse sind beim einfachen Streckziehen nur geringe Dehnungen zu erzielen, so dass dieses Verfahren nur bei geringen Umformgraden für leicht gekrümmte Teile Anwendung ﬁndet [PANK66b]. Der Reibungseinﬂuss kann zwar durch Schmierung oder durch Beplanken der Holzform mit Blech verringert, jedoch nicht völlig ausgeschlossen werden. Wenn die Dehnung an Blechober- und -unterseite durch Reibung behindert wird, kann es zu Biegeeﬀekten kommen, die nach dem Ausspannen des Werkstücks eine unerwünschte elastische Rückfederung bewirken [KALC60].

4.3 Streckziehen

369

4.3.2.2 Tangentialstreckziehen. Während das einfache Streckziehen in einer Arbeitsstufe erfolgt und die für die Formgebung notwendigen Zugspannungen nur über den Stempel aufgebracht werden, zeichnet sich das tangentiale Streckziehen dadurch aus, dass der Umformprozess durch zwei Vorgänge bestimmt wird, siehe Abbildung 4.36. Zunächst wird das umzuformende Blech wie beim einfachen Streckziehen in die Spannvorrichtung der Streckziehmaschine eingelegt und festgeklemmt. Die Spannelemente fahren horizontal auseinander, wodurch das Blech eine Zugbeanspruchung erfährt, die je nach Werkstückwerkstoﬀ eine plastische Dehnung von 2 bis 5 % hervorruft [BATH65, KURS69, SANS67]. Sofern das Werkstück völlig eben ist, wird dabei eine gleichmäßige Dehnung des gesamten Blechzuschnittes erreicht. Weist das umzuformende Blech dagegen unebene Stellen wie Beulen oder Wellen auf, so wird zunächst eine gleichmäßige Dehnung verhindert. Die von den Spannelementen aufgebrachte Zugbelastung bewirkt in den unebenen Stellen Spannungsspitzen und führt zu unterschiedlich großen lokalen plastischen Verformungen, die eine Ausrichtung dieser Stellen in Zugrichtung zeigen [KURS60, KURS65, KURS69]. Bei weiterem Steigern der Zugbelastung werden auch die bis dahin nicht gestreckten Stellen des Bleches plastisch verformt, so dass nunmehr eine Dehnung des gesamten Zuschnitts eintritt [KURS69, KURS71, MÖHR62]. Die eigentliche Formgebung erfolgt in einem anschließenden zweiten Arbeitsgang durch ein Formwerkzeug. Während die durch die Einspannelemente aufgebrachte Zugbelastung beibehalten wird, wird das vorgestreckte Blech in einem kontinuierlichen, geschwindigkeitsgeregelten Vorgang tangential an das Formwerkzeug angelegt. Dabei darf zwischen Blechzuschnitt und Formwerkzeug keine Relativbewegung stattﬁnden. Die hierzu notwendigen Bewegungen werden entweder allein von den auf Führungsschlitten montierten Spannwerkzeugen oder durch Spannzangen und Werkzeugstempel gleichzeitig ausgeführt [DIN03j]. In beiden Fällen werden Lage und Geschwindigkeit der Einspannelemente so geregelt, dass die aufgebrachte Zugbelastung stets tangential zur Werkzeugkontur wirkt, wobei die noch nicht am Formwerkzeug anliegenden Blechbereiche gleichmäßig gedehnt werden. Dadurch kann das Dehnungsvermögen des Werkstoﬀes in jedem Bereich des Bleches voll ausgenutzt werden. Da eine Relativbewegung zwischen Stempel und anliegendem Blech weitgehend vermieden wird, treten keine den Umformvorgang störenden Reibungseinﬂüsse wie beim einfachen Streckziehen auf. Dem eigentlichen Streckziehvorgang schließt sich vielfach ein Nachstrecken der quasi fertigen Form mit erhöhter Streckziehkraft an, um die Rückfederung auszugleichen und die dadurch bedingte Abweichung von der Sollkontur des Werkstücks klein zu halten [HOFM63, OEHL83]. UDie für das tangentiale Streckziehen eingesetzten Maschinen verfügen vielfach über nu-

370

4 Blechumformung

merische Steuerungen zur exakten und reproduzierbaren Koordinierung des Bewegungsablaufes zwischen Spannbacken und Formstempel [SPAL81]. Durch Tangentialstreckziehen lassen sich Werkstücke mit verhältnismäßig großen Krümmungen auch in zwei Ebenen herstellen. Der Verfahrensablauf bringt es mit sich, dass der Werkstückwerkstoﬀ während des gesamten Umformvorganges unter Zugbelastung steht. Es tritt keine Biegung auf, die zu Druckspannungen und somit zu einem Ausbeulen des fertigen Blechteils führen kann [BATH65, KURS69, SCHU64]. Aus diesem Grunde lassen sich durch Tangentialstreckziehen Werkstücke in viel engeren Toleranzen fertigen als durch einfaches Streckziehen. Die Vorteile des Tangentialstreckziehens liegen außerdem in kleineren Blechzuschnitten mit geringem Werkstoﬀabfall [HOFM63, NN72] und in der Möglichkeit, das Formwerkzeug zu unterziehen, siehe Abbildung 4.39. Bei entsprechender Werkzeuggestaltung können außer ebenen glatten Blechen auch Wellbleche, unsymmetrisch angefräste Bleche oder tiefgeätzte Blechbahnen streckgezogen werden [KURS60, KURS65]. W e rk s tü c k A b fa ll

A b fa ll

W e rk s tü c k

v e r lo r e n e s E n d e

E in fa c h e s S tr e c k z ie h e n / g r o ß e r A b fa ll

T a n g e n tia le s S tr e c k z ie h e n / k le in e r A b fa ll

T a n g e n tia le s S tr e c k z ie h e n / U n te r z ie h e n m ö g lic h

Abbildung 4.39: Vorteile durch Anwendung des tangentialen Streckziehens

4.3.2.3 Streckziehen mit Gegenwerkzeug. Mehrfach gekrümmte Blechformteile und Teile mit z. B. Aushalsungen, Vertiefungen oder Durchbrüchen können durch Streckziehen mit Gegenwerkzeug gefertigt werden. Der Fertigungsablauf besteht aus einem Tangentialstreckziehvorgang, dem eine durch ein Gegenwerkzeug ausgeführte Umformoperation folgt. Die in Abbildung 4.40 und Abbildung 4.41 dargestellte Streckzieheinrichtung mit Gegenwerkzeug wird in der Flugzeugindustrie für die Formge-

4.3 Streckziehen

371

bung von Aluminiumblechen eingesetzt. Die maximalen Abmessungen der bearbeitbaren Bleche betragen 11 m × 2,5 m × 8 mm. Abbildung 4.40a zeigt das geöﬀnete Werkzeug, bei dem sowohl das Ober- als auch das Unterteil des Tiefziehwerkzeuges gut zu erkennen sind. Im Vordergrund kann man eine der beiden Spannelemente der Streckzieheinrichtung erkennen. In Abbildung 4.40b ist das Blech bereits eingespannt und wird anschließend im geschlossenen Werkzeug verformt, siehe Abbildung 4.41c. In Abbildung 4.40b sind die beiden Einspannvorrichtungen zu erkennen, die aus mehreren gegeneinander kippbaren Spannbacken bestehen. Die Hydraulikzylinder neben dem Formklotz dienen zum Spannen des Gegenwerkzeuges, siehe Abbildung 4.41c.

a

O b e r te il d e s T ie fz ie h w e r k z e u g s

U n te r te il d e s T ie h z ie h w e r k z e u g s

b

B le c h

S p a n n e le m e n te d e r S tr e c k z ie h e in r ic h tu n g

Abbildung 4.40: Streckziehen mit Gegenwerkzeug I

Im vorliegenden Beispiel ist der Einsatz eines Gegenwerkzeuges erforderlich, da das zu fertigende Werkstück, siehe Abbildung 4.41d, aufgrund seiner Größe und Form ungünstig zur Streckziehrichtung orientiert ist [NN82b]. Die Formgebung läuft in folgenden Schritten ab: 1. Das aufgrund einer vorausgegangenen Wärmebehandlung in sich gewellte Blech wird in den Spannelementen der Streckziehvorrichtung geklemmt und der Kontur des Formwerkzeuges entsprechend vorgestreckt. Die Spannelemente fahren dabei auseinander und senken sich gegenüber

372

4 Blechumformung

d

c d

g e s c h lo s s e n e s W e r k z e u g / U m fo r m o p e r a tio n u m g e fo rm te s W e rk s tü c k

Abbildung 4.41: Streckziehen mit Gegenwerkzeug II

dem Formwerkzeug ab. In diesem vorgespannten Zustand liegen noch nicht alle Blechpartien am Formwerkzeug an. 2. Die endgültige Form des Werkstücks wird durch das Gegenwerkzeug erzeugt. Während es auf das Blech aufgesetzt und von den Spannzylindern gegen das Formwerkzeug gezogen wird, erfolgt die Umformung, wobei alle Bereiche des zu fertigenden Werkstücks unter Formzwang stehen. Auf die Bewegung des Gegenwerkzeugs ist eine Bewegung der Spannelemente abgestimmt. Sie fahren aufeinander zu, um örtliche Überdehnungen zu vermeiden. 3. Am Ende der Umformoperation werden Formwerkzeug und Gegenwerkzeug geöﬀnet; die Spannelemente fahren in ihre Ausgangslage zurück, so dass das Werkstück entnommen werden kann. Dabei wird das Werkstück zuerst durch einen Streckzieh- und dann durch einen Tiefziehvorgang umgeformt, siehe Abbildung 4.42. Zu Beginn des Arbeitsablaufes wird der Blechzuschnitt in die Streckzieheinrichtung eingelegt und durch Schließen der hydraulischen Spannbacken festgeklemmt. Durch Auseinanderfahren der Spanneinheiten wird das Blech um 2 bis 4 % Dehnung gestreckt. Anschließend wird die rechte Spanneinheit abgesenkt, so dass die Blechbahn durch die Kontur des Unterwerkzeuges bereits eine örtliche Umformung erfährt. Nachdem auch die linke Spanneinheit abgesenkt ist, wird durch Aufsetzen des Werkzeugoberteils der Umformvorgang vollendet. Die Vorteile des kombinierten Streck- und Tiefziehens liegen vor allem in der gegenüber dem reinen Tiefziehen möglichen Werkstoﬀeinsparung von 10 bis 15 %. Diese resultiert aus der geringeren Ausgangsgröße des Blech-

4.3 Streckziehen

373

Oberteil des Tiefziehwerkzeugs

Blech

Spannelemente der Streckzieheinrichtung

Unterteil des Tiehziehwerkzeugs

umgeformtes Werkstück

Abbildung 4.42: Kombiniertes Streck-und Tiefziehen

zuschnitts, der sich nicht wie beim reinen Tiefziehen allseitig unter einem Niederhalter beﬁndet, sondern nur an zwei Seiten eingespannt wird, sowie aus der infolge des Streckziehvorganges hervorgerufenen Vergrößerung der Zuschnittsﬂäche [BATH65]. Bedingt durch die mit dem kombinierten Streckund Tiefziehen erreichbare gleichmäßigere Dehnungsverteilung im Umformteil sind diese Werkstücke stabiler. 4.3.2.4 Streckziehen von Proﬁlen. Neben Flachmaterialien können auch proﬁlierte Bleche durch Streckziehen zu Umformteilen wie gekrümmten Abdeckproﬁlen gefertigt werden [KURS71]. Dazu sind die Formwerkzeuge sowie die Spannelemente der jeweiligen Proﬁlform anzupassen. Die Spannbacken bestehen aus einzelnen der Proﬁlkontur entsprechenden Segmenten, die in einem konischen Klemmfutter derart untergebracht sind, dass sie mit steigender Zugbelastung fester schließen. Die besonderen Vorteile des Proﬁlstreckziehens werden aus dem Verfahrensvergleich mit dem freien Biegen ersichtlich, siehe Abbildung 4.43. Biegevorgänge sind dadurch gekennzeichnet, dass der Werkstoﬀ am Außenradius gedehnt und am Innenradius gestaucht wird, was besonders bei dünnwandigen Proﬁlen zu örtlichen Ausbauchungen führen kann [KURS71, LANE55b, LANE55a]. Beim Proﬁlstreckziehen dagegen wird das Werkstück im geraden Zustand durch Zug so stark gedehnt, dass beim anschließenden Biegen die neutrale Achse außerhalb des Werkstückes liegt. Im Gegensatz zum Biegen ist die radiale Rückfederung des Werkstücks gering, da in ihm keine Restspannungen mit entgegengesetztem Vorzeichen wirken. Man nutzt diesen Eﬀekt auch zum Richten von Proﬁlen.

374

4 Blechumformung

n e u tr a le F a s e r

g e s tre c k te Z o n e

P o fil fr e i g e b o g e n

g e s ta u c h te Z o n e

g e s tre c k te Z o n e

s B le c h d ic k e s

P r o fil s tr e c k g e z o g e n

n e u tr a le F a s e r ( a u ß e r h a lb d e s B le c h e s )

Abbildung 4.43: Neutrale Faser beim Streckziehen und Biegen

4.3.2.5 Warmstreckziehen. Während das Streckziehen im Allgemeinen bei Raumtemperatur durchgeführt wird, können Titanlegierungen bei einer Blechdicke größer als 1 mm, wie sie vorwiegend im Flugzeugzellenbau eingesetzt werden, ohne Erwärmung nicht umgeformt werden [HAUB67]. Die Umformtemperaturen liegen dabei in Abhängigkeit von der umzuformenden Titanlegierung zwischen 480 und 590 ℃. Um eine unerwünschte, den Umformvorgang negativ beeinﬂussende Wärmeübertragung vom Werkstück auf das Werkzeug zu vermeiden, werden beim Warmstreckziehen beheizte Werkzeuge aus wärmebeständigen Werkzeugstählen oder keramischen Werkstoﬀen eingesetzt. 4.3.3 Formänderungen, Werkstückwerkstoﬀe und Kräfte Der Streckziehvorgang ist durch eine primär aufgebrachte Zugbelastung gekennzeichnet, die einen Werkstoﬀﬂuss aus der Blechdicke bewirkt. Um örtliche Einschnürungen zu vermeiden, wird das Blech normalerweise nur so stark gestreckt, dass die mittlere Formänderung über der gesamten Einspannlänge des Blechs den Wert der Gleichmaßdehnung Ag nicht überschreitet. Ursprünglich waren nur Aluminium- und Kupferlegierungen zum Streckziehen geeignet, deren Gleichmaßdehnungswerte in der Größenordnung von Ag = 40 % liegen. Heutzutage umfasst die eingesetzte Werkstoﬀpalette sowohl weiche wie auch höherfeste Werkstoﬀe. Dazu zählen kohlenstoﬀarme Tiefziehstähle ebenso wie hochlegierte ferritische und austenitische Stähle, säurebeständige Stähle und Legierungen aus Magnesium oder Titan [KRAU66, LANG90c].

4.3 Streckziehen

375

Die Werte der Gleichmaßdehnung bei Raumtemperatur liegen in der Größenordnung von 5 bis 8 % für Titanlegierungen, 10 bis 30 % für Aluminiumlegierungen, 20 bis 35 % für Tiefziehstähle, 45 bis 50 % für Messing und 50 bis 60 % für austenitische Stahlbleche [LANG90c]. Mit Hilfe der Gleichung ϕg = n = ln (1 + Ag )

(4.18)

lassen sich auch aus der Fließkurve eines Stahlwerkstoﬀes Hinweise auf seine Streckziehfähigkeit ableiten, da der Verfestigungsexponent, also die Steigung der Fließkurve im doppeltlogarithmischen Koordinatensystem, gleich dem Umformgrad bei Gleichmaßdehnung ist. Eine starke Verfestigung und somit eine hohe Gleichmaßdehnung führt zu einer gleichmäßigen Formänderungsverteilung [SPUR85]. Die daraus resultierenden hohen Zahlenwerte für den Verfestigungsexponenten n weisen auf günstige Streckzieheigenschaften hin [GRUN76, PANK70, WEND71, ZIKA72]. Dieser Zusammenhang gilt uneingeschränkt lediglich für Stahlwerkstoﬀe. Wird der Werkstückwerkstoﬀ über das Maß der Gleichmaßdehnung gestreckt, so kommt es zu örtlichen Einschnürungen und eventuell daraus resultierenden Rissen [ADLE66]. Im Allgemeinen werden drei Versagensarten durch Rissbildung unterschieden, siehe Abbildung 4.44.

E in s c h n ü r e n m it s ic h a n s c h lie ß e n d e m R is s

S p rö d b ru c h

R is s e in d e r N ä h e d e r S p a n n z a n g e n

R e iß e n im

S c h e ite lb e r e ic h

Abbildung 4.44: Versagensmöglichkeiten beim Streckziehen

Bei gut umformbaren Werkstoﬀen treten Risse infolge Überbeanspruchung bevorzugt in der Nähe der Spannbacken und an Blechpartien, die noch nicht am Formwerkzeug anliegen, auf. Die Versagensarten Einschnürung und

376

4 Blechumformung

Sprödbruch liegen eher im mittleren Bereich des Blechformteils, vor allem aber im Scheitel des Formstempels vor. Während spröde Werkstoﬀe, die sich infolge ihrer relativ schlechten Umformbarkeit nicht an die Werkzeugkontur anpassen können, bereits frühzeitig versagen, schnüren sich duktile Werkstoﬀe erst zu einem späteren Zeitpunkt des Umformvorganges im Scheitelbereich ein. Als Ursachen für diese Versagensfälle sind ein unzureichendes Umformvermögen des Werkstückwerkstoﬀes oder zu große, während des Umformvorganges auftretende Reibungskräfte zu nennen [PANK66a]. Für den Fall, dass beim Streckziehen örtliche Einschnürungen zugelassen werden, stellt nicht die Gleichmaßdehnung sondern die Bruchdehnung die für den Versagensfall kritische Kenngröße dar. Die für eine Streckziehoperation an ca. 1 mm dicken Blechen notwendige Stempelkraft FSt errechnet sich nach [LANG90c] zu FSt =

A1 A0 · kf m · ln . ηF A1

(4.19)

Hierbei stellt A1 die durch das Streckziehen vergrößerte Fläche des Blechformteiles zwischen den Einspannstellen dar. A0 steht für die Ausgangsﬂäche des Bleches und kf m für die mittlere Fließspannung. Die Reibungsverluste während des Umformvorganges werden durch den Formänderungswirkungsgrad ηF zusammengefasst. Übliche Werte für den Formänderungswirkungsgrad ηF liegen für über die gesamte Blechﬂäche gleichmäßig verteilte Beanspruchungen bei etwa ηF = 0, 7 und für ungleichmäßig verteilte bei ηF = 0, 5. Weicht die Blechdicke wesentlich von 1 mm ab, so ist zur Berechnung der Stempelkraft der auf Zug beanspruchte Querschnitt aus Einspannbreite und Blechdicke einzubeziehen. Die höchstzulässige Streckziehkraft des Stempels FSt , die gerade noch aufgebracht werden kann, ohne dass die zu verformende Blechtafel reißt, ergibt sich aus einer Gleichgewichtsbetrachtung, siehe Abbildung 4.45, zu: FSt,max = c · 2 · FSp,max · cos (γ) und

(4.20)

FSt,max = 2, 4 · Rm · s · b · cos (γ) .

(4.21)

Dabei werden die beim Umformen auftretenden Reibungskräfte durch einen Korrekturfaktor c = 1, 2 erfasst; die durch das Blechformteil maximal übertragbare Zugkraft FSp , die auf die Spannzangen übertragen wird, ergibt sich aus der Zugfestigkeit Rm der Einspannbreite b sowie der Blechdicke s [LANG90c]. 4.3.4 Werkzeuge Bei der Werkzeugherstellung für die Streckziehverfahren sind die Materialund Fertigungskosten als gering einzustufen. Die formgebenden Stempel, die

4.4 Drücken

F

377

S t

g F

F g

F

S t S p

: S : E : W u

F

S p

te m p e lk r a ft in s p a n n k r a ft in k e l z w is c h e n S te m p e ln d E in s p a n n k r a ft F

F

S t

S p

S p

g F

S p

Abbildung 4.45: Kräfte beim Streckziehen

nach der Kontur des zu fertigenden Blechformteils gearbeitet sind, werden in den meisten Fällen aus verhältnismäßig kostengünstigen, leicht form- oder gießbaren und gut zu bearbeitenden Werkstoﬀen hergestellt. Die Werkzeugwerkstoﬀe, die für das Streckziehen verwendet werden, unterscheiden sich nicht von denen anderer Blechumformverfahren. Aufgrund der im Verhältnis geringen Relativbewegung zwischen Werkstück und Werkzeug kann bei diesem Verfahren auf anspruchsvolle und damit teure Werkzeuge verzichtet werden.

4.4 Drücken Das Fertigungsverfahren Drücken dient zur Herstellung rotationssymmetrischer Hohlkörper. Ausgangsform des Werkstückes ist eine Blechronde oder ein vorgeformter Hohlkörper. Die Wandstärken der Ausgangs- und Endform sind beim konventionellen Drücken nahezu gleich; bei den Verfahrensvarianten Projizierstreckdrücken und Abstreckdrücken wird die Wandstärke der Ausgangsform reduziert. 4.4.1 Verfahrensprinzip Auf die Verfahrensprinzipien der Varianten • konventionelles Drücken, • Projizierstreckdrücken und

378

4 Blechumformung

• Abstreckdrücken wird im Folgenden eingegangen. 4.4.1.1 Konventionelles Drücken. Nach DIN 8584-4 [DIN03i] ist konventionelles Drücken das Zugdruckumformen eines Blechzuschnittes zu einem Hohlkörper oder Verändern des Umfanges eines Hohlkörpers. Hierbei wird eine Blechronde zentrisch zwischen dem Drückfutter, das der Innenform des herzustellenden Werkstückes entspricht, und dem Gegenhalter fest eingespannt, siehe Abbildung 4.46. Nachdem die Hauptspindel in Rotation gesetzt ist, wird die Blechronde mit dem Drückwerkzeug (Drückrolle) in einem Überlauf oder meist stufenweise bis zur Erreichung der Endform umgeformt. Die Umformung erfolgt dabei nur örtlich.

S0 d0 0 1...6 7

S0

: Blechdicke der Ronde : Durchmesser der Ronde : Ausgangsform : Zwischenstufen : Endstufe

1

0

2 3 4

5

6

Drückrolle d0/2

7 Drückfutter dF/2

dm/2

Gegenhalter

Werkstück

Abbildung 4.46: Prinzip des Drückvorgangs mit Zwischenstufen nach DIN 85844 [DIN03i]

Während früher das Werkzeug von Hand geführt wurde, wozu eine große Geschicklichkeit erforderlich war, kommen heute hauptsächlich NCMaschinen zum Einsatz. Ausgehend von vorgefertigten Hohlkörpern können durch Drücken auch ausgebauchte oder eingezogene Hohlgefäße hergestellt werden. Im einzelnen handelt es sich hierbei nach DIN 8584-4 [DIN03i] um: • • • •

Engen und Aufweiten, Erzeugen von Innen- und Außenborden, Einhalsen und Gewindedrücken, siehe Abbildung 4.47.

4.4 Drücken

G e g e n w e rk z e u g

D r ü c k w a lz e

379

D rü c k fo rm G e g e n h a lte r

G e g e n h a lte r

D rü c k s ta b

E n g e n d u rc h D rü c k e n

E rz e u g e n v o n A u ß e n b o rd e n d u rc h D rü c k e n

A u fw e ite n d u r c h D r ü c k e n

E rz e u g e n v o n In n e n b o rd e n d u rc h D rü c k e n

D r ü c k w a lz e

E in h a ls e n d u r c h D r ü c k e n

W e rk s tü c k

G e w in d e d r ü c k e n

Abbildung 4.47: Verfahrensvarianten beim Drücken

Hierbei werden meist teilbare Drückfutter z. B. beim Aufweiten verwendet, siehe Abbildung 4.47. Eine Steigerung der Flexibilität ergibt sich durch das Drücken gegen eine umlaufende Proﬁlrolle, z. B. beim Engen, siehe Abbildung 4.47. 4.4.1.2 Projizierstreckdrücken. Das Projizierstreckdrücken wird zur Herstellung rotationssymmetrischer Hohlkörper mit kegeliger, konkaver oder konvexer Wandung angewendet. Bei der Umformung wird die Wandstärke der Ausgangsform so reduziert, dass jedes Volumenelement des Werkstoffes parallel zur Rotationsachse verschoben wird. Die Außendurchmesser von Ausgangs- und Endform sind somit gleich [LUDW69]. Die Drückrolle fährt im entsprechenden Abstand parallel zur Kontur des Drückfutters, siehe Abbildung 4.48. Die Endform wird meist in einem Überlauf erzeugt, die Wandstärke s1 berechnet sich aus der Wandstärke der Ausgangsform s0 und dem halben Öﬀnungswinkel α: s1 = s0 · sin (α) .

(4.22)

Es lassen sich kegelige Werkstücke mit Öﬀnungswinkeln zwischen 12◦ < α < 85◦ herstellen [BRAC80, LUDW69]. Beim Projizierstreckdrücken von Werkstückformen mit konvexen oder konkaven Mantellinien ändert sich, bedingt durch die Änderung des Tangentialwinkels, auch die Wandstärke der Endform, siehe Abbildung 4.49. Der Wandstärkenverlauf kann auch hier mit variablem α nach Gleichung 4.22 ermittelt werden.

380

4 Blechumformung

S

D r ü c k r o lle a

D rü c k fu tte r

0

G e g e n h a lte r

s

A u s g a n g s fo rm

E n d fo r m , fe r tig e s W e r k s tü c k

( B le c h r o n d e )

Abbildung 4.48: Projizierstreckdrücken eines kegeligen Hohlkörpers [LUDW69]

D r ü c k r o lle G e g e n h a lte r D rü c k fu tte r

s

a a 2

o

1

R o n d e

Abbildung 4.49: Projizierstreckdrücken eines Werkstückes mit konvexer Mantellinie

4.4 Drücken

381

Nach DIN 8583-2 [DIN03d] werden das Projizierstreckdrücken und das im Folgenden beschriebene Abstreckdrücken den Fertigungsverfahren Druckumformen (Untergruppe Walzen) zugeordnet und als Drückwalzen bezeichnet. 4.4.1.3 Abstreckdrücken (Streckdrücken). Das Abstreckdrücken wird zur Herstellung zylindrischer Hohlkörper eingesetzt. In einem oder mehreren Überläufen der Drückrolle parallel zur Rotationsachse des Drückfutters wird die Wandstärke des Werkstückes, meist unter Beibehaltung des Innendurchmessers, reduziert. Als Ausgangsform kann aber auch eine Ronde gewählt werden. Aufgrund der Volumenkonstanz steht die Werkstückhöhe im direkten Verhältnis zur Wandstärkenreduzierung [BRAC80]. Hinsichtlich der Kinematik des Drückprozesses unterscheidet man zwischen dem Gleich- und dem Gegenlaufverfahren. Während beim Gleichlaufverfahren Vorschub und Werkstoﬀbewegung gleichgerichtet sind, ﬁndet der Werkstoﬀﬂuss beim Gegenlaufverfahren entgegen der Werkzeugbewegung statt, siehe Abbildung 4.50.

Drückfutter

Gegenhalter

Gleichlaufverfahren

Drückrolle Anschlag

Drückfutter Gegenlaufverfahren

Drückrolle

Abbildung 4.50: Abstreckdrücken im Gleich- und Gegenlaufverfahren

Das Anwendungsgebiet des Abstreckdrückens kann auch auf die Fertigung kegeliger, konvexer und konkaver Formteile erweitert werden. Durch eine Steuerung der Rollenbewegung können im Gegensatz zum Projizierstreckdrücken Werkstücke mit bestimmten Wandstärken hergestellt werden [LUDW69, SCHW87].

382

4 Blechumformung

4.4.2 Zulässige Formänderungen Während des Drückprozesses entstehen im Werkstück axiale und radiale Zugspannungen sowie Zug- und Druckspannungen in tangentialer Richtung. Mit zunehmendem Umformgrad steigen die Spannungen infolge der Kaltverfestigung an. Beim Überschreiten des Umformvermögens des Werkstoﬀes oder bei beginnender Prozessinstabilität kann es zu folgenden Fertigungsfehlern kommen, siehe Abbildung 4.51 [GÖBE04, KLEI02]:

F a lte n b ild u n g d u r c h ta n g e n tia le D r u c k - u n d B ie g e s p a n n u n g e n

ta n g e n tia le R is s e d u r c h r a d ia le o d e r a x ia le Z u g s p a n n u n g e n

r a d ia le R is s e d u r c h ta n g e n tia le D r u c k - u n d B ie g e s p a n n u n g

r a d ia le R is s e d u r c h ta n g e n tia le Z u g s p a n n u n g

Abbildung 4.51: Fertigungsfehler beim Drücken eines Napfes [KÜHN82]

• Faltenbildung – Während der Umformung wird die Blechronde nicht über den gesamten Umfang, sondern nur im Bereich der Drückrolle gestützt. Durch tangentiale Druckspannungen können Falten entstehen, die beim weiteren Drücken ohne Rondengegenhalter nicht mehr geglättet werden können. • Radiale Risse – Nach der Bildung von kleineren Falten kann die Fortsetzung des Drückvorganges zu radialen Rissen führen, die durch tangentiale Druckund Biegespannungen oder durch tangentiale Zugspannungen entstehen. • Tangentiale Risse – Treten als Folge zu hoher radialer oder axialer Zugspannungen auf. Um derartige Fertigungsfehler zu vermeiden, ist es notwendig, die beim Drücken bestehenden Verfahrensgrenzen zu kennen [KÜHN82]. Analog zum Tiefziehen wird beim Drücken das Drückverhältnis β=

d0 d1

(4.23)

4.4 Drücken

383

1 ,7

W e rk s to ff S t1 3 d W /d 1 = 1 ,5

1 ,5

d

D r ü c k v e r h ä ltn is

ß

m a x

1 ,6

1 ,4 r

F

W

d

1 ,3 1 ,2

s 0

1 ,1 d

1 ,0 0 ,0 0 5

0 ,0 1 0

0 ,0 1 5

W

d

0 ,0 2 5

0 ,0 2 0

b e z o g e n e B le c h d ic k e S 0/d

1

0

1

Abbildung 4.52: Maximal zulässiges Drückverhältnis [DRÖG54]

als ein Maß für die Formänderung deﬁniert. Um die oben beschriebenen Fertigungsfehler zu vermeiden, darf das maximal zulässige Drückverhältnis βmax nicht überschritten werden. Den Einﬂuss verschiedener geometrischer Größen auf βmax zeigt Abbildung 4.52. Bei steigender Blechdicke nimmt die Neigung zur Faltenbildung ab, so dass größere Drückverhältnisse möglich sind. Durch eine Vergrößerung des Rollenradius können tangentiale Risse infolge hoher axialer Spannung vermieden werden. Beim Projizier- und Abstreckdrücken liegt die größte Formänderung in radialer Richtung vor [KÜHN82]. Aus der Wanddickenreduktion ergibt sich die logarithmische Formänderung ϕr = ln

s1 , s0

(4.24)

die sich beim Projizierstreckdrücken mit der Beziehung s1 = s0 sin α

(4.25)

ϕr = ln (sin (α))

(4.26)

zu

vereinfacht, siehe Abbildung 4.48. Die maximal zulässige Wanddickenreduktion ist in erster Linie vom Werkstoﬀ, vom Vorschub und der Rollenform abhängig. Während des Abstreckdrückens ist, besonders bei großer Wanddickenreduktion, eine Wulstbildung,

384

4 Blechumformung

1

4

2

3

5

6

Abbildung 4.53: Wulstausbildung und Aufweitung in verschiedenen Stadien des Abstreckvorgangs [THAM61]

verbunden mit einer Aufweitung des Werkstückes, zu beobachten, siehe Abbildung 4.53. Die Glättung des Wulstes führt zu einer zusätzlichen Beanspruchung des Werkstoﬀes. Wenn das Formänderungsvermögen erschöpft ist, kann es zu einer schuppenartigen Materialablösung von der Werkstückoberﬂäche oder zur Ausbildung von Rissen kommen [THAM61]. 4.4.3 Kräfte Die bei den unterschiedlichen Drückverfahren erforderlichen Umformkräfte sind neben den mechanischen Eigenschaften des Werkstoﬀes von geometrischen, kinematischen und verfahrensspeziﬁschen Größen abhängig. Die Umformkraft lässt sich entsprechend Abbildung 4.54 in die drei Komponenten • Radialkraft Fr , • Axialkraft Fa und • Tangentialkraft Ft zerlegen. Bei gleichem Werkstoﬀ bewirken sowohl eine Erhöhung von Vorschub pro Umdrehung als auch größere Ausgangsblechdicken einen Anstieg der Umformkräfte. Weiterhin werden Radial- und Axialkraft beim Drücken ohne Reduzierung der Blechdicke vom Drückverhältnis β und von dem Krümmungsradius ρw der Drückrolle beeinﬂusst, siehe Abbildung 4.55, die tangentiale Komponente kann im Allgemeinen vernachlässigt werden [DRÖG54].

4.4 Drücken

F F

F a

F

F r

a

r

= A x ia lk r a ft = R a d ia lk r a ft

r

F

F t

385

t

= T a n g e n tia lk r a ft

Abbildung 4.54: Kraftkomponenten beim Drücken

r

w w

f / d

1

1

1

1

= 1 = 0 = 0 = 0

,2 ,1 ,2 ,1 7 * 1 0

-2

W e rk s to ff S t 1 3 D u rc h m e s s e r n a c h d e r B e a r b e itu n g d 1

D u r c h m e s s e r d e r D r ü c k r o lle d R o lle n k r ü m m u n g r V o rs c h u b f w

w

0 ,5

/ M P a

= 0 ,0 2

1

= 0 ,0 2

0 ,4

1 2

0 ,4

s 0 /d

/ d

/ d / d / d

1

r

w

r

s 0/d

s 0 /d 1 = 0 ,0 1 5

0 ,2 0 ,1

1 ,0

1 ,1

1 ,2

1 ,3

1 ,4

D r ü c k v e r h ä ltn is ß = d

1 ,6

1 ,5 0

/ d

0 ,2 s 0 /d 1 = 0 ,0 1

0 ,1

s 0 /d 1 = 0 ,0 1

A x ia lk r a ft

0

s 0 /d 1 = 0 ,0 1 5

0 ,3

0 ,3

b e z . R a d ia lk r a ft F

d

b e z . A x ia lk r a ft F a / d

1 2

/ M P a

0 ,5

1

0

R a d ia lk r a ft

1 ,0

1 ,1

1 ,2

1 ,3

1 ,4

D r ü c k v e r h ä ltn is ß = d

1 ,5 1 ,6 0

/ d 1

Abbildung 4.55: Axial- und Radialkraft beim Drücken [DRÖG54]

Beim Projizierstreckdrücken kommt es mit abnehmendem Neigungswinkel α zu einer stärkeren Reduzierung der Blechdicke. Aufgrund der höheren Formänderung steigen die Kraftkomponenten Fr und Fa an, siehe Abbildung 4.56. Der Krümmungsradius ρw der Drückrolle beeinﬂusst vor allem die Radialkraft [LUDW69]. Beim Abstreckdrücken ergeben sich ebenfalls mit größerer Formänderung höhere Kräfte. Die Form und die Abmessungen der Drückrolle beeinﬂussen das Verhältnis und die Größe von Axial- und Radialkraft. Meist ist die Umformung in radialer Richtung und damit die Radialkraft größer [LUDW69].

386

4 Blechumformung

W e rk s to ff A l 9 9 F 7 B le c h d ic k e s 0 = 1 ,5 m m V o rs c h u b f = 0 ,4 m m D u r c h m e s s e r d e r D r ü c k r o lle d

R o lle n k r ü m m u n g rw = 8 m m rw = 4 m m

= 1 6 0 m m w

2 5 0 / N

2 5 0 0 t

F

1 5 0 0 1 0 0 0 F

T a n g e n tia lk r a ft F

A x ia lk r a ft F a R a d ia lk r a ft F r / N

2 0 0 0 r

a x

5 0 0 0 0

1 5

3 0

4 5

6 0

N e ig u n g s w in k e l d e s D r ü c k fu tte r s / °

2 0 0 1 5 0 1 0 0 5 0 0 0

3 0 6 0 4 5 1 5 N e ig u n g s w in k e l d e s D r ü c k fu tte r s / °

Abbildung 4.56: Kräfte beim Projizierstreckdrücken

4.4.4 Fertigungsbeispiele Der Einsatzbereich der Drückverfahren ist äußerst groß. Er umfaßt die Herstellung von: • • • • • • • • • •

Fässern und Trommeln, Kochtöpfen und Pfannen, Radkappen und Schalldämpfern für Kraftfahrzeuge, Lampen- und Radarreﬂektoren, Keilriemenscheiben, Behälterböden, PKW-, LKW- und Traktorfelgen, Brems- und Hydraulikzylindern, Präzisionsrohren, Strahltriebwerks-, Raketen- und Geschossteilen usw.

Abbildung 4.57 zeigt einige Drückteile aus rost- und säurebeständigen Stählen, Titan, Aluminium, Kupfer und Messing; Abbildung 4.58 stellt eine Teilefamilie von Reﬂektoren aus Aluminium dar. Bei der Fertigung von Fahrzeugrädern, besonders LKW-Felgen, weist das Drücken wirtschaftliche Vorteile auf, da von preiswertem Flachmaterial ausgegangen werden kann, siehe Abbildung 4.59. Bei der konventionellen Fertigung aus proﬁlgewalztem Material wird dagegen für jede Felgenart und -größe ein eigenes proﬁliertes Halbzeug benötigt. Die Arbeitsfolge bei der Herstellung von Schrägschulterfelgenringen ist in Abbildung 4.60 schematisch dargestellt. Bei der Fertigung der dazuge-

4.4 Drücken

387

Abbildung 4.57: Drückteile aus verschiedenen Werkstoﬀen (Quelle: Thate gedrückte Präzision GmbH)

Abbildung 4.58: Aluminiumreﬂektoren für verschiedene Einsatzbereiche (Quelle: Leifeld Metal Spinning GmbH)

388

4 Blechumformung

Abbildung 4.59: Ein- und zweiteilige Aluminiumfelgen (Quelle: Leifeld Metal Spinning GmbH)

hörenden Radschüsseln wird von einer Blechronde ausgegangen. Durch eine Kombination von Drücken, Projizier- und Abstreckdrücken kann dabei der Wanddickenverlauf beliebig variiert werden. Felgenring und Radschüssel werden separat gefertigt und anschließend verschweißt.

A u s g a n g s fo rm : z y lin d r is c h e r R in g

E in b e z ie h e n d e r S p r e n g r in g n u t K a lib r ie r e n A b d re h e n d e s R a d e s A b s tr e c k e n d e s F e lg e n b o d e n s F o r m e n d e r S c h u lte r fü r d e n R e ife n fu ß A b d r e h e n d e r S tir n s e ite A u fw e ite n d e s F e lg e n h o r n e s F e r tig p r o fil

Abbildung 4.60: Arbeitsfolge bei der Herstellung von Schrägschulterfelgenringen (Quelle: Leifeld Metal Spinning GmbH)

4.4 Drücken

389

Die Forderung nach Gewichtsreduktion von PKW-Rädern macht die Fertigung durch Drücken interessant. Abbildung 4.61 zeigt die Arbeitsfolge eines einteiligen Aluminiumspaltrades. Dieses Rad ist etwa 50 % leichter als ein Stahlblechrad gleicher Größe und gleicher Tragfähigkeit.

Abbildung 4.61: Einteiliges Aluminium-Spaltrad (Quelle: Leifeld Metal Spinning GmbH)

Zur Herstellung von Präzisionsrohren wird vorwiegend das Abstreckdrücken eingesetzt; das Abstrecken erfolgt hierbei meist in mehreren Überläufen. Durch eine geeignete Steuerung der Drückrollen können Bundabsätze und konische Übergänge erzeugt werden. Abbildung 4.62 zeigt ein Präzisionsrohr aus dem Werkstoﬀ 14 CrMoV 5 9, das in zwei Überläufen hergestellt wurde. Die Wanddickentoleranz beträgt 0,01 mm, die Rundlaufgenauigkeit 0,05 mm. Bei großen Rohrlängen wird im Gegenlaufverfahren gearbeitet. Auf diese Weise sind durch Abstreckdrücken z. B. Rohre aus X 5 CrNi 18 9 mit einer Länge von 6 m und einer Wanddicke von 0,5 mm herstellbar. 4.4.5 Werkzeuge Neben dem Drückfutter, dessen Form durch das herzustellende Werkstück festgelegt ist, werden beim Drücken fast ausschließlich Drückrollen eingesetzt. Drückstäbe ﬁnden heute in der industriellen Fertigung nur noch selten Anwendung. Die Drückrollen sind in einer Gabel gelagert. Die während der Umformung auftretenden Axial- und Radialkräfte werden von den Lagern aufgenommen. Je nach Bearbeitungsvorgang unterscheidet man zwischen

390

4 Blechumformung

Abbildung 4.62: Präzisionsrohr aus 14 CrMo V 5 9 (Quelle: Leifeld Metal Spinning GmbH)

• • • • •

Aufdrückrollen, Glättrollen, Kalibrierrollen, Einziehrollen, Projizierstreckdrückrollen usw. [LUDW69].

Die Rollen werden aus legiertem, verschleißfestem Werkzeugstahl hergestellt und gehärtet. Für die Verarbeitung weicher Metalle werden auch Kunststoﬀ-, bei nichtrostendem Stahl Bronzerollen eingesetzt [LUDW69]. Form und Größe der Rollen (Rollenkrümmung ρW , -durchmesser dW ) sind den Abmessungen und der Gestalt des Werkstückes angepasst. Beim Abstreckdrücken liegen i. Allg. höhere Umformkräfte als beim konventionellen Drücken vor. Man unterscheidet folgende Drückrollenformen, siehe Abbildung 4.63, [GORB78, LUDW69]: • Radiusrolle, • Absatzrolle und • Kegelrolle (Doppelkegelrolle). Im Vergleich zu Radius- und Kegelrollen können mit Absatzrollen größere Wanddickenreduktionen pro Überlauf realisiert werden, da mit dem Einlaufkegel eine Behinderung durch Wulstbildung weitgehend vermieden wird [LUDW69]. Als Werkstoﬀ für die Rollen wird Werkzeugstahl mit einer Härte von 62 bis 65 HRC eingesetzt [GORB78]. Den hohen Belastungen wird häuﬁg durch den Einsatz von drei um 120◦ versetzten Drückrollen Rechnung getragen.

4.4 Drücken

Radiusrolle

391

Absatzrolle

Kegelrollen

Abbildung 4.63: Drückrollenformen für das Abstreckdrücken

Dadurch wird eine gleichmäßige Kraftverteilung auf das Werkstück realisiert und eine Auslenkung des Streckfutters vermieden [NN80]. Heute werden bei den verschiedenen Drückverfahren zunehmend Maschinen mit NC-gesteuerten Drückrollen eingesetzt, die neben einer höheren Reproduzierbarkeit eine größere Flexibilität und kürzere Umrüstzeiten gewährleisten [BRAC80]. Weiterhin kann das Drückfutter durch eine ebenfalls NCgesteuerte Gegenrolle ersetzt werden, siehe Abbildung 4.64 . 4.4.6 Werkstoﬀe Durch Drücken lassen sich nahezu alle bildsamen Blechwerkstoﬀe verarbeiten [LUDW69]. Gebräuchliche Werkstoﬀe sind [NN82a]: • unlegierte und niedriglegierte Kohlenstoﬀstähle, • rost- und säurebeständige Stähle, • Leichtmetalle (Aluminium, Aluminiumlegierungen mit Mangan, Magnesium und Silizium sowie Titan), • NE-Schwermetalle (Blei, Kupfer, Messing, Nickel, Zinn und Zink) und • Edelmetalle. Ein großes Formänderungsvermögen und eine geringe Neigung zur Kaltverfestigung wirken sich besonders günstig auf den Drückprozess aus. Werkstoﬀe mit niedrigem Formänderungsvermögen, wie z. B. einige Al-Mg-Legierungen, Wolfram und Titan sowie Stahlbleche über 50 mm bzw. Edelstahlbleche über 20 mm Dicke [NN82a] müssen warm umgeformt werden. Der

392

4 Blechumformung L a u fs c h ie n e n

X U B Z A W

L a u fs c h ie n e n

C D r ü c k r o lle

W e rk s tü c k

G e g e n r o lle

Abbildung 4.64: NC-gesteuerte Drück- und Gegenrolle

Werkstoﬀ wird hierbei während des Drückens örtlich mit einem Gasbrenner erwärmt [LUDW69]. In einigen Fällen ist auch eine stufenweise Umformung mit Zwischenglühen notwendig, um die entstandene Kaltverfestigung abzubauen. Neue Perspektiven ergeben sich hierbei durch die selektive Erwärmung der Umformzone mittels eines Laserstrahls [KLOC04f]. Die anlagen- und prozesstechnologischen Entwicklungen zum laserunterstützten Drücken sowie Anwendungsbeispiele für das laserunterstützte Umformverfahren werden in Band 5 dieser Buchreihe beschrieben. 4.4.7 Fertigungsqualitäten 4.4.7.1 Maß- und Formgenauigkeit. Die nach dem Drückvorgang auftretenden Rückfederungen beeinﬂussen die Maß- und Formgenauigkeit der Werkstücke. Dieser Fehler kann durch eine Korrektur der Drückrollenbewegung verringert werden. Tabelle 4.2 zeigt die erzielbaren Maßgenauigkeiten. Beim Drücken mit einer automatischen Nachformsteuerung (Kopierdrücken, NC-Drücken) können im Vergleich zur manuellen Drückrollensteuerung wesentlich engere Toleranzen eingehalten werden. Im Vergleich zum Drücken ohne Wandstärkenreduzierung ermöglicht das Projizierdrücken eine bessere Formgenauigkeit, da hier kaum eine Rückfederung auftritt [NN82a]. Die Wanddickenabweichungen sind in erster Linie von der Genauigkeit der Ausgangsform (Ronde, Vorform) abhängig und liegen je nach Werkstückform und -größe zwischen 0,01 mm und 0,2 mm [LUDW69]. Beim Abstreckdrücken

4.4 Drücken

393

Tabelle 4.2: Erzielbare Arbeitsgenauigkeit beim Drücken ohne Nachformeinrichtung

mit Nachformeinrichtung

Werkstückdurchmesser Toleranz mm mm

Werkstückdurchmesser Toleranz mm mm

< 600 600 - 1.200 1.200 - 3.000

≤ 500

±0, 2

> 500

±0, 4

0,8 - 1,6 1,6 - 3,2 3,2 - 6,4

können Durchmessertoleranzen im Bereich von 0,02 mm (bei 100 mm Durchmesser) und Wanddickenabweichungen bis zu 0,01 mm erreicht werden. 4.4.7.2 Oberﬂächengüte. Die Oberﬂächenqualität beim Drücken und Projizierstreckdrücken kann durch die Wahl eines kleineren Vorschubes oder Einsatz einer Drückrolle mit größerem Krümmungsradius verbessert werden [GROC04]. Je mehr die Form der Werkzeugmantellinie von der Geraden abweicht (konkav oder konvex), desto schlechter wird die Oberﬂäche [LUDW69]. Beim Abstreckdrücken wird durch die Form der Drückrolle ein Glattwalzen der Werkstückoberﬂäche erreicht [LUDW69]. Die Qualität der Innenﬂäche eines Drückteiles ist von der Oberﬂäche des Drückfutters abhängig, das aus diesem Grund häuﬁg poliert wird. Die erzielbaren Mittenrauwerte liegen zwischen Ra = 0, 02 µm und Ra = 0, 2 µm [LUDW69]. 4.4.8 Vor- und Nachteile des Drückens, Einsatzkriterien Bei der Herstellung rotationssymmetrischer Hohlkörper konkurriert das Drücken mit den Fertigungsverfahren Tiefziehen, Drehen und Rundbiegen mit anschließendem Verschweißen. Das Tiefziehen erfordert einen entscheidend größeren Kraftbedarf, da die Umformung in einem Umfangssegment erfolgt und nicht, wie beim Drücken, in einem örtlich eng begrenzten Bereich stattﬁndet. Daher ﬁndet das Tiefziehen in der Baugröße der Werkstücke seine Grenze [NN81b]. Den höheren Werkzeugkosten beim Tiefziehen, wo Stempel und Matrize benötigt und bei komplizierten Formen ein Werkzeug oft nicht ausreicht, stehen die längeren Hauptzeiten und die hiermit verbundenen höheren Lohnkosten beim Drücken gegenüber. Abbildung 4.65 zeigt einen aus einer Aluminiumronde gedrückten Treibstoﬀtankboden mit einem Außendurchmesser von drei Metern für eine zivile Trägerrakete. Im Jahr 2004 wurde erstmals eine Drückmaschine gebaut, mit der Treibstoﬀtankböden mit einem Außendurchmesser von sechs Metern für die „Ariane 5“-Rakete hergestellt werden. Aufgrund der Bauteilgröße, der resultierenden Bearbeitungskräfte und -kosten sowie der geforderten Präzision ist das Drückverfahren die einzige Verfahrensalternative aus dem Bereich der Umformtechnik.

394

4 Blechumformung

Abbildung 4.65: Gedrückter Treibstoﬀtankboden für eine zivile Trägerrakete (Quelle: Leifeld Metall Spinning GmbH)

Aufgrund der geringeren Werkzeugkosten können die Drückverfahren auch in der Kleinserienfertigung eingesetzt werden. Das Drücken von zylindrischen Hohlkörpern ist, je nach Werkstoﬀ und Werkstückform, schon bei Serien von 700 bis 1.500 Teilen wirtschaftlich [HAYA81]. Das Herstellen von Hohlkörpern durch Drehen kann zu hohem Materialabfall führen. Daher stellt das Drücken von Fall zu Fall eine kostengünstige Alternative dar. Neben der Materialeinsparung ergibt sich als Vorteil, dass die Wandungen der Hohlkörper kaltverfestigt werden und damit eine höhere Festigkeit aufweisen. Im Gegensatz zum Drücken kann die Fertigung von Hohlkörpern durch Rundbiegen und Verschweißen sehr zeitintensiv sein und mehrere Arbeitsgänge erfordern. Dabei sind keine Varianten wie Wanddickenänderungen und Geometrieformänderungen (Kegel, Kugeln, Näpfe usw.) möglich [NN81b].

4.5 Biegen Nach [DIN03k] ist das Biegen bzw. Biegeumformen ein Umformen von festen Körpern, wobei der plastische Zustand im Wesentlichen durch eine Biegebeanspruchung herbeigeführt wird. Als Werkstoﬀe eignen sich außer denen in diesem Kapitel beschriebenen metallischen auch alle anderen „bildsamen“ Werkstoﬀe. Einsatzgebiete des Biegeumformens sind zum einen die Einzelfertigung im Kessel-, Behälter- und Schiﬀsbau und zum anderen die Massenproduktion

4.5 Biegen

395

kleinerer Werkstücke im Fahrzeugbau sowie die Herstellung verschiedenartiger Proﬁle und Wellbleche. Bei der Blechbearbeitung steht das Biegen als Umformverfahren neben dem Tiefziehverfahren an forderster Front. Außer Bleche werden vor allem Bänder, Rohre, Drähte und Stäbe mit verschiedensten Biegeverfahren umgeformt. Dabei kommen die typischen Umformmaschinen, wie Pressen, Abkant-, Proﬁlwalz- und Walzenrundmaschinen zum Einsatz. Den Gesamtüberblick über die unterschiedlichen Verfahrensvarianten des Biegeumformens zeigt Abbildung 4.66.

B ie g e u m fo r m e n m it g r a d lin ig e r W e r k z e u g b e w e g u n g fr e ie s B ie g e n B ie g e r ic h te n

G e s e n k b ie g e n G e s e n k ru n d e n

fr e ie s R u n d e n

G e s e n k s ic k e n

q u e r k r a ftfr e ie s B .

G e s e n k b ö r d e ln

G le itz ie h e n

R o llb ie g e n

K n ic k b ie g e n

W in d e n

W a lz r u n d e n W a lz r ic h te n W e llb ie g e n W a lz p r o filie r e n

W ic k e ln U m la u fb ie g e n

R u n d b ie g e n

W a lz z ie h b ie g e n S c h w e n k b ie g e n

W a lz b ie g e n

B ie g e u m fo r m e n m it d r e h e n d e r W e r k z e u g b e w e g u n g

Abbildung 4.66: Untergliederung der Biegeverfahren [DIN03k]

4.5.1 Grundlagen des Biegens 4.5.1.1 Verfahrensprinzip. Die mechanischen Grundlagen des Biegeumformens werden im Weiteren anhand des querkraftfreien Biegens erläutert. Obwohl dieses Biegeverfahren praxisfern ist, lassen sich daraus Hinweise auf die elastische Rückfederung nach dem Biegen, die Art der Formänderung (Biegeradius) und die Biegekräfte gewinnen. Beim querkraftfreien Biegen wird angenommen, dass längs des Biegebogens nur ein konstantes Biegemoment wirkt. Die klassische Theorie des Biegens geht von der Vorstellung einer neutralen Faser oder ungelängten Schicht aus, die in der Mitte des Blechquerschnittes liegen soll und in der keine Längsspannungen wirken. Diese Hypothese gilt jedoch nur für ri /s ≥ 50, während für die meisten Biegeprozesse Verhältnisse im Bereich ri /s < 50 vorliegen (ri = innerer Biegehalbmesser, s =

396

4 Blechumformung

Blechdicke). In diesem Fall beﬁndet sich die ungelängte Faser nicht mehr in der Querschnittsmitte, sondern verlagert sich mit zunehmendem Biegewinkel nach innen, siehe Abbildung 4.67. In der Außenfaser (äußerer Radius) tritt infolge Streckung eine Abﬂachung ein, so dass in der Mitte der Krümmung der äußere Krümmungsradius größer ist als in den seitlichen Krümmungsbereichen. Die Innenfaser erfährt in der Regel eine Stauchung. s

s /2

: B le c h d ic k e : In n e n r a d iu s r a : A u ß e n r a d iu s r

i

u n g e lä n g te F a s e r

r

r

a 1

r

i

a 2

W e rk s tü c k

m ittle r e F a s e r ( " n e u tr a le F a s e r " )

B e r e ic h d e r Q u e r s c h n itts m in d e r u n g d u rc h S tre c k u n g

Abbildung 4.67: Biegezone bei Werkstücken mit einem Biegewinkel von 90°

4.5.1.2 Rückfederung. Die in der Biegezone des Werkstücks auftretenden Stauchungen und Streckungen müssen durch Werkstoﬀverschiebung ausgeglichen werden. Hierdurch entstehen Spannungen, die z. T. nach dem Biegevorgang frei werden und dabei eine Rückfederung der gebogenen Schenkel bewirken. Dabei zeigt sich, dass ein nur schwach gebogenes Blech, dessen Biegeradius r sehr viel größer als seine Dicke s ist, ein stärkeres Bestreben hat, in seine ursprüngliche Lage zurückzufedern als ein scharfkantig gebogenes Werkstück. Das heißt, die Rückfederung ist abhängig vom Verhältnis des Biegehalbmessers zur Blechdicke. Der Biegehalbmesser ist deﬁniert als der „halbe Biegedurchmesser“, also der Biegeradius. Dieses Rückfederungsverhalten ist bei allen Biegeverfahren zu beachten, sowohl für das Biegen unter der Presse als auch unter der Abkantmaschine, Proﬁlwalzmaschine oder Walzrundmaschine. Während im letzteren Fall das Rückfedern durch den Anstellwinkel der Walzen beeinﬂusst werden kann, genügt beim Freibiegen ein tieferes Senken des Stempels und beim Abkanten ein größerer Schwenkwinkel der Biegewange. Soll jedoch ein genaues, formschlüssiges Biegen erfolgen, ist zur konstruktiven Gestaltung der Werkstücke eine vorherige Ermittlung der Rückfederung notwendig. Das Verhältnis k aus

4.5 Biegen

397

gewünschtem Biegewinkel α2 zum erforderlichen Winkel am Biegewerkzeug α1 , der die Rückfederung ausgleicht k=

α2 α1

(4.27)

hängt von den Werkstoﬀeigenschaften und dem oben erwähnten Verhältnis r/s ab, siehe Abbildung 4.68. Die Verläufe der k-Werte als Funktion vom Biegeradius/Blechdickenverhältnis (k = f (r/s)) für verschiedene Werkstoﬀe enthält Abbildung 4.69. s a

- W - W (n - B - In - In 1

a 2

s r

a

r 1

a

i2

r

r

i1 i2

in k e l a in k e l a a c h H e le c h d ic n e n ra d n e n ra d

W e rk z e W e rk s tü ra u s n a h m k e iu s a m W e iu s a m W e m

m

u g c k e a u s d e m

G e s e n k )

rk z e u g rk z e u g

i1

2

R ü c k fe d e ru n g s fa k to r

k = a

a 2 1

r =

i1 + 0 ,5 s r i2 + 0 , 5 s

Abbildung 4.68: Deﬁniton des Rückfederungsfaktors

Ein Vergleich unterschiedlicher Werkstoﬀe in Abbildung 4.69 zeigt, dass der k-Wert bei gleichem Elastizitätsmodul mit der Werkstoﬀfestigkeit zunimmt. Diesen Zusammenhang bringt auch die Gleichung ri1 =

ri2 1+

ri2 ·Rm s·E

,

(4.28)

die den geforderten Radius ri2 des Werkstücks, die Blechdicke s und das Verhältnis aus Zugfestigkeit Rm und Elastizitätsmodul E mit dem einzustellenden Radius ri1 verknüpft. Danach würde nach Gleichung 4.28 bei einem starrplastischer Werkstoﬀ mit unendlich hohem E-Modul gar keine Rückfederung auftreten. Umgekehrt tritt bei einem hochfesten Werkstoﬀ mit endlichem E-Modul eine große Rückfederung auf. In jüngster Zeit wird der Biegeprozess zunehmend auch durch numerische Berechnungen mit Hilfe der FEM simuliert. Hiermit sind auch Voraussagen zur Rückfederung und zu den Eigenspannungen zu treﬀen [KAHL82,FINC88]

398

4 Blechumformung

R ü c k fe d e ru n g s fa k to r k

1 ,0 C u Z n 3 3 F 2 9

0 ,9

A l 9 9 w

U S t 1 4 0 4 U S t 1 4 0 5 S t 3 7 K

A lC u M g 1

U S t 1 2 0 3 C 1 5

C U S n 8 H V 1 7 0

A lM g S i 1 w e ic h

A lC u M g 1 F 3 8

0 ,8 N iC r 2 0 C r 1 8 T i

A lM g S i F 2 8

0 ,7

A lZ n M g C u 0 ,5 F 4 6

S ta h l N ic k e l- B a s is K u p fe r le g ie r u n g e n

0 ,6 0 ,5 1

2 ,5

X 1 2 C rN i 1 8 8

1 6 6 ,3 V e r h ä l t n i s r i2 / s

4 0

A lu m in iu m le g ie r u n g e n ( L e ic h tm e ta lle )

1 0 0 1

2 ,5

1 6 6 ,3 V e r h ä ltn is r

i2

/ s

4 0

1 0 0

Abbildung 4.69: Rückfederungsdiagramm für verschiedene Werkstoﬀe [OEHL63]

4.5.1.3 Kleinstmögliche Biegeradien. Auf Grund der beim Biegeumformen zu den Blechrändern hin wachsenden Streckungen und Stauchungen tritt in diesen Bereichen eine Verfestigung auf. Die mit der Festigkeitserhöhung verbundene, zunehmende Randdehnung an der Außenseite bringt allerdings aufgrund der Zugspannungen die Gefahr mit sich, dass Risse auftreten. Ein kleinstmöglicher Biegehalbmesser ri,min ist deshalb nicht zu unterschreiten. Er wird festgelegt durch den Grad der Umformung in den Randfasern. Die Umformung muss dabei einerseits groß genug sein, um die gewünschte Biegung hervorzurufen, darf andererseits aber dann keine Anrisse im Bereich des Biegebogens verursachen. Berechnet werden kann der minimale Radius ri,min über die maximal zulässige Dehnung in der Außenfaser εaB , wobei die Fließeigenschaften des Werkstoﬀes wichtige Einﬂussfaktoren sind. Es gilt der folgende Zusammenhang zwischen ri,min und der Randdehnung εaB [OEHL63, LANG90c]: 1 1 −1 =c·s . (4.29) ri,min = · s · εaB 2

Hierbei stellt c den Mindestrundungsfaktor dar, der für verschiedene Werkstoﬀe in Tabelle 4.3 aufgelistet ist. Einﬂuss auf die Größe εaB hat die Richtung der Biegeachse im Vergleich zur Walzrichtung des Bleches. Liegen beide parallel, so ist bereits bei kleineren Randdehnungen mit Bruch zu rechnen, weil das Material aufgrund der eingebrachten Vorzugsrichtung der Körner nur schwer eine Belastung quer dazu ertragen kann . Nach [DIN75] liegen die Werte für ri,min um etwa 0,5 s höher als beim Biegen senkrecht zur Walzrichtung. Ist auf Grund konstruktiver Gründe eine scharfkantige Gestalt der Biegekante von Bedeutung, muss das Werkstück entweder vor der Umformung

4.5 Biegen

399

erwärmt werden oder es ist ein vorhergehendes Einkerben (Querschnittsminderung) bzw. bei dünnen Blechen ein Sicken erforderlich, siehe Abbildung 4.70. Das Aufdicken des Bleches am inneren Biegehalbmesser kann so kompensiert werden.

V o r b e h a n d lu n g : E in k e r b e n s

Q u e r s c h n itt n a c h B ie g e n

V o r b e h a n d lu n g : S ic k e n

0 ,3 b is 0 ,5 s s

Abbildung 4.70: Möglichkeiten zur Erzielung scharfer Biegekanten

4.5.1.4 Randverformung. Im äußeren Rand des Biegebogens können Verformungen auftreten, die bei bestimmten Bearbeitungsfällen unerwünscht sind. Dies gilt beispielsweise für Scharnierrollen oder Biegeteile, die nach dem Zusammenbau seitlich geführt werden und daher auch im Bereich des Biegebogens eine saubere, rechtwinklige Kante aufweisen müssen.

Tabelle 4.3: Mindestrundungsfaktoren für verschiedene Werkstoﬀe [OEHL63] Werkstoﬀ

c-Faktor Werkstoﬀ

Stahlblech

0,6

Tiefziehblech rostfreier Stahl mart. ferrit. austenitisch Kupfer Zinnbronze Aluminiumbronze CuZn 28 CuZn 40 Zink Aluminium,weich

0,5

Aluminium AlMg 3

0,8 0,5 0,25 0,6 0,5 0,3 0,35 0,4 0,6

AlMg 7 AlMg 9

ALMgSi AlSi

c-Faktor

Werkstoﬀ

halbh.

0,9

AlMn

hart weich halbh. weich halbh. weich halbh.

2,0 1,0 1,3 2,0 3,0 2,2 5,0

weich ausgeh. weich hart

1,2 2,5 0,8 6,0

AlCu AlCuMg

AlCuNi MgMn MgAl 6

c-Faktor weich

1,0

preßh. hart weich ausgeh. weich preßh. ausgeh.

1,2 1,2 1,0 3,0 1,2 1,5 3,0

geglüht ungegl.

1,4 3,5 5,0 3,0

Störende Randverformungen erhält man hauptsächlich bei der Umformung dicker Bleche mit einem kleinen Biegeradius [LIPP59]. Da der an der inneren Biegekante liegende Werkstoﬀ eine Stauchung erfährt, versucht er seitlich zum Rand hin auszuweichen. Die Ursprungbreite b nimmt dadurch um das Maß 2t zu, siehe Abbildung 4.71. Umgekehrt verhalten sich die außen verlaufenden Werkstoﬀfasern. Bei ihrer Dehnung vermindert sich zum

400

4 Blechumformung

einen die Ausgangsblechdicke s oft um mehr als 10 % zu s1 . Zum anderen tritt auch eine Schrumpfung der Breite b auf ba um das Maß 2t ein, da der Werkstoﬀ bestrebt ist, nach innen zu ﬂießen.

A

r i

r

t a

A b

a

= b

- 2 t

b

t

b i

= b +

s

2t

s 1

s

Abbildung 4.71: Randverformung beim Biegen [OEHL63]

Der Querschnitt im Biegebereich entspricht demzufolge nicht mehr einem Rechteck, sondern eher einem Trapez, siehe Abbildung 4.71. Tatsächlich aber erfolgt auf Grund der nach außen gerichteten Stauchkräfte an den Innenkanten zusammen mit den einwärts wirkenden „Schrumpfungskräften“ an der Außenseite der Biegung ein seitliches Hochwölben am Rand. Bei Versuchen [OEHL44, LEHM58] wurde für weichen Baustahl ein annähernder Wert für den Breitenunterschied (Maß 4t) zwischen innerer und äußerer Biegeﬂäche von etwa 4 · t = 1, 6 ·

s ri

(4.30)

ermittelt. Ist das seitliche Hervorstehen des Wulstes über die Ausgangswerkstückbreite aus konstruktiven oder auch funktionsbedingten Gründen störend, so lässt sich dies durch eine vorherige Freibearbeitung vermeiden. Bei gut umformbaren Werkstoﬀen lassen sich die Rückfederung und damit die Fertigungstoleranzen für Gesenkbiegeprozesse (V-Gesenk) durch einen Prägevorgang oder Kalibrierschlag in engen Grenzen halten. Dazu müssen die Werkzeuge nach Abbildung 4.72 gestaltet sein. Der Biegewinkel ist in diesen Fällen mit jeweils 90° auszuführen. 4.5.2 Verfahrensvarianten

4.5 Biegen

401

s > 1 ,5 m m ru= ri + 1 ,1 s e = 0 ,1 s

s < 1 ,5 m m ru= ri + 1 ,0 8 s e = 0 ,0 8 s

B ie g e s te m p e l

B ie g e s te m p e l s

e

s

e

B ie g e g e s e n k

r i

R a d iu s v e r g r ö ß e r u n g a m B ie g e g e s e n k

B ie g e g e s e n k

r

r i

u

a b g e s e tz te r B ie g e s te m p e l

Abbildung 4.72: Werkzeuggestaltung beim Biegen mit Nachprägen

4.5.2.1 Freies Biegen. In [DIN03k] ist das freie Biegen als ein Biegen mit freiem Ausbilden der Werkstückform beschrieben. Die gewünschte Form wird also nicht von der Geometrie der einzelnen am Biegeprozess beteiligten Werkzeuge (Stempel, Auflage) festgelegt, sondern vielmehr durch deren Position und Kraftrichtung. Abbildung 4.73 zeigt zwei Verfahren des freien Biegens: Das freie Biegen eines an zwei Seiten aufliegenden Bleches mit einem zwischen den Auflagern angreifenden Stempel, siehe Abbildung 4.73 oben, und das freie Biegen eines einseitig eingespannten Bleches mit einem am Ende angreifenden Stempel, siehe Abbildung 4.73 unten. In beiden Fällen kann jedoch nur solange von freiem Biegen gesprochen werden, wie der kleinste innere Biegeradius des Werkstücks größer ist als der Stempelradius bzw. der Radius der Werkstückauflage. Weiterhin unterscheidet man noch • querkraftfreies Biegen, • freies Runden und • Biegerichten. Beispiele zu den ersten beiden Verfahrensvarianten sind der Abbildung 4.74 zu entnehmen. Das querkraftfreie Biegen ist ein Umformen unter reiner Momentenbelastung, wobei der Biegeradius über der Bogenlänge gleichbleibt. Unter freiem Runden versteht man ein schrittweise fortschreitendes Biegen des Werkstücks. Auf Grund der geradlinigen Bewegung des Stempels muss das Biegeteil nach jedem Hub weitergeschoben werden. Man erzeugt so eine sich frei einstellende, runde Werkstückform, siehe Abbildung 4.74 unten. Während die bislang vorgestellten Verfahren dazu dienen, an ebenen oder geraden Werkstücken Krümmungen zu erzeugen, haben Biegerichtverfahren

402

4 Blechumformung

Stempel Werkstück

Stempelradius rSt Werkstückauflage

Niederhalter

Auflageradius rSp Stempel

Werkstück

Werkstückauflage

Abbildung 4.73: Freies Biegen unter Querkraft

Werkstück

Klemmbacke

Querkraftfreies Biegen

Stempel Werkstück

Werkstückauflage

Freies Runden

Abbildung 4.74: Verfahrensvarianten des freien Biegens

4.5 Biegen

403

die Aufgabe, bereits vorhandene und unerwünschte Krümmungen zu beseitigen, die z. B. durch unterschiedliche Abkühlung nach dem Umformen oder freiwerdende Restspannungen bei der spanenden Bearbeitung entstehen. Zu nennen sind vor allem kurze Stäbe, abgesetzte Wellen oder auch Kurbelwellen, die vor der Endbearbeitung, z. B. dem Schleifen, gerichtet werden müssen. 4.5.2.2 Biegen im Gesenk. Beim Gesenkbiegen wird das Werkstück zwischen Biegestempel und Biegegesenk gebogen, bis es die entsprechende Form angenommen hat. Kombinieren kann man das Gesenkbiegen mit dem Gesenkdrücken, worunter ein Nachdrücken der Werkstücke zur Erzielung der geforderten Genauigkeit verstanden wird. Gesenkdrücken bezeichnet man auch als Nachschlagen oder Nachprägen, siehe Kapitel 4.5.1.4. Das wichtigste Gesenkbiegeverfahren, das in der Praxis auch am häuﬁgsten zur Anwendung kommt, ist das Biegen im V-förmigen Gesenk. Bei diesem Verfahren werden geschlossene und halboﬀene Werkzeuge eingesetzt, siehe Abbildung 4.75.

S te m p e l

G e s e n k

g e s c h lo s s e n e s W e r k z e u g

h a lb o ffe n e s W e r k z e u g

Abbildung 4.75: Unterschiedliche Werkzeuge für das Biegen mit V-förmigem Gesenk

Unabhängig von der Werkzeugform laufen beim Gesenkbiegen zwei Vorgänge nacheinander ab: Zunächst liegt ein Freibiegevorgang vor. Dieser beginnt mit dem Aufsetzen des Stempels auf das Werkstück. Abgeschlossen ist der Vorgang, wenn sich entweder die Schenkel des Biegeteils an die Gesenkwände anlegen oder am Werkstück ein innerer Biegeradius auftritt, der kleiner als der Stempelradius ist. Im Anschluss daran folgt das Nachdrücken, womit die Anpassung des Werkstücks an die Werkzeugform erreicht wird. Dabei spielt das Verhältnis ri /rSt eine entscheidende Rolle.

404

4 Blechumformung

Ist ri /rSt > 1, ﬁndet zunächst eine Abstützung des Biegeteils an zwei Stellen gegen das Gesenk und einer gegen den Stempel statt, siehe Abbildung 4.76 links. Beim weiteren Absenken des Stempels verschieben sich dann die Auflagepunkte am Gesenk in Richtung Gesenkmitte und die freien Schenkel des Biegeteils legen sich seitlich an den Stempel an, siehe Abbildung 4.76 Mitte. Eine weitere Annäherung hat ein Zurückbiegen der freien Schenkel zur Folge, bis das Werkstück in der Endstellung vollständig die Form des Werkstücks annimmt, siehe Abbildung 4.76 rechts.

S te m p e l

B ie g e te il

B e g in n d e s N a c h d rü c k v o rg a n g s

G e s e n k

B e g in n d e s R ü c k b ie g e n s d e r B ie g e s c h e n k e l

E n d e d e s G e s e n k b ie g e v o rg a n g e s

Abbildung 4.76: Biegen im 90° - Gesenk bei kleinem Stempelradius (halboﬀenes Werkzeug)

Bei einem Verhältnis ri /rSt < 1 muss die Werkzeugform beim Nachprägevorgang jedoch berücksichtigt werden. Kommt ein geschlossenes Werkzeug zum Einsatz, so liegen die in Abbildung 4.77, oben, skizzierten Kontaktstellen zwischen den Werkzeugteilen und dem Werkstück vor. Die endgültige Form ergibt sich dann durch das immer stärkere Eindrücken des Biegebogens. Verwendet man dagegen halboﬀene Werkzeuge, kann sich der Biegebogen im Scheitel nicht am Gesenk abstützen, siehe Abbildung 4.77 unten. Daher können auch Biegevorgänge auftreten, bei denen sich das Werkstück in der Mitte nicht an den Stempel anlegt. Ein weiteres, häuﬁg anzutreﬀendes Gesenkbiegeverfahren ist das Biegen im U-förmigen Gesenk. Man versteht darunter das gleichzeitige Biegen von zwei durch einen Steg verbundene Schenkel um meist 90° zu einem U-förmigen Werkstück. Es wird zwischen zwei Verfahrensvarianten unterschieden: 1. U-Biegen ohne Gegenhalter, siehe Abbildung 4.78 links Zunächst stellt sich eine elastische Durchbiegung ein, die im Bereich des Steges kreisbogenförmig verläuft. Beim Absenken des Stempels klappen

4.5 Biegen B ie g e te il

405

S te m p e l

B e g in n d e s N a c h d rü c k e n s ( g e s c h lo s s e n e s W e rk z e u g ) G e s e n k

B e g in n N a c h d rü c ( h a lb o ffe W e rk z e

d e k e n e u g

s )

n s s

Abbildung 4.77: Biegen im 90° - Gesenk bei großem Stempelradius

o h n e G e g e n h a lte r

m it G e g e n h a lte r

B le c h S te m p e l G e s e n k

G e g e n h a lte r

Abbildung 4.78: Biegen im U-förmigen Gesenk, links ohne und rechts mit Gegenhalter [OEHL63]

406

4 Blechumformung

die Schenkel nach oben. Dabei tritt eine Erhöhung der Stegkrümmung auf. Sobald die Stegrundung den Gesenkboden berührt, setzt der Nachdrückvorgang ein, bei dem sich der Steg erst nach oben wölbt und dann nach oben gedrückt wird. Die Schenkel des Biegeteils legen sich bei diesem Vorgang an den Stempel an. 2. U-Biegen mit Gegenhalter, siehe Abbildung 4.78 rechts Der Gegenhalter hat die Aufgabe, während des gesamten Biegeumformens den Steg fest an die Stempelunterseite zu drücken. Der Vorgang läuft überwiegend wie beim gegenhalterlosen Biegen ab, allerdings setzt kein Nachdrückvorgang ein. Der erforderliche Kraftbedarf des Gegenhalters liegt, wie Untersuchungen zeigen, bei etwa dem 0,3fachen der zum Hochstellen der Schenkel notwendigen Kraft [VATE70]. Wird kein Gegenhalter eingesetzt, ist für das Nachdrücken die dreifache Schenkelhochstellkraft erforderlich. 4.5.2.3 Schwenkbiegen. Im Gegensatz zum Gesenkbiegen führt das aktive Werkzeug in Schwenkbiegemaschinen keine geradlinige, sondern eine Schwenkbewegung aus. Das zu biegende Blech wird zwischen der Ober- und Unterwange eingespannt und sein auskragendes, freies Ende durch Schwenken der Biegewange umgeformt, siehe Abbildung 4.79. Der Schwenkwinkel entspricht hierbei dem Biegewinkel des Bleches zuzüglich des Rückfederungsbetrages. Um den benötigten Schwenkwinkel und die nach dem Biegen im Blech verbleibenden Eigenspannungen zu bestimmen, können FEM-Simulationen durchgeführt werden [SCHI93].

O b e rw a n g e

B le c h

B ie g e w a n g e U n te rw a n g e

Abbildung 4.79: Prinzip des Schwenkbiegens

4.5 Biegen

407

Die Biegelinie und die Kräfte beim Schwenkbiegen zeigen eine starke Abhängigkeit von der Kinematik der Biegewange. Wählt man einen großen Biegehebelarm und einen großen Abstand zwischen Biegewange und den einspannenden Werkzeugelementen, so ergibt sich eine große Biegeinnenrundung. In dieser Einstellung werden relativ geringe Kräfte benötigt, siehe Abbildung 4.80. Für möglichst scharfkantige Biegeradien muss der Wangenabstand entsprechend verringert werden [FAIT87b, FAIT87a]. s0

5 0

W e rk s to ff = S t 1 3 0 3 s o = 1 ,5 m m

=

B ie g e k r a ft F

t

/k N

w s

1 0 0 0 0 m m =

3 0 m m h = 3 m m 4 m m 5 m m

3 0

h

s

b

w

4 0

a

2 0

1 0

0 0

1 5

3 0

4 5 6 0 S c h w e n k w in k e l a s / °

7 5

9 0

Abbildung 4.80: Biegekraft in Abhängigkeit von Biegewinkel und Wangenabstand [FAIT87b, FAIT87a]

4.5.2.4 Walzbiegen. Das ebenfalls zu den Biegeumformverfahren mit drehender Werkzeugbewegung gehörende Walzbiegen unterteilt man in die Verfahrensvarianten: • • • • •

Walzrunden, Walzrichten, Wellbiegen, Walzproﬁlieren und Walzziehbiegen.

Walzrunden. Das Umformverfahren Walzrunden dient vorwiegend dem Runden von Fein-, Mittel- und Grobblechen zur Herstellung von Rohren und rohrförmigen Werkstücken, z. B. für den Behälter- und Apparatebau. Des Weiteren werden damit auch konische Schüsse gebogen. Daneben lassen sich auf Walzrundmaschinen auch von der Rotationssymmetrie abweichende Formen wie Ovale, abgerundete Rechtecke oder Spiralen. für den Einsatz als

408

4 Blechumformung

Behälter-, Gehäuse- oder Leuchtenteile fertigen. Dementsprechend haben sich unterschiedliche Bauarten von Walzrundmaschinen etabliert, die sich im Wesentlichen nach Zahl, Anordnung und Verstellmöglichkeit der Biegewalzen aufteilen lassen. Am häuﬁgsten sind Drei- und insbesondere bei großen Einheiten auch Vierwalzenmaschinen. Bei den Zweiwalzenmaschinen handelt es sich ausnahmslos um leichte Maschinen für geringe Blechdicken, bei denen ein abgewickelter Falz in einen entsprechenden Schlitz der Ober- oder Unterwalze eingelegt wird. Für das Runden von Grobblechen werden bei dem Standardmaschinenkonzept symmetrische Dreiwalzen-Rundmaschinen gebaut, die in der Regel mit horizontal verschieblichen Unterwalzen und vertikal verstellbarer Oberwalze ausgerüstet sind, siehe Abbildung 4.81, links. Im Gegensatz dazu stehen asymmetrische Dreiwalzenmaschinen für Fein- und Mittelbleche, siehe Abbildung 4.81 rechts. Kennzeichnend hierbei ist, dass das Blechteil von

s y m m e tr is c h e D r e iw a lz e n r u n d m a s c h in e

a s y m m e tr is c h e D r e iw a lz e n r u n d m a s c h in e

Abbildung 4.81: Walzenanordnung bei Dreiwalzenrundmaschinen [ZICK79]

den beiden Vorderwalzen ständig eingeklemmt bewegt wird, während die Hinterwalze den Biegevorgang einleitet. Zwischen diesen beiden Bauarten gibt es aus verfahrenstechnischen Gründen eine Vielzahl von Varianten. So lassen sich z. B. auf asymmetrischen Dreiwalzenrundmaschinen zylinderförmige Werkstücke nicht in einem Durchgang bzw. einer Einspannung fertigen. Das Blechteil muss an einem Ende angebogen werden, was unter einer Presse oder durch zunächst umgekehrtes Einführen und Anbiegen in der Walzrundmaschine, siehe Abbildung 4.82, geschehen kann [MASS93]. Abbildung 4.83 zeigt den Belastungsfall und den zugehörigen Biegemomentenverlauf beim Walzrunden auf einer asymmetrischen Dreiwalzenmaschine [ZICK79]. Vergleichbar ist der momentane Zustand mit einem Kragarm: Als Einspannstelle ist die Berührzone des Bleches zwischen den Antriebswalzen anzusehen; die Last wird von der Hinterwalze am Punkt C

4.5 Biegen

409

O b e r w a lz e

H in te r w a lz e

U n te r w a lz e

A n s te lle n d e r H in te r w a lz e z u m A n b ie g e n

A n b ie g e n e in e s B le c h e n d e s b e i u m g e k e h r te r W a lz e n r ic h tu n g

F e r tig r u n d e n d e s W e rk s tü c k s

Abbildung 4.82: Anbiegen und Fertigrunden auf einer asymmetrischen Dreiwalzenrundmaschine [ZICK79]

aufgebracht. Die versetzte Lage der Punkte A und B zur Verbindung der Mittelpunkte der Klemmwalzen ergibt sich aus der elastischen Verformung der Walzen sowie der elastisch-plastischen Verformung des Bleches. Die Länge der Strecke verursacht zum Teil das beim Anbiegen „ungebogene Ende“, das mit 1,5 bis 4 mal der Blechdicke angegeben wird.

K le m m w a lz e

C

B IB

A

W e rk s tü c k

C

H in te r w a lz e

M A B

B ie g e m o m e n te n v e r la u f im E in g r iffs b e r e ic h b

C IB C

Abbildung 4.83: Belastungsfall und Biegemomentverlauf beim Walzrunden auf einer asymmetrischen Dreiwalzenrundmaschine [ZICK79]

Zur Herstellung konischer Schüsse muss das Blech einem Ringausschnitt entsprechend zugeschnitten werden. Durch Schrägstellen der Unterwalze werden dann die unterschiedlichen Durchmesser erzeugt. Das Walzrunden bietet

410

4 Blechumformung

darüber hinaus auch die Möglichkeit, nichtrotationssymmetrische Behälter und Gehäuse zu fertigen [ZICK79, LUDO81]. Dabei müssen Blecheinzug und Anstellung der Biegewalzen kontinuierlich gesteuert werden. Wellbiegen. Als Wellbiegen bezeichnet man das Walzbiegen von Blechen, Drähten oder Rohren mit in Umfangsrichtung proﬁlierten Walzen, wobei die Walzenachsen meist senkrecht zur Biegeebene stehen, siehe Abbildung 4.84.

P r o filw a lz e

W e rk s tü c k

Abbildung 4.84: Wellbiegen

Walzproﬁlieren. Eine kostengünstige Möglichkeit Proﬁle aus Blechstreifen herzustellen, bietet das Walzproﬁlieren. Bei diesem Verfahren werden Metallbänder durch hintereinanderliegende Walzenpaare zu Proﬁlen umgeformt. Die Abbildung 4.85 zeigt die Fertigung eines U-Proﬁls als einfaches Beispiel des Walzproﬁlierens. Der Spalt zwischen Ober- und Unterwalze der beiden Stufen ändert sich dabei von der Form des Bandes bis hin zur endgültigen Proﬁlform. Die Banddicke und damit die Querschnittsgröße bleibt wie bei allen anderen Biegeverfahren konstant. Herstellen kann man mit diesem Verfahren auch verwickelte bzw. zusammengesetzte Proﬁle. Die Walzgeschwindigkeit kann bis zu 100 m/min betragen, womit das Verfahren in Konkurrenz zum Gesenkbiegen sowie Strangpressen und Warmwalzen von Proﬁlen tritt [WEIM68]. Schwierigkeiten ergeben sich beim Walzproﬁlieren durch Verwerfungen an den Kanten, die wegen der dort auftretenden Dehnungen entstehen können [MILC78,TÖLK70,WEIM66,WEIM68]. Der Grund für die Verwerfungen liegt darin, dass nicht über der gesamten Blechbreite gebogen wird. Zur Reduzierung der Kantenstreckung lassen sich folgende Maßnahmen ergreifen: • Vermeidung des Biegens langer Schenkel,

4.5 Biegen

W e rk s tü c k

A n fa n g s z u s ta n d

411

O b e r w a lz e

E n d z u s ta n d

W a lz e n p a a r a b s ta n d

U n te r w a lz e

Abbildung 4.85: Herstellung eines U-Proﬁls durch Walzproﬁlieren

• Weiterbiegung je Stufe nur um wenige Grad, • Gegeneinanderneigung der Walzenpaare, um den sonst gedehnten Proﬁlen eine Stauchung zu überlagern, • Proﬁlierung durch Streckung (Voreilung) unter Verwendung stufenweise wachsender Walzendurchmesser bei gleichbleibender Drehzahl; dabei jedoch Gefahr von starken Walzenverschleiß sowie Proﬁlverkratzung und • kontinuierliches Richten der gekrümmten Proﬁle durch Richtwalzen entgegen der sonst auftetenden Krümmungsrichtung [WEIM68]. Walzziehbiegen. Das Walzziehbiegen ist ein Biegeumformen, bei dem die Werkzeuge, welche die Formgebung bewirken, nicht angetrieben werden. Statt dessen wird das Werkstück (Bänder, Blechstreifen) durch den Walzspalt gezogen. Die Gestaltung der Walzen ähnelt der beim Walzproﬁlieren. 4.5.3 Werkzeuge und Werkstückformen Die große Zahl unterschiedlicher Biegeverfahren bedingt eine Vielzahl von Biegewerkzeugen, für die man folgende Unterteilung vornehmen kann: • Werkzeuge, mit denen kleine Werkstücke umgeformt werden können. Hierbei kommen in der Regel Verfahren mit geradliniger Werkzeugbewegung, d. h. Gesenkbiegen, Rollbiegen oder Knickbiegen zum Einsatz. • Werkzeuge für große Werkstücke, deren Bearbeitung eine spezielle Biegemaschine erfordert. Auch hier werden die oben bereits genannten Verfahren eingesetzt. • Werkzeuge für Verfahren mit drehender Werkzeugbewegung (Walzproﬁlieren, -runden oder Schwenkbiegen), die alle ohne Ausnahme auf speziellen Biegemaschinen angewandt werden. Zur Verkürzung der Rüstzeiten und zur Erhöhung der Flexibilität in der Fertigung werden die Werkzeuge zunehmend modular aufgebaut und mit einer automatischen Wechseleinrichtung versehen [ISIN93, STAH93, NN94b].

412

4 Blechumformung

Hinsichtlich der Ordnung und Unterscheidung der Werkstückproﬁlformen greift man auf die Kennzeichnung mit Großbuchstaben zurück, die entsprechend der Querschnittsform der Proﬁle vorgenommen wird, so dass man von V-, L-, U-, C-, O- und Z-Grundproﬁlen spricht, siehe Tabelle 4.4.

Tabelle 4.4: Proﬁlgrundformen [OEHL63]

Ab- und Ansätze Geometrische Formen Bezeichnung scharfkantig abgerundet vollgerundet einfach umgelegt

V-Proﬁl

L-Proﬁl

U-Proﬁl

C-Proﬁl

O-Proﬁl

Z-Proﬁl

Neben diesen Proﬁlgrundformen werden für spezielle Anwendungen auch komplexere Proﬁle walzproﬁliert, siehe Abbildung 4.86.

g e lo c h t

m it B le c h d o p p lu n g

Abbildung 4.86: Sonderformen beim Walzproﬁlieren

v ie lfa c h g e b o g e n

4.5 Biegen

413

Die erreichbaren Genauigkeiten sind verfahrensabhängig. So kann man beim Gesenkbiegen ohne Gegenhalter nur Blechteile geringerer Genauigkeit (IT 11) fertigen. Für Werkstücke mit mittlerer Genauigkeit (IT 10) wird das Biegen mit Gegendruck angewendet. Höhere Genauigkeiten (ca. IT 8 bis IT 9) werden beim Biegen nur erreicht, wenn das Blech vorher im Werkzeug zentriert wird. Die gleiche Genauigkeit ist aber auch durch einen zusätzlichen Kalibrierschlag zu erzielen. Um die gewünschte Genauigkeit am Biegeteil einzuhalten, sind eine Reihe weiterer Forderungen zu erfüllen [ROMA71]: • Der minimale Biegeradius sollte nur in Ausnahmefällen vorgesehen werden. Im Allgemeinen sind günstige Radien für dünne Bleche mit 2s ≥ ri ≥ s und für dicke Bleche mit ri ≥ 2s anzustreben. • Werden weniger duktile Werkstoﬀe mit kleinsten Radien ri ≤ 0, 5s gebogen, so sollte die Biegelinie stets quer zur Walzrichtung liegen. Bei 0, 5s < ri < s ist die Lage der Walzrichtung dagegen nicht von Bedeutung. • Bei spröden Werkstoﬀen (z. B. Bronze, Messing hart oder Federbandstahl) muss unbedingt quer zur Walzrichtung umgeformt werden, weil aufgrund der Vorzugsrichtung der Körner ansonsten eine Rissbildung in Walzrichtung initiiert werden kann. 4.5.3.1 Biegen mit geradliniger Werkzeugbewegung. Der Werkzeugaufbau für das Biegeumformen ähnelt dem der Werkzeuge, die zum Tiefziehen oder Schneiden eingesetzt werden. An die Stelle von Ziehring oder Schneidplatte tritt das Biegegesenk, an die Stelle von Zieh- bzw. Schneidstempel der Biegestempel, siehe Abbildung 4.87. Stempel und Gesenk werden bei sehr einfachen Werkzeugen direkt am Tisch oder Stößel der Presse, bei komplizierten Werkzeugen in Gestellen befestigt. Da die Werkstücke nach dem Biegen teilweise am Stempel haften, müssen diese über Abstreifer oder ein federndes Druckstück vom Stempel gelöst werden. Zur Vereinfachung des Einlegens der Werkstücke werden Anschläge in Form von Stiften oder Leisten benutzt. Unabhängig von der Bearbeitungsmaschine kommen unterschiedliche Arten von Biegewerkzeugen zum Einsatz [BRÜL78a], siehe Abbildung 4.88: Biegestempel und -kern (1). Beide Werkzeugteile haben gleiche, nur um die Werkstückdicke unterschiedliche Konturen. Diese Kontur entspricht der Form des Biegeabschnittes, wobei die Rückfederung des Teiles zu berücksichtigen ist. Biegestempel und -kanten (2). Das Werkstück wird gegenüber einer festen Einspannstelle oder zwischen zwei Auflagepunkten frei gebogen. Die Endlage des Biegestempels ergibt nach Auffederung die Biegeform. Durch Regelung der Endlage des Stempels lässt sich die Biegung korrigieren. Wegen der Unsicherheit bei der Vorkorrektur der Rückfederung wurden Biegewinkelmesssysteme entwickelt, die die Rückfederung nach dem Stempelrückzug erfassen.

414

4 Blechumformung

E in s p a n n z a p fe n S ä u le n g e s te ll B ie g e s te m p e l W e rk s tü c k W e rk s tü c k a u fn a h m e B ie g e b a c k e R a h m e n S tift fü r H u b b e g r e n z u n g G e g e n h a lte r D r u c k p la tte

Abbildung 4.87: Abbiegewerkzeug mit Säulenführung

S te m p e l

1

K le m m b a c k e

2

S te m p e l B ie g e te il B ie g e te il

K e rn B ie g e s te m p e l - B ie g e k e r n

3

D re h p u n k t d e r Z a n g e A n s c h la g

B ie g e s te m p e l - B ie g e k a n te

4 Z a n g e

B ie g e te il

K le m m b a c k e

K e rn K le m m b a c k e

B ie g e z a n g e - B ie g e k e r n

Abbildung 4.88: Biegewerkzeugarten [BRÜL78a]

R o llw e r k z e u g

4.5 Biegen

415

Diese Messwerte dienen der Pressensteuerung zur Online-Berechnung der erforderlichen Endlage des Stempels. Es existieren zwei verschiedene Messmethoden, wovon die eine über einen optischen Lichtschnittsensor [GEIG93a] und die andere über einen mechanischen Taster [HUXH93] den Winkel des Bleches erfasst, siehe Abbildung 4.89.

M e c h a n is c h e r S e n s o r

L ic h ts c h n itts e n s o r

S te m p e l S te m p e l

B le c h

U m le n k s p ie g e l K a m e ra

M a tr iz e L a s e r u n d K o llim a to r

M e ß ta s te r

S c a n n e r

M a tr iz e

Abbildung 4.89: Optische und mechanische Messung des Biegewinkels [GEIG93a]

Biegezangen und -kern (3). Der oder die Biegestempel sind zangenartig gelagert. Während des Absenkvorganges kann man durch Auffahren und Schließen der Zangen über die Anschläge ein Umbiegen des Werkstoﬀs um den Biegekern erzielen. Rollwerkzeug (4). Gegen das vorgegebene Werkstoﬀende wird ein schalenförmiges Werkzeug bewegt. Als Ausgangsmaterial für Stempel und Matrizen werden Schnellarbeitsstähle, hartmetallbestückte Werkzeugteile und in Spezialfällen auch Keramiken eingesetzt. Als Beispiel für komplizierte Biegeteile zeigt Abbildung 4.90 die Umformstufen zur Herstellung zweier Proﬁle. Für das unterschnittene Rinnenproﬁl, siehe Abbildung 4.90 unten, sind im zweiten und dritten Arbeitsgang Sondergesenke erforderlich. Der zweite Arbeitsgang lässt sich auch in drei einzelnen Stufen mit Normalgesenken vollziehen. Die Hochkantstellung in Arbeitsstufe 4 ist nur mit einer sehr stark gekröpften Oberwangenschiene möglich. Die Herstellung eines solchen unterschnittenen Proﬁls ist auch in einem Arbeitsgang denkbar, allerdings mittels Spezialgesenk und einer zusätzlich schwenkbaren Hilfsschiene zum Erzeugen der Überlappung des Proﬁlrandes nach innen. Abbildung 4.91 zeigt die Fertigung eines fast völlig geschlossenen Werkstücks. Nach konventioneller Arbeitsmethode ließe sich dieses Teil nur an verschiedenen Arbeitsplätzen herstellen, wobei auf Einlegearbeit nicht verzichtet werden kann.

416

4 Blechumformung

1 . u n d 2 . A r b e its g a n g

1 . A r b e its g a n g

3 . u n d 4 . A r b e its g a n g

2 . A r b e its g a n g

5 . u n d 6 . A r b e its g a n g

3 . A r b e its g a n g

7 . A r b e its g a n g

4 . A r b e its g a n g

Abbildung 4.90: Beispiel von Arbeitsabläufen bei der Herstellung unterschiedlicher Proﬁle mittels Gesenkbiegen [OEHL63] 1 . A r b e its g a n g S te m p e l 1

2 . A r b e its g a n g

B ie g e k e r n S te m p e l 2

3 . u n d 4 . A r b e its g a n g

M e s s e r

S te m p e l 4

S te m p e l 3 S te m p e l 5

Abbildung 4.91: Biegen auf Biegeautomaten

4.5 Biegen

417

Im vorliegenden Fall werden sämtliche Biegungen quer zur Walzrichtung ausgeführt, so dass kleine Biegeradien erzielt werden können. Moderne Gesenkbiegemaschinen sind NC-gesteuert und können automatisch die Werkzeugelemente wechseln. Für sehr genaue Biegeoperationen an großen Blechen weisen die Maschinen eine hydraulische Durchbiegekompensation der Matrize auf, die auf die jeweilige Presskraft abgestimmt ist. Weitere Fertigungsbeispiele ﬁnden sich in [BRÜL78a, BRÜL78b, HILB70, KLIN56a, KLIN56b, KLIN56c, OEHL63, OEHL01, RADT79, ROMA71]. 4.5.3.2 Biegen mit drehender Werkzeugbewegung. Von den verschiedenen Biegeumformverfahren, die mit drehendem Werkzeug arbeiten, sollen im Folgenden nur • das Schwenkbiegen und • das Walzproﬁlieren mit ihren Werkzeugen und einigen Fertigungsbeispielen vorgestellt werden. Schwenkbiegen. Den Aufbau von Schwenkbiegemaschinen zeigt der Querschnitt im linken Teil der Abbildung 4.92. Wichtig ist hierbei vor allem die möglichst massenarme Gestaltung der Biegewange, um kurze Taktzeiten zu erzielen. Durch die Verstellung der Biegewange lässt sich eine Änderung des Biegehebelarmes und der Biegeinnenrundung erreichen. Das Schwenkbiegen hat in den letzten Jahren insbesondere für kleine und mittlere Stückzahlen zunehmend Verbreitung gefunden, da es weitaus ﬂexibler anzuwenden ist als das Gesenkbiegen. Beim Schwenkbiegen können mit einem Werkzeugsatz über die Ansteuerung der Biegewange und der Anschläge viele verschiedene Werkstückformen gebogen werden. Auf diese Weise reduzieren sich Rüstzeit und Werkzeugkosten bei allerdings höheren Maschinengrundkosten. Die Leistungsfähigkeit der Schwenkbiegemaschinen konnte durch den Einsatz mehrerer NC-gesteuerter Achsen, wie z. B. Anschläge, Schwenkwinkel, Wangenanstellung etc. deutlich gesteigert werden. Als Werkzeug kommen verschiedene Biegeschienen in Betracht, die sich in vier Hauptgruppen einteilen lassen, und in Abbildung 4.92 rechts dargestellt sind. Beispiele für die Herstellung einfacher Proﬁlgrundformen enthält Abbildung 4.93: Zur Herstellung des abgerundeten U-Proﬁls ist eine passende Geißfußmaschine auszuwählen, damit vor dem Hochstellen das Blech zunächst gegen den unteren (hinteren) Anschlag und der erste Schenkel nach dem Schwenkbiegevorgang gegen den oberen (vorderen) Anschlag gelegt werden kann, siehe Abbildung 4.93 (1). Beim Biegen des abgerundeten C-Proﬁls wird nach Möglichkeit die Biegewange um den Mittelpunkt des Rundungsproﬁls geschwenkt. In jedem Fall ist auch hier für eine eindeutige und sichere Anlage gegen die Anschlagstellen zu sorgen. Die Anbiegeschienen sind an ihrer Innenseite der zu erzeugenden Rundung entsprechend zu gestalten, siehe Abbildung 4.93 (2).

418

4 Blechumformung

O b e rw a n g e

S p itz s c h ie n e B ie g e s c h ie n e V e rs tä rk u n g

R u n d s c h ie n e B ie g e s c h ie n e

W in k e ls c h ie n e B ie g e w a n g e U n te rw a n g e

G e iß fu ß s c h ie n e

Abbildung 4.92: Querschnitt durch eine Schwenkbiegemaschine und die verwendeten Hauptbiegeschienenproﬁle O b e rw a n g e

B ie g e s c h ie n e

A n s c h la g

U n te rw a n g e B ie g e w a n g e

1

E in b a u z u r H o h lp r o file rz e u g u n g

2

Abbildung 4.93: Beispiele für das Schwenkbiegen verschiedener Proﬁle [OEHL63]

Für das Hohlproﬁl „abgerundetes O-Proﬁl“ sind beim Schwenkbiegen Einbauten vorzusehen, die am Schluss der Fertigung wieder seitlich herausgezogen werden müssen, siehe Abbildung 4.93 (3). Zum scharfkantigen Falzbiegen sind zwei Arbeitsgänge erforderlich, siehe Abbildung 4.93 (4). Ein Fertigungsbeispiel, das ebenfalls mehrere Arbeitsstufen beinhaltet, ist die Herstellung eines Türrahmenproﬁls, siehe Abbildung 4.94.

4.5 Biegen

1 . u n d 2 . A r b e its g a n g O b e rw a n g e

U n te rw a n g e

6 . A r b e its g a n g

3 . u n d 4 . A r b e its g a n g

419

5 . A r b e its g a n g

B ie g e s c h ie n e n

B ie g e w a n g e

7 . A r b e its g a n g

8 . A r b e its g a n g

Abbildung 4.94: Fertigung eines Türrahmenproﬁls (Schwenkbiegen) [OEHL63]

Die größere Anzahl der Stufen beim Schwenkbiegen ergibt sich deshalb, weil hier nicht wie beim Gesenkbiegen direkt Z-förmige Proﬁlformen in einem Arbeitsgang erreicht werden können. Dafür braucht bei den ersten sechs Arbeitsstufen des Schwenkbiegens keine Auswechslung der Oberwangenbiegeschiene vorgenommen zu werden. Heutzutage werden Biegemaschinen überwiegend mit segmentierten Werkzeugen konstruiert, die eine bis auf die Hälfte verkürzte Umrüstzeit ermöglichen und somit die Produktivität steigern [STAH93]. Eine besondere Verfahrensvariante des Schwenkbiegens ist das Rollbiegen, bei dem der Schwenkbewegung der Biegewange eine lineare Bewegung überlagert ist, siehe Abbildung 4.95. Diese NC-gesteuerte, überlagerte Kinematik verhindert die sonst bei fast allen Biegeverfahren übliche Relativbewegung zwischen Werkzeug und Blech. Dadurch können Kratzer auf der Blechoberﬂäche vermieden werden [STAH92] Walzproﬁlieren. Das Verfahren des Walzproﬁlierens ist in Kapitel 4.5.2.4 beschrieben. Die Maschinen zum Walzproﬁlieren sind meist nach dem Baukastenprinzip aufgebaut. Hierbei können Einheiten mit ein oder zwei Walzenpaaren leicht zu Maschinen mit wenigen Walzgerüsten für die Fertigung einfacher Proﬁle zusammengesetzt werden. Es werden aber auch Anlagen mit bis zu 30 Walzenpaaren für hochkomplizierte Teile realisiert. Die Wirtschaftlichkeit des Verfahrens liegt da, wo Proﬁle in sehr großen Stückzahlen bzw. Längen benötigt werden. Die Auslegung eines Walzproﬁlierpaares geht von einem Biegestadienplan aus. Für einen optimalen Ablauf der Umformung sollte das Proﬁl möglichst ﬂach liegen, so dass keine oder nur niedrige senkrechte Wände entstehen, wenig Schlupf zwischen Band und Walzen auftritt und möglichst wenige Über-

420

4 Blechumformung

S h iftb e w e g u n g

B le c h

B ie g e w a n g e

Abbildung 4.95: Kinematik des Rollbiegens (nach Reinhardt GmbH Sindelﬁngen)

schneidungen. Weiterhin sollte das Werkstück zum leichten Beobachten nach oben oﬀen sein und in ﬂachen Teilen parallel zu den Walzenachsen liegen. Werkstoﬀkennwerte und Werkstückgeometrie geben Aufschluss über die Zahl der Stufen, in denen ein einzelner Proﬁlschenkel abzubiegen ist. Diese Zahl ist größer, wenn Streckgrenze, Biegewinkel, Schenkellänge und Elastizitätsmodul zunehmen bzw. die Verformungslänge abnimmt. Man bestimmt Stufenzahl und Teilbiegewinkel zweckmäßig für das Biegen jeder Kante einzeln. Sie sind abhängig auch von der Reihenfolge, in der die einzelnen Kanten proﬁliert werden und von der Lage des Proﬁls in der Maschine. Weiter kombiniert man die Biegungen so, dass immer mehrere, auf beiden Seiten der Symmetrieachse gleich viele, aber nicht mehr als vier Kanten gleichzeitig umgeformt werden [SACH51]. Es empﬁehlt sich, zuerst die Kanten in Proﬁlmitte zu biegen, da die Bandränder dann noch nicht eingespannt sind und so kein Nach- oder Dünnerziehen des Bandes quer zur Bewegungsrichtung an den fertigen Kanten auftreten kann. Proﬁliert man viele Kanten gleichzeitig, so müssen die Werkzeuge den enger aneinanderrückenden Kanten folgen, damit der Werkstoﬀ zwischen den angrenzenden Kanten zur Formung ausreicht. Außerdem ergibt sich bei anfangs großen Radien die Möglichkeit, bei kleinen Ungenauigkeiten Werkstoﬀ von einem Schenkel zum anderen zu ziehen. Rohre werden zweckmäßig mit konstantem Radius von außen nach innen geformt. Das Schließen des Rohres geschieht durch Seitenwalzen. Zusammenfassend sollten folgende Umformvorgänge möglichst vermieden werden [JEME47, TRIS64]: • Ziehen von Werkstoﬀ über Kanten,

4.5 Biegen

421

• Stauchen von Werkstoﬀ in Ecken hinein, • senkrecht zu den Walzenachsen stehende Wände, • große Proﬁlhöhen wegen unterschiedlicher Walzenumfangsgeschwindigkeiten und entsprechender Reibung, • zu schmale Proﬁlöﬀnung, da sonst hoher Walzenverschleiß auftritt, • Unterschneidungen, da das Proﬁl dort nicht auf allen Seiten von den Werkzeugen umgeben ist, • lange Schenkel bei nicht versteiften Bandkanten, • starke bzw. schroﬀe Biegungen, • kleine Biegeradien, • zu große Biegeradien (Rückfederung), • Auswalzen des Bandes auf Grund zu großen örtlichen Werkzeugdruckes und • Pressen der scharfen Bandkanten mit Walzen oder Führungen. Als erstes Fertigungsbeispiel für das Walzproﬁlieren sei hier wieder das vom Gesenk- und Schwenkbiegen bekannte Türrahmenproﬁl genannt, siehe Abbildung 4.96. Bei der Herstellung werden zunächst die Außenpartien vorgewalzt, während daran anschließend die inneren Bereiche geformt werden. In der Schlussstellung 7 empﬁehlt es sich, eine der beiden Walzen jeder Achse übereck lose aufzustecken, da die Umlaufgeschwindigkeiten der Walzen verschieden sind und das herzustellende Proﬁl somit durch zusätzliche Reibung verkrümmt würde. Außerdem wäre es günstig, eine weitere Stufe mit einer treibenden Ober- und Unterwalze anzubringen, die gleichzeitig das Schließen des Proﬁls übernimmt.

1 .A r b e its g a n g

4 .A r b e its g a n g

6 .A r b e its g a n g

2 .A r b e its g a n g

5 .A r b e its g a n g

7 .A r b e its g a n g

3 .A r b e its g a n g

Abbildung 4.96: Fertigung eines Türrahmenproﬁls (Walzproﬁlieren) [OEHL63]

422

4 Blechumformung

Mittels Walzproﬁlieren lassen sich auch zusammengesetzte Werkstücke herstellen, indem beispielsweise ein Stahlblechproﬁl um einen Kunststoﬀstreifen oder um eine Holzleiste oder um ein anderes Blechproﬁl herumgelegt wird. Dies kann sowohl auf Gesenkbiegemaschinen, sowie durch Schwenkbiegen als auch auf einer Walzproﬁliermaschine geschehen. Auf Grund der Rückfederung ist aber ein wirklich fester Schluss zusammengesetzter Proﬁle bei den erstgenannten Biegeumformverfahren nur sehr schwer erreichbar. Insofern ist eine Herstellung unter Proﬁlwalzen günstiger, zumal hier eine Einschalung des inneren Proﬁls durch das äußere unter Vorspannung leichter möglich ist, so dass die Teile tatsächlich fest ineinander sitzen. Das Walzproﬁlieren bietet einen großen Gestaltungsspielraum hinsichtlich der Formgebung der Proﬁle. So können auch gelochte Proﬁle hergestellt werden, wobei die Lochung über eine Schneidrolle während des Formgebungsprozesses geschieht. Ebenso ist eine sehr scharfkantige Biegung zwischen Walzen möglich, so dass eine Blechdopplung erzielt wird.

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung 4.6.1 Innenhochdruckumformung Mit dem Begriﬀ Innenhochdruck-Umformen bezeichnet man wirkmedienbasierte Umformverfahren, bei denen die zur Umformung erforderliche Spannung im Werkstück über ein Wirkmedium eingeleitet wird. Es existieren unterschiedliche Wirkprinzipien (kraftgebunden oder energiegebunden) und Wirkmedien (Fluide, Gase und formlose feste Stoﬀe) [VAHL04]. Bei der Innenhochdruckumformung handelt es sich um ein innovatives Fertigungsverfahren der Umformtechnik, das heute in zunehmendem Maße zur Herstellung von Werkstücken aus Blech für den Automobilleichtbau eingesetzt wird [DOHM93a, KLAA93]. Die Anfänge des Innenhochdruck-Umformens lassen sich bis in die zweite Hälfte des 19. Jahrhunderts zurückverfolgen. Erste Anwendungsgebiete waren in der Sanitärtechnik angesiedelt und befassten sich mit dem Biegen und Kalibrieren von Rohrbögen [PISC95]. Aufgrund der damals gegebenen Rahmenbedingungen war eine Verbreitung des Verfahrens nicht möglich. Für eine industrielle Anwendung der Innenhochdruckumformung sind Pressen mit einer guten Zugänglichkeit, hohen Zuhaltekräften, exakten und schnell reagierenden Steuerungen bzw. Regelungen und Hochdruckerzeugern notwendig [MÜCK95]. Erst Mitte des 20. Jahrhunderts war die Anlagentechnik so weit, dass alle Anforderungen erfüllt werden konnten. Der großserientechnische Einsatz in der Automobilindustrie ﬁndet seit Ende des 20. Jahrhunderts statt [HEIZ03]. Nach Einordnung durch die VDI-Richtlinie 3146 ist das InnenhochdruckUmformen neben dem Innenhochdruck-Trennen und Innenhochdruck-Fügen den Innenhochdruck-Verfahren zuzuordnen [VDI99b]. Dabei gliedert sich

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

423

das Innenhochdruck-Umformen, je nach eingesetztem Rohteil, in die Untergruppen Innenhochdruck-Umformen von Hohlproﬁlen und InnenhochdruckUmformen von Blechen. Vorteile des Innenhochdruck-Umformens gegenüber konventionell hergestellten Bauteilen sind: • Verzicht auf Fügeoperationen, dadurch verbesserte Maßhaltigkeit und Reproduzierbarkeit, • strömungsgünstigere Übergänge sowie funktions- und belastungsgerechte Wanddicken, • Massenreduktion durch geringe Wanddicken und somit bessere Materialausnutzung und • komplexe Formgebung und dadurch bessere Nutzung kritischer Einbauräume. 4.6.1.1 Innenhochdruck-Umformen von Blechen. Noch nicht als fester Bestandteil der Serienproduktion zu sehen ist das Innenhochdruck-Umformen von Blechen oder Blechpaaren. Aufgrund unterschiedlichster Verfahrensgrenzen und Parametereinschränkungen beﬁndet sich dieses Verfahren in weiten Teilen noch im Forschungsstadium. Aus diesem Grund soll nachfolgend nur kurz auf das Verfahrensprinzip und die Verfahrensgrenzen eingegangen werden. Verfahrensprinzip. Im Gegensatz zu den Prozessen des hydromechanischen Tiefziehens (vgl. Kapitel 4.1.2.2) wird beim Innenhochdruck-Umformen von Blechen das aktive Werkzeugelement durch ein ﬂüssiges Wirkmedium ersetzt, das in den Hohlraum zwischen zwei Blechen bzw. zwischen Blech und Andocksystem eingebracht wird [NOVO02]. Die wesentlichen Vorteile dieses Verfahrens gegenüber anderen Tiefziehprozessen sind [ROLL01]: • Durch die hohen Streckziehanteile wird eine gleichmäßig hohe Kaltverfestigung des Werkstoﬀs erzielt. Somit können Bauteile mit geringeren Wandstärken bei gleicher Belastung eingesetzt werden. • Da die Formgebung nur teilweise an starre Werkzeugelemente gebunden ist, besteht eine große Flexibilität bezüglich der Verfahrensintegration. • Durch den Entfall eines starren Stempels können zweischalige Hohlkörper in einem Umformschritt durch Innenhochdruck-Umformen von unverschweißten oder verschweißten Blechpaaren hergestellt werden. • Das ﬂexible Werkzeug bietet einen größeren Freiraum bzgl. der Formgebungsmöglichkeiten. Bei Teilen mit geneigter Zarge können Ziehstufen eingespart werden. Auch Hinterschnitte sind herstellbar. • Beim IHU fallen im Allgemeinen geringere Werkzeugkosten an, da nur eine Negativform hergestellt werden muss und sich durch Verringerung der erforderlichen Ziehstufen die Anzahl der Werkzeugsätze reduziert. • Aufgrund der gleichmäßigen Plastiﬁzierung aller Werkstückbereiche ist die Rückfederung nach dem Entformen des Bauteils deutlich verringert, womit sich die Bauteilgenauigkeit verbessert [VOLL00].

424

4 Blechumformung

Wird beim Innenhochdruck-Umformen statt eines Einzelblechs ein Blechpaar als Ausgangshalbzeug verwendet, so ist die Herstellung von zweischaligen Hohlkörpern in einem Umformschritt möglich. Diese Vorgehensweise stellt zusätzliche Anforderungen an die Abdichtung der Bleche, was entweder durch vorheriges Verschweißen oder durch Abdichtung mithilfe einer ausreichend hohen Niederhalterkraft gelöst wird [NOVO02]. In Abbildung 4.97 sind unterschiedliche Varianten zum Umformen mit Innenhochdruck von Blechpaaren, also zum Tiefziehen mit Innenhochdruck, in Anlehnung an DIN 8584-3 skizziert [GROC03]. A u s g a n g s fo rm W e rk s tü c k s

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E n d o rm d e s W e rk s tü c k s

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A u s g a n g s fo rm W e rk s tü c k s

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T ie fz ie h e n d u c h In n e n h o c h d r u c k A n d o c k s y s te m in d e r B le c h tr e n n e b e n e A u s g a n g s fo rm W e rk s tü c k s

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T ie fz ie h e n d u r c h In n e n h o c h d r u c k A n d o c k s y s te m a u ß e r h a lb d e r B le c h tr e n n e b e n e im F la n s c h b e r e ic h

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T ie fz ie h e n d u r c h In n e n h o c h d r u c k A n d o c k s y s te m in d e r A u fw e itz o n e

Abbildung 4.97: Varianten zum Tiefziehen mit Innenhochdruck in Anlehnung an DIN 8584-3 [GROC03]

Vor dem eigentlichen Umformvorgang wird das Rohteil bereitgestellt und, je nach Anforderung, vorgeformt. Das Fluid wird nach dem Schließen der Werkzeuge in den von Rohteil und Andocksystem gebildeten Hohlraum befördert und der Innendruck durch eine weitere Einbringung des Druckmediums erhöht [BOBB00]. Der nun folgende eigentliche Umformvorgang kann in zwei Schritte eingeteilt werden: 1. Freie Aufweitung: Das Material kann aus dem Niederhalterbereich nachﬂießen. 2. Kalibrierung des Bauteils: Bei dem zum Kalibrieren notwendigen Druck liegen größere Bereiche der Bleche bereits am Werkzeug an, wobei die Reibung zwischen Blech und Werkzeug ein weiteres Nachﬂießen verhindert. Die sich anschließende

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

425

Umformung erfolgt ab diesem Zeitpunkt weitestgehend aus einer Blechdickenausdünnung. Der Abdichtung des aus den Blechen und dem Andocksystem gebildeten Hohlraums kommt beim Innenhochdruck-Umformen von Blechpaaren eine besondere Bedeutung zu. Nur wenn dieser Hohlraum wirkmediendicht ist, bzw. die Undichtigkeiten geringer als der zugeführte Flüssigkeitsstrom sind, kann der zur Umformung notwendige Innendruck erreicht werden [BOBB00]. Ein Austreten des Fluids zwischen den Blechen wird üblicherweise durch eine Schweißnaht entlang der Außenkontur oder durch eine ausreichend hohe Schließkraft des Niederhalters bei nicht verschweißtem Rohteil verhindert. Werden die Bleche gefügt, ist die Schweißnaht unterschiedlichen Belastungen ausgesetzt. Das gefügte Blechpaar muss der aufgebrachten Flächenpressung durch die Werkzeuge und zusätzlich den während des Prozesses entstehenden Reibkräften, die beim Nachlaufen im Flanschbereich entstehen, standhalten. Ist die durch den Niederhalter aufgebrachte Flächenpressung zwischen den beiden Blechen zu gering, wirkt der Innendruck auch auf die Schweißnaht und kann insbesondere zu einem Versagen führen, wenn Teile des Flansches nicht unter dem Niederhalter liegen [BOBB00]. Bleiben die Bleche während des gesamten Umformvorgangs unverschweißt, muss die Abdichtung dagegen durch eine ausreichend hohe Flächenpressung im Flanschbereich der Bleche gewährleistet werden. Gleichzeitig ist ein Blecheinzug zur vollständigen Ausformung oft wünschenswert, um große Dehnungen zu vermeiden [DICK97]. Eine Verbesserung der Dichtwirkung kann durch Einbringung von Dichtungen zwischen den Blechen im Flanschbereich erreicht werden. Eine andere Möglichkeit bietet der Einsatz einer Dichtleiste im Flanschbereich, welche die benötigte Dichtkraft reduzieren kann [HEIN99]. 4.6.1.2 Innenhochdruck-Umformen von Hohlproﬁlen. Verfahrensprinzip. Zum Einlegen des Rohteils und zur Entnahme der verformten Werkstücke müssen die Werkzeuge grundsätzlich geteilt sein. Der Herstellungsvorgang läuft in folgenden Schritten ab [LANG93], siehe Abbildung 4.98: 1. Das rohrförmige Rohteil wird in das geöﬀnete Werkzeug gelegt und mit der Hydraulikﬂüssigkeit geﬂutet. 2. Das Werkzeug wird geschlossen und die Stirnﬂächen des Werkstücks werden abgedichtet. 3. Der Umformprozess: Das Werkstück wird von innen mit hohem Druck beaufschlagt, wodurch es sich nach außen verformt. Nach dem ersten Aufweiten legt es sich nach und nach an die Innenkontur des Werkzeugs an. 4. Über eine Werkzeugbewegung muss axial Werkstoﬀ nachgeschoben werden, da sich der Umfang und somit die Oberﬂäche des Werkstücks vergrößert hat.

426

4 Blechumformung

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F ü lle n D ru c k K ra ft W e g

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K a lib r ie r e n E n tla s te n

i

K a lib r ie r e n

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Abbildung 4.98: Prozessverlauf des Innenhochdruckverfahrens im längsgeteilten Werkzeug

Für quergeteilte Werkzeuge lassen sich grundsätzlich zwei Prinzipien unterscheiden, siehe Abbildung 4.99.

P ro z e s s b e g in n

P ro z e s s e n d e

P ro z e s s b e g in n

P ro z e s s e n d e

k e in e e x te r n e D ru c k v e rs o rg u n g

A u fw e ite n im

g e s c h lo s s e n e n W e r k z e u g

A u fw e its ta u c h e n

Abbildung 4.99: Prinzipien des Innenhochdruckverfahrens im quergeteilten Werkzeug [DOHM93b]

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

427

• Aufweiten im geschlossenen Gesenk, bei dem das Formwerkzeug vor der Umformung geschlossen wird und das Werkstück mit Innenstempeln axial zusammengeschoben wird. • Aufweitstauchen, wobei das Formwerkzeug erst durch die axiale Umformbewegung im Prozess selbst geschlossen wird. Beim Aufweiten im geschlossenen Gesenk weist der Werkstoﬀ im Prozess eine Relativbewegung zum umschließenden Formwerkzeug auf, wodurch Reibung entsteht. Die Axialstempel müssen daher Kraftanteile für folgende Anforderungen aufbringen: • Überwindung der Wandreibung, • Umformumg des Werkstückes und • Überwindung des hydraulischen Gegendrucks. Der erste Kraftanteil entfällt beim Aufweitstauchen wegen der vernachlässigbaren Relativbewegung, der dritte Kraftanteil hingegen ist aufgrund der größeren Fläche höher als beim Aufweiten im geschlossenen Gesenk [DOHM93b]. Unabhängig vom Wirkprinzip müssen der axiale Pressweg und die entsprechende Umformkraft sowie der Innendruck genau auf die Geometrie, den Werkstoﬀ und andere Prozessgrößen abgestimmt sein. Den sich hieraus ergebenen Umformbereich in Abhängigkeit von Druck und Kraft zeigt Abbildung 4.100. Man erkennt, dass der Umformbereich sehr klein ist und nur bei richtiger Prozessführung befriedigende Ergebnisse zu erzielen sind. Bei ungünstiger Wahl der Prozessparameter kann das Werkstück knicken oder es treten Falten auf. Im Extremfall kann das Rohr an Stellen mit großen Querschnittsprüngen sogar bersten, siehe Abbildung 4.101.

U m fo rm k ra ft F

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K n ic k e n

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E in s c h n ü r b e g in n U m fo r m b e r e ic h

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In n e n d r u c k p i

Abbildung 4.100: Arbeitsdiagramm für das Aufweiten [DOHM93b]

428

4 Blechumformung

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Abbildung 4.101: Einﬂussgrößen auf das Arbeitsergebnis

Der dargestellte, zulässige Umformbereich verschiebt sich je nach Ausgangswanddicke und Werkstückwerkstoﬀ zu höheren oder niedrigeren Werten für die Umformkraft und den Innendruck. Der in Abbildung 4.102 dargestellte Zusammenhang gilt für die Phase des Prozesses, wo das Werkstück sich gerade an die Werkzeugkontur angelegt hat, aber noch keine enge Ausformung in den Eckbereichen stattﬁndet. Nach dieser ersten Umformphase steigen die Kräfte und Drücke steil an und können je nach Werkstoﬀ und Geometrie Werte bis 20.000 bar erreichen. 4.6.1.3 Herstellbare Formen und Verfahrensgrenzen. Mit dem Innenhochdruckumformen lässt sich eine Vielzahl verschiedener Formen herstellen, die in drei Klassen zu unterteilen sind, siehe Tabelle 4.5: • rotations- oder achssymmetrische Teile (auch oval, polygonförmig oder mehreckig) • mit partieller Aufweitung in einer oder mehreren Ebenen und Richtungen • durchgesetzt oder verschoben, z. B. exzentrisch Diese Formklassen können auch kombiniert und mit Hinterschneidungen realisiert werden. Die Werkstückgeometrie ist begrenzt durch die zulässigen Werkzeugbelastungen sowie durch die zulässigen Prozessparameter. Als Werkstückwerkstoﬀ sind alle metallischen Werkstoﬀe mit einem ausreichenden Formänderungsvermögen geeignet. Dies reicht von Leichtmetallen über unlegierte und Einsatzstähle bis hin zu vergütbaren und rostfreien Stählen [VDI99b]. Auch höherfeste Stähle können eingesetzt werden. Die Fließspannung und Verfestigung des Werkstoﬀs wirkt sich auf die Kräfte und Innendrücke sowie die ausformbaren Radien aus [HESS91, HESS92].

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4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

M e s s p u n k te a m E n d e d e r e rs te n U m fo rm p h a s e

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A lM g S i 0 ,5

8 0

Abbildung 4.102: Umformkraft und Innendruck in Abhängigkeit von der Ausgangswanddicke [DOHM93b]

4.6.1.4 Genauigkeit und Werkstückeigenschaften. Die erreichbaren Maßgenauigkeiten der Werkstücke werden von einer Vielzahl von prozessund werkstückseitigen Randbedingungen beeinﬂusst. An werkzeuggebundenen Außendurchmessern können Genauigkeiten von etwa IT 14 bis IT 12 (in Sonderfällen auch IT 10) nach DIN ISO 286-1 [ISO90] gewährleistet werden. Die Gesamtlänge lässt sich mit ± 0,8 mm tolerieren. Im Bereich scharfkantiger Querschnittsübergänge tritt eine extreme Werkstoﬀumlenkung mit der entsprechenden Verfestigung auf. Eine vollständige Ausfüllung dieser Geometrien ist daher nicht zu erzielen. Das Maß des kleinsten herstellbaren Außenradius beim Ausformen hängt vor allem von der Wanddicke, dem Werkstoﬀ und dem Innendruck ab, siehe Abbildung 4.103. Da die Innenkontur durch das Druckmedium und nicht durch formgebundene Werkzeuge verformt wird, stellt sich in diesem Bereich praktisch freier Materialﬂuss ein. Die Wanddicke schwankt daher je nach Verfestigung, Geometrie und Werkstoﬀﬂuss örtlich über das Bauteil, siehe Abbildung 4.104. Bei großen Durchmesseränderungen ohne axiales Nachschieben des Werkstoﬀs durch die Stempel kann die Wanddicke im Aufweitprozess erheblich reduziert werden. Umgekehrt ist es auch möglich, durch einen großen axialen Stempelweg die Wanddicke in bestimmten Grenzen örtlich gezielt zu erhöhen. Die Festigkeit der geformten Werkstücke steigt durch die Kaltverfestigung an. Zudem liegen die Werkstoﬀfasern sehr günstig tangential zur Kontur, so dass die Bauteile ein gutes Belastungsverhalten aufweisen. Im Umformprozess bleibt die Oberﬂächengüte des Ausgangsrohres weitgehend erhalten, an Radienübergängen kann sie bei entsprechender Werkzeuggestaltung verbessert werden. In Bereichen freier Aufweitung dagegen ist auch eine Erhöhung der Oberﬂächenrauheit möglich [KLAA93].

4 Blechumformung

E n d w e rte

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1 0 0 9 6 ,5

1 7 8

8 0 0 7 0 0

1 4 1 2 1 0 1 0

5 6 5 5 0 0

2

/ %

/ M P a

1 0 0 0

4

0

6

r e la tiv e K a ltv e r fe s tig u n g

6 ,0

f

6 ,5

1 1 3 1 1 0

F lie ß s p a n n u n g k

7 ,0

r e la tiv e W a n d d ic k e / %

W a n d d ic k e s / m m

Abbildung 4.103: Ausformbare Radien bei Stahl und Aluminium [DOHM93b, LANG93]

W e rk s to ff: 1 6 M n C r5

Abbildung 4.104: Wanddickenänderung und Verfestigung durch das Innenhochdruckumformen

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

431

ohne Hinterschnitt

mit Hinterschnitt

Tabelle 4.5: Formenordnung für das Innenhochdruckumformen

rotations- oder symmetrisch

achsen- mit partieller Aufweitung durchgesetzt, verlagert

4.6.1.5 Werkzeuge und Umformmedien. Die Gestaltung der Umformwerkzeuge hängt entscheidend von den nötigen Teilungsebenen und Verfahrwegen ab. Bei rotationssymmetrischen Bauteilen ohne Hinterschneidung bietet sich die Querteilung an, da hier die Werkzeugherstellung preiswerter und genauer ist als bei einer Längsteilung, siehe Abbildung 4.105 links. Zudem ist in der Umformmaschine nur eine Wirkrichtung der Stößel erforderlich. Für Bauteile mit Hinterschneidung ist die Querteilung nicht möglich. Hier muss aus Gründen der Entformbarkeit die Längsteilung gewählt werden. Für diese Werkzeugbauart kommt nur das Verfahrensprinzip Aufweiten im geschlossenen Gesenk in Frage, da die Schließrichtung der Formhälften senkrecht zur Stempelrichtung steht, siehe Abbildung 4.105 Mitte. Bei durchgesetzten Teilen sind sogar zwei- oder mehrfach geteilte Werkzeuge nötig, die mindestens drei unabhängige Werkzeugbewegungen ermöglichen, siehe Abbildung 4.105 rechts. Hier wird der maschinelle Aufwand sehr groß. Die Stö-

432

4 Blechumformung

Q u e r te ilu n g

F

F u

F

s

F

L ä n g s te ilu n g

F s

u

F

F

F s

F

F u

s

A x ia l- u n d r o ta tio n s s y m m e tr is c h e F e r tig te ile

F s

F

u

F u

g

s

u

F e r tig te ile m it H in te r s c h n e id u n g

F u

D u rc h g e s e tz te F e r tig te ile

Abbildung 4.105: Werkzeugbauarten [DOHM93b]

ßel sind bei den Maschinen für das Innenhochdruckumformen in der Regel hydraulisch betrieben. Das Druckmedium für die Umformung ist häuﬁg eine Öl-in-WasserEmulsion, das über ein Hydraulikaggregat mit Druckübersetzer in das Bauteil gepumpt wird [PETE04]. Je nach Geometrie und Werkstoﬀ ist eine Schmierung des Werkstückes vor der Umformung erforderlich. 4.6.1.6 Sonderanwendungen. Wegen der radialen Aufweitung der Werkstücke bietet sich das Innenhochdruckumformen für eine gleichzeitige Fügeoperation während des Umformprozesses an. Anwendung gefunden hat diese Verfahrenskombination aus Umformen und Fügen bei der Herstellung von Nockenwellen. Dabei geht man von einem langen Rohr aus, auf das die einzelnen, gelochten Nocken aufgeschoben werden. In den Werkzeugformhälften wird das Rohr anschließend mit Innendruck beaufschlagt, so dass sich die Rohraußenwand an die Nockenbohrungen fest anlegt und ein Schrumpfsitz entsteht, siehe Abbildung 4.106. Der Vorteil bei dieser Bauweise sind die geringe Masse und die großen zulässigen Toleranzen für die Bohrung der Nocken. Das Material der Nocken kann hier unabhängig vom Werkstoﬀ des Rohres gewählt werden. In eine ähnliche Richtung geht die Herstellung von Verbundbauteilen. Dabei werden zwei Rohre unterschiedlichen Werkstoﬀs ineinandergeschoben und gleichzeitig innenhochdruckumgeformt. Nach der Umformung sind beide Ausgangsteile formschlüssig miteinander verbunden, siehe Abbildung 4.107. Diese Verbundbauweise kann vorteilhaft dort genutzt werden, wo durch das Bauteil aggressive oder korrosive Medien geleitet werden sollen. Hier kann innen ein dünnes, chemisch resistentes Rohrmaterial gewählt werden, woge-

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

A - A

A - A

A

N o c k e n F o r m s c h lu s s

A

C - C

B - B

B A

A

C

C

B

N o c k e n R e ib s c h lu s s

433

L a g e r

N o c k e n

E in s te lls e c h s k a n t

Abbildung 4.106: Gefügte Nockenwelle

gen außen ein preiswerter und mechanisch stabiler Werkstoﬀ zum Einsatz kommt.

Werkstoff B

Werkstoff A

Abbildung 4.107: Werkstück in Verbundweise

434

4 Blechumformung

4.6.2 Superplastische Blechumformung 4.6.2.1 Superplastizität. Der Zustand eines metallischen Werkstoﬀs wird dann superplastisch genannt, wenn er bei einer im Vergleich zum normalplastischen Zustand extrem niedrigen Fließspannung ein sehr hohes Formänderungsvermögen aufweist. Um diesen Werkstoﬀzustand zu erreichen und für die Umformung nutzbar zu machen, müssen folgende Voraussetzungen vorliegen: • sehr homogenes und feinkörniges Gefüge (Korndurchmesser d < 10 µm), • Umformtemperatur höher als die Hälfte der Schmelztemperatur und • sehr kleine Umformgeschwindigkeiten (10−5 s−1 < ϕ˙ < 10−1 s−1 ). Eine ausführlichere Beschreibung des superplastischen Materialverhaltens, des Verfahrensprinzips sowie eine Übersicht über die relevanten Werkstoﬀe sind Kapitel 3.4.3 zu entnehmen. Aufgrund der geringen Fließspannungen im superplastischen Zustand lassen sich Blechteile herstellen, die im normalplastischen Werkstoﬀzustand nicht realisierbar sind. Unter konventionellen Umformbedingungen ist das Umformvermögen von Blechwerkstoﬀen auf Bruchdehnungen im Bereich von 50 % beschränkt, was einem Umformgrad von ϕ ≈ 0, 4 entspricht. Übliche Dehnungen superplastischer Blechwerkstoﬀe liegen im Zugversuch bei 500 % (ϕ ≈ 1, 6). Die Grenze für die superplastische Umformung liegt heute bei 8.000 % (ϕ ≈ 4, 4), welche mit kommerzieller Bronze im einachsigen Zugversuch erzielt wird [VULC04]. 4.6.2.2 Verfahrensprinzipien. In der Blechumformung verspricht die Superplastizität vor allem Vorteile bei besonders hohen Ziehverhältnissen im Tiefziehprozess [SIEG92] oder bei der Umformung mit ﬂüssigen oder gasförmigen Wirkmedien, wenn hohe Umformgrade benötigt werden [VULC04]. Für Tiefziehteile haben sich zwei pneumatisch arbeitende Verfahren, sogenannte Blasverfahren, etabliert [WERL95]: • Beim pneumatischen Tiefen im Matrizenverfahren wird das Blech zu Prozessbeginn zwischen zwei Druckkammern geklemmt und anschließend mittels Gasdruck in eine der zwei Druckkammern gedrückt, welche die Negativform des Fertigteils aufweist. Dieses Verfahren eignet sich für großﬂächige, ﬂache Werkstückgeometrien mit überwiegend konvexer Kontur [VULC04]. • Das sogenannte Patrizenverfahren arbeitet ebenfalls mit Gasdruck. Hier wird das fest eingespannte Blech zunächst mittels Gasdruck in eine der beiden Kammern gedrückt und dadurch zu einer Blase verformt. Ist die gewünschte Blasengröße erreicht, fährt ein Stempel (die Patrize) von innen in die entstandene Kugelhohlform der Blase. Gleichzeitig werden die Druckverhältnisse umgekehrt, so dass die Blase von außen mit Druck beaufschlagt wird, wodurch sie sich an die Kontur des Stempels anlegt. Das Patrizenverfahren zeichnet sich gegenüber dem Matrizenverfahren durch

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

435

höhere erreichbare Umformgrade, konstantere Bauteilwanddicken und eine besser kontrollierbare Formänderungsgeschwindigkeit aus [WERL95]. Des Weiteren lassen sich, ähnlich wie beim Innenhochdruckumformen, Hohlkörper mittels Druckluft und Vakuum im Gesenk umformen, siehe Abbildung 4.108 [THOM69].

D r u c k lu ft

G e s e n k h ä lfte

W e rk s tü c k V a k u u m

Abbildung 4.108: Vakuumformen eines Hohlkörpers [THOM69]

4.6.2.3 Werkstoﬀe und Anwendungsbeispiele. Die größte Verbreitung haben superplastische Blechwerkstoﬀe aus Aluminium und Aluminiumlegierungen sowie Titan und Titanlegierungen [FRIE88, HOJA91, THOM69, VULC04, SCHR93a]. Mit heute erhältlichen superplastischen Aluminiumlegierungen sind Dehnungen bis 800 % möglich, was logarithmischen Umformgraden bis ϕ ≈ 2 entspricht. Die Hauptanwendungsbereiche sind in der Reihenfolge ihres Marktanteils für superplastisch umgeformte Aluminiumbauteile die Luft- und Raumfahrt (40 %), der Schienenfahrzeugbau (39 %), das Bauwesen (10 %) sowie Kleinserien im Automobilbau (7 %) [VULC04]. In Abbildung 4.109 sind beispielhaft Tiefziehteile aus Aluminium für die Luftfahrt dargestellt, welche superplastisch umgeformt wurden. Die Titanwerkstoﬀe werden wegen ihrer Temperaturbeständigkeit und ihrer hohen gewichtspeziﬁschen Festigkeit überwiegend in der Luftfahrt eingesetzt [ADAM98,FRIE88,FURL88]. Für andere Anwendungen sind sie i. d. R. zu teuer. Titanlegierungen kommen beispielsweise in Schubumkehrern in Turboﬂugtriebwerken zum Einsatz, da hier Blechteile benötigt werden, die hohen Temperaturen standhalten [ADAM98].

436

4 Blechumformung

Abbildung 4.109: Superplastisch umgeformte Blechbauteile aus Aluminium (Quelle: Alcan)

Insgesamt ist die industrielle Verbreitung der superplastischen Formgebung jedoch nicht weit fortgeschritten. Dies liegt in der speziell erforderlichen Anlagentechnik und den hohen Herstellkosten der Bauteile begründet. Zum einen sind die für die superplastische Umformung erforderlichen Feinkornwerkstoﬀe relativ teuer und zum anderen müssen sehr lange Taktzeiten in Kauf genommen werden, um die niedrigen Umformgeschwindigkeiten zu gewährleisten. Dies beschränkt die superplastische Umformung auf Anwendungen im Kleinserienbetrieb. 4.6.3 Formgebung mit Laserstrahlung Im Gegensatz zur Großserienfertigung von Blechteilen, bei der die Formgebung vielfach mit Hilfe aufwendiger Formwerkzeuge erfolgt, stellt der mit dieser Werkzeugherstellung verbundene hohe Kosten- und Zeitaufwand den gravierenden Nachteil bei der Prototypen- und Kleinserienproduktion dar. So erfahren z. B. einzelne Karosseriekomponenten im Rahmen der Entwicklung eines neuen Fahrzeugtyps nach dem ersten Entwurf zahlreiche Modiﬁkationen, bis die endgültige Form festliegt. Die Kosten für die Änderungsarbeiten bedingen, dass die Gesamtkosten für die Werkzeugfertigung zusätzlich gesteigert werden. Dementsprechend groß ist in diesem Anwendungsbereich der Bedarf an ﬂexiblen Blechumformverfahren, die die gewünschte Bauteilgeometrie kostengünstig und schnell, d. h. ohne bzw. nur mit wenigen formgebundenen Werkzeugen realisieren. Die Formgebung mittels Laserstrahlung als ein noch in der Entwicklung beﬁndliches Verfahren erweitert das Spektrum der heute industriell eingesetz-

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

437

ten, ﬂexiblen Umformtechniken. Wesentliches Merkmal dieser Umformtechnik ist der Verzicht auf formgebundene Werkzeuge. Die Blechumformung erfolgt hier vielmehr ausschließlich durch die berührungslose Induzierung thermisch bedingter Spannungen mit Hilfe des Laserstrahls. Neben der Fertigung von Prototypen und Kleinstserien besteht ein weiterer Anwendungsbereich im Richten von Blechteilen. 4.6.3.1 Verfahrensprinzip. In Abbildung 4.110 ist das Verfahrensprinzip der Laserstrahlumformung metallischer Halbzeuge schematisch dargestellt. Das Blech bewegt sich mit konstanter Vorschubgeschwindigkeit unterhalb des ortsfesten Laserstrahls entlang einer deﬁnierten Biegelinie. Die an der Werkstückoberﬂäche absorbierte Energie des Laserstrahls wird in thermische Energie umgesetzt und bewirkt aufgrund der hohen Intensität des Laserstrahls eine rasche Erwärmung der Randschicht.

B ie g e w in k e l

L a s e rs tra h l E in s p a n n u n g

K ü h lm e d iu m

L a s e rs tra h l

e b e n e s B le c h F o k u s s ie r o p tik

W ä r m e e in flu s s z o n e ( E 1 )

U m fo r m u n g d u r c h g e z ie lte E in b r in g u n g v o n la s e r in d u z ie r te n th e r m is c h e n S p a n n u n g S c h r itte d e s U m fo r m v o r g a n g e s :

W e rk s tü c k

B ie g e lin ie B ie g e w in k e l

1 .P M A P

a r tie lle a te r ia la u fb a u v la s tis c h

E rw ä u s d e o n D e V e

rm u h n u ru c k rfo rm

n g n g s p a n n u n g e n u n g

2 . A b k ü h lu n g L o k a le M a te r ia ls c h r u m p fu n g B a u te ilv e r fo r m u n g

Abbildung 4.110: Laserstrahlumformung; Verfahrensprinzip (schematisch)

Der Temperaturausgleich im Werkstück geschieht durch Wärmeleitung, so dass unterhalb der bestrahlten Fläche ein Temperaturfeld entsteht, welches bei einer zweidimensionalen Betrachtungsweise zu einer Wärmeeinﬂusszone E1 zusammengefasst werden kann. In dieser Zone kommt es in Abhängigkeit von der Temperatur zu einer unterschiedlich stark ausgeprägten thermischen Ausdehnung und Reduzierung der Streckgrenze des Materials. Da diese wärmebedingte Werkstoﬀdehnung aber vom kälteren Werkstoﬀ der unmittelbar benachbarten Umgebung behindert wird, entstehen in der erwärmten Zone Druckspannungen. Diese sind in ihrer Höhe durch die der jeweiligen Temperatur entsprechende Warmstreckgrenze des Werkstoﬀs begrenzt. Erreicht die Wärmedruckspannung diesen Wert, so entstehen plastische Stauchun-

438

4 Blechumformung

gen. Eine Schädigung des Materials ist bei der Erwärmung nicht vorhanden, weil mit ansteigender Temperatur die Verformbarkeit des Materials zunimmt [HENN01, VOLL96]. Nach Beendigung der Erwärmungsphase kommt es zu einer Schrumpfung des plastiﬁzierten Bereiches infolge des Temperaturgefälles in Blechdickenund -breitenrichtung. Der Grad der Schrumpfung, der sich in Form eines Biegewinkels auswirkt, wird von der Größe der Wärmeeinﬂusszone, der Höhe des Temperaturgefälles von der Wärmeeinﬂusszone zum benachbarten Werkstoﬀ, der Streckgrenze und dem Wärmeausdehnungskoeﬃzienten des Werkstoﬀs sowie dessen Elastizitätsmodul, aber auch von der Steiﬁgkeit des Bauteils entscheidend beeinﬂusst [FRAC90, GEIG91, KITT93, KÖNI93b]. Der Einsatz des Laserstrahls bietet vor allem aufgrund der guten Fokussierbarkeit und der exakten Steuerbarkeit der Strahlintensität Vorteile gegenüber anderen Wärmequellen. Mit Hilfe des Lasers lassen sich partiell scharf abgegrenzte Bereiche deﬁniert erwärmen, um den beschriebenen Umformmechanismus einzuleiten. Als Strahlquellen können grundsätzlich sowohl Gas(CO2 ) als auch Festkörperlaser (Nd:YAG) eingesetzt werden. Beide Quellentypen stellen die für die Umformung von Blechdicken über 1 mm benötigten Strahlleistungen im Kilowattbereich zur Verfügung. Unterschiede bestehen vor allem in der Wellenlänge der Laserstrahlung und den daraus resultierenden Absorptionseigenschaften. Während beim CO2 -Laser zur besseren Energieeinkopplung absorptionsfördernde Coatingschichten wie z. B. Graphit auf die Werkstückoberﬂäche aufgetragen werden müssen, kann bei der Bearbeitung mit dem Nd:YAG-Laser aufgrund der 10fach kürzeren Wellenlänge von 1,06 µm hierauf verzichtet werden. Ferner erfolgt die Strahlführung beim Festkörperlaser mit Hilfe von Lichtleitfasern, wodurch die Flexibiltät des Verfahrens erhöht wird. Demgegenüber ist die maximale Ausgangsleistung heutiger Nd:YAG-Laser geringer als die von CO2 -Lasern. 4.6.3.2 Technologische Grundlagen. Zu den wesentlichen Stell- und Einﬂussgrößen des Laserstrahlumformprozesses zählen bauteilbezogene Größen wie Werkstoﬀart und Blechdicke sowie verfahrensspeziﬁsche Größen wie Lasertyp, Leistung, Strahlabmessung im Brennﬂeck und Vorschubgeschwindigkeit. Grundlegende Zusammenhänge zwischen dem Umformgrad und den Prozessparametern sind in Abbildung 4.111 für eine einfache Umformaufgabe dargestellt. Bei einer Blechdicke von 0,75 mm und konstanter Vorschubgeschwindigkeit sind mit zunehmender Laserleistung nur geringe Änderungen des Biegewinkels zu verzeichnen. Er beträgt im Durchschnitt 5° pro Überlauf. Durch mehrfaches Überfahren der gleichen Biegelinie sind größere Biegewinkel erzielbar, wobei zwischen der Anzahl der Überläufe und dem Biegewinkel ein degressiver Zusammenhang besteht. Ursache hierfür ist eine Abnahme der absorbierten Wärmemenge bedingt durch die mit steigendem Biegewinkel ungünstigeren Einstrahlbedingungen des Laserstrahls und die bei mehrfacher Strahlbeaufschlagung eintretende Schädigung der Graphitschicht. Weitere Prozessvorteile sind durch die Bearbeitung mit Nd:YAG-Laser zu errei-

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

439

chen. Gegenüber dem CO2 -Laser ist eine Steigerung des Biegewinkels um ca. 20 % möglich. Der Vergleich unterschiedlicher Werkstoﬀe zeigt, dass der in einem Überlauf realisierbare Biegewinkel linear mit zunehmendem Verhältnis vom thermischen Ausdehnungskoeﬃzienten zur volumenbezogenen Wärmekapazität ansteigt. Dementsprechend ergeben sich in der Reihenfolge Stahl, Titan, Edelstahl, Kupfer, Messing und Aluminiumlegierung zunehmende Biegewinkel [GEIG93b, KÖNI93b, VOLL96]. B le c h d ic k e : s = 0 ,7 5 m m P L = 1 k W (C O 2 -L a s e r) v f = 1 5 0 0 m m /m in

5 0 6

* *

4

v f = v f = v f = B le c h d

2 0 0

1 0 0 1 2 5 1 5 0 ic k e

0 m m 0 m m 0 m m : s =

B ie g e w in k e l a / °

B ie g e w in k e l a / °

8

* /m in /m in /m in 0 ,7 5 m m

0 ,6 1 ,2 1 ,5 0 ,9 C O 2 - L a s e r le is tu n g P

1 ,8

4 0 3 0 2 0

B le c h d ic k e : s = 2 ,5 m m P L = 2 ,8 k W (C O 2 -L a s e r) v f = 2 5 0 0 m m /m in

1 0 0 0

L

B ie g e w in k e l a / °

8

* 6

4

0

2

N d :Y (o h n C O 2 ( m it B le c

0

A G -L a s e e C o a tin g -L a s e r (9 C o a tin g ) h d ic k e : s

r (1 0 0 0 W ) 0 0 W )

)

= 0 ,7 5 m m

1 0 0 0 1 2 0 0 1 4 0 0 1 6 0 0 1 8 0 0 V o r s c h u b g e s c h w in d ig k e it v f

W e r C o a B le c * : A

4 1 2 8 A n z a h l d e r Ü b e r lä u fe N k s tin h g n s

to ff : g : e o m e tr ie : c h m e lz e n

1 6

D C 0 1 ( K a r o s s e r ie b le c h ) G r a p h it ( b e i C O 2 - L a s e r ) 1 0 0 m m x 5 0 m m d e r O b e r flä c h e

M e s s s te lle B e a r b e itu n g s r ic h tu n g

Abbildung 4.111: Abhängigkeit des Biegewinkels von wesentlichen Prozessstell- und einﬂussgrößen

Als Folge der örtlichen Wärmeeinwirkung treten beim Laserstrahlumformen in den wärmebeeinﬂussten Bereichen Gefügeveränderungen auf, die im Hinblick auf den jeweiligen Anwendungsfall und die geforderten Gebrauchseigenschaften des Bauteils zu berücksichtigen sind. Art und Ausdehnung der Gefügebeeinﬂussung hängen vom Werkstoﬀ, der max. Prozesstemperatur und den jeweiligen Abkühlbedingungen ab. Untersuchungen an Karosserieblechen aus DC 01 ergaben z. B. eine deutliche Kornfeinung verbunden mit einem geringen Härteanstieg um etwa 10 % in der Umformzone. Wesentlich ausgeprägtere Härtesteigerungen treten dagegen bei Stählen mit Kohlenstoﬀgehalten > 0,2 % auf, sofern beim Umformvorgang die zur Martensitbildung notwendige Austenitisierungstemperatur überschritten wird. Des Weiteren können sich durch die wiederholte Wärmeeinbringung bei der Umformung Ausscheidungen auf den Korngrenzen bilden, die z. B. bei Al-Mg-Legierungen die Korrosionsbeständigkeit der Werkstoﬀe herabsetzen [KITT93, VOLL96]. 4.6.3.3 Anwendungsfelder. Die hohe Flexibilität des Lasers eröﬀnet ein vielseitiges Einsatzpotenzial für das Laserstrahlumformen. Zukünftige An-

440

4 Blechumformung

wendungsschwerpunkte werden in den Bereichen des Automobil- und Anlagenbaus und der Luft- und Raumfahrt sowie im allg. Maschinienbau und in der Mikroelektronik erwartet. Neben der Herstellung von Prototypen und Kleinserien zählen auch thermische Richtarbeiten und die Umformung hochfester oder spröder Werkstoﬀe (Titan, Gusseisen) zu den möglichen Einsatzgebieten. Vorteile können sich zudem aus der Kombination mit anderen Laserverfahren wie dem Schneiden und Schweißen ergeben, so dass Möglichkeiten zur Komplettbearbeitung von Blechteilen gegeben sind. Für den breiten industriellen Einsatz des Verfahrens sind jedoch insbesondere im Hinblick auf die Herstellung komplexer Bauteile noch weitere Entwicklungsarbeiten erforderlich. Den derzeitigen Entwicklungsstand dokumentieren eine Reihe von Musterbauteilen, die heute durch Laserstrahlumformen herstellbar sind, siehe Abbildung 4.112. U m fo r m u n g v o n e b e n e n B le c h e n

U m fo r m u n g v o n P r o filh a lb z e u g e n

V e r fa h r e n s k o m b in a tio n

n a c h : IP P T , W a rs c h a u

n a c h : IP P T , W a rs c h a u

F e r tig u n g s fo lg e n : 2 0 m m IP T , A a c h e n

L a s e r s tr a h ls c h n e id e n L a s e r s tr a h lu m fo r m e n L a s e r s tr a h ls c h w e iß e n

Abbildung 4.112: Laserstrahlumformen; Musterbauteile

Das Spektrum umfasst sowohl einfache Geometrien wie z. B. Winkel und Bögen mit Wandstärken bis zu 8 mm als auch komplexere Formelemente wie z. B. konvex gekrümmte Kugelkalotten, die aus ebenen Blechhalbzeugen geformt werden. Darüber hinaus können ebenso oﬀene und geschlossene Proﬁlhalbzeuge wie Rohr, Quadrat-, Rechteck- und U-Proﬁle mit dem Laserstrahl gebogen werden. Bei Rohren sind zusätzlich partielle Aufweitungen und Reduzierungen des Nenndurchmessers realisierbar.

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

441

4.6.4 Hochgeschwindigkeitsumformung Der Begriﬀ Hochgeschwindigkeitsumformung umfasst Verfahren, die sich hinsichtlich der Prozesszeit und der Geschwindigkeit des Vorgangs deutlich von den konventionellen Umformprozessen unterscheiden. Tabelle 4.6 zeigt einen Vergleich zwischen dem Schmieden als „konventionellem“ Verfahren und den gebräuchlichsten Hochgeschwindigkeitsverfahren. Alle in der Tabelle aufgeführten Verfahren gelten als Hochleistungsverfahren, da, wie die Tabelle zeigt, ähnlich hohe Leistungen umgesetzt werden. Zu den Hochgeschwindigkeitsverfahren gehören jedoch nur die pneumatisch-mechanischen Verfahren, die Magnetumformung, die elektrohydraulische Umformung und die Explosionsumformung. Die pneumatisch-mechanischen Verfahren nutzen ein stark komprimiertes Gas (z. B. ölfreie Luft oder Stickstoﬀ), um eine Masse zu beschleunigen, die dann die Arbeit verrichtet. In der Magnetumformung werden Magnetfelder genutzt, um das Werkstück zu beschleunigen und es mit Hilfe der ihm eigenen kinetischen Energie in eine Werkzeugform zu pressen. Elektrohydraulische Verfahren, die auch Hydrospark Verfahren genannt werden, lassen durch plötzliche Entladung von in Kondensatoren gespeicherter elektrischer Energie Wasser oder einen die Funkenstrecke überbrückenden Draht verdampfen. Die dadurch entstehende Druckwelle wird für den Umformvorgang genutzt. Bei der Explosionsumformung wird eine solche Druckwelle durch Zündung von Explosivstoﬀen erzeugt [LANG93]. Im Folgenden wird näher auf die Explosionsumformung und die elektromagnetische Umformung eingegangen.

Tabelle 4.6: Kennwerte Hochleistungsumformverfahren [OPIT62, LANG93] Verfahren bzw. Maschine

Werkzeug-* bzw. Werkstückgeschwindigkeit** [m/s]

Prozessdauer bei Leistung [kW] kleinen Umformwegen [s]

Erzielbarer Druck [MPa]

Schmiedehammer pneumatischmechanisch elektromagnetische Umformung elektrohydraulisch Explosionsumformung in Flüssigkeit

*5 * 20

10−1 . . . 10−2 10−2 . . . 10−3

104 105

10.000 10.000

** . . . 300

10−4

104 . . . 105

3.000-5.000

** . . . 300

10−3

104

10.000

−3

6

** . . . 300

10

10

60.000

4.6.4.1 Explosionsumformung. Verfahren, welche die zur Umformung erforderliche Energie aus Explosivstoﬀen beziehen, sind bereits seit der Jahrhundertwende bekannt. Bedeutung haben sie jedoch erst in den letzten Jahren bei der Bearbeitung schwer umformbarer Werkstoﬀe erlangt. Vor allem

442

4 Blechumformung

im Flugzeug-, Raketen- und Reaktorbau sowie in der medizinischen Technik wurden Verfahren entwickelt, die als Energiequelle elektrische Entladungen unter Wasser oder Explosivstoﬀe ausnutzen, siehe Abbildung 4.113.

d u r c h S p r e n g s to ffd e to n a tio n

d u r c h e le k tr is c h e E n tla d u n g S p re n g s to ff F u n k e n s tre c k e M e d iu m M a tr iz e B le c h r o n d e B le c h r o n d e

W e rk s tü c k

W e rk s tü c k

Abbildung 4.113: Tiefziehen mit elektrischer Entladung und Sprengstoﬀdetonation [DIN03h]

Beim Umformen z. B. durch Sprengstoﬀdetonation entsteht bei der Zündung eine Schockwelle, die sich vom Explosionsmittelpunkt radial nach außen bewegt. Triﬀt diese Schockwelle auf ein umzuformendes Blech, so übt sie auf dessen Oberﬂäche eine Normalbelastung aus. Bei Ausbreitungsgeschwindigkeiten der Schockwelle zwischen 1.000 und 8.000 m/s werden Drücke bis zu 10.000 MPa erreicht [OEHL01], so dass auch hochfeste Blechewerkstoﬀe umgeformt werden können. Als Anwendungsbereiche für die Explosionsumformung sind die Herstellung großﬂächiger Teile, für welche die Nennkraft konventioneller Pressen nicht ausreicht, die Herstellung von Werkstücken komplizierter Geometrie und schwierig umzuformender Werkstoﬀe sowie die Fertigung von Kleinserien und Prototypen zu nennen [LANG90c, VOVK04]. Gemeinsam mit dem Umformen durch Unterwasserfunkenentladung, meist als Hydrosparkverfahren bezeichnet, ergeben sich als Vorteile dieser Verfahren: • Vielseitigkeit hinsichtlich der herzustellenden Geometrien, • erheblich niedrigere Werkzeugkosten, • Einsparung von Arbeitsgängen, da höhere Ziehverhältnisse auf Grund der höheren Umformgeschwindigkeit möglich sind, • gegenüber konventionellen Verfahren meist Einhaltung engerer Toleranzen möglich. Nachteilig erscheinen die langen Rüstzeiten und die strengen Sicherheitsbestimmungen.

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

443

4.6.4.2 Elektromagnetisches Umformen. Bei den bisher beschriebenen Verfahren wird zur Übertragung der notwendigen Umformkräfte ein Medium benötigt. Dagegen erfolgt die Umformung bei Wirkenergie basierten Verfahren durch einen im Werkstück selbst erzeugten Druck. Die bisher einzige bekannt gewordene Verfahrensvariante ist das elektromagnetische Umformen, siehe Abbildung 4.114. Das elektromagnetische Umformen ist ein elektrodynamisches Hochgeschwindigkeitsfertigungsverfahren, bei dem das Werkstück durch die Krafteinwirkung gepulster Magnetfelder von sehr hoher Intensität umgeformt wird. Es besteht hierbei meist kein mechanischer Kontakt zu einem Werkzeug [MÜLL69, DIET75]. Die in Kondensatoren gespeicherte Energie wird stoßartig über eine Spule entladen. Zwischen Werkstück und Spule baut sich durch den gedämpft schwingenden Entladestrom ein zeitlich veränderliches Magnetfeld auf, das in dem leitenden Werkstück Wirbelströme induziert. Das Zusammenwirken von Magnetfeld und Wirbelströmen erzeugt die zur Umformung notwendige Kraft [LANG90c].

S p u le B le c h r o n d e S p u le n k ö r p e r

W e rk s tü c k

M a tr iz e

V a k u u m

Abbildung 4.114: Tiefziehen unter Einwirkung eines Magnetfeldes

Beim Tiefziehen lassen sich mit Hilfe dieses Verfahrens nur relativ ﬂache Teile herstellen, da auf Grund der bei den hohen Beschleunigungen auftretenden Trägheitskräfte ein Nachﬂießen des Werkstoﬀes über die Ziehkante behindert wird. Gegenüber den herkömmlichen Verfahren des Tiefziehens ist mit einer größeren Blechdickenabnahme im umgeformten Bereich zu rechnen [OEHL01]. Der Anwendungsbereich erstreckt sich daher weniger auf das Tiefziehen als vielmehr auf das Ausbauchen, Aufweiten und Einschnüren dünner Rohre oder Hohlproﬁle [BÜHL66] sowie auf Fügen durch Umformen, wie beispielsweise das Aufpressen von Kabelschuhen auf Kabel, von Hohlproben oder Rohren auf Massivproﬁle, aber auch zur Herstellung unlösbarer Verbindungen [LANG90c, OEHL01]. Als wesentlicher Vorteil des Verfahrens ist zu nennen, dass Unterhaltungsund Wartungskosten auf Grund des Fehlens beweglicher Teile an der Ma-

444

4 Blechumformung

schine niedrig sind. Zudem werden keine Übertragungsmittel benötigt, was dazu führt, dass dieses Verfahren in der Serienfertigung einsetzbar ist. Den Vorteilen steht vor allem eine begrenzte Auswahl gut verarbeitbarer Werkstoﬀe gegenüber. Geeignet ist hauptsächlich Aluminium als gut elektrisch leitender Werkstoﬀ mit geringer Fließspannung. Die Anlagentechnik (Werkzeug / Spule, Kondensatorbank, etc.) muss an die Umformaufgabe angepasst sein [RISC04]. Außerdem ist die Maschinengröße aus Gründen der Wirtschaftlichkeit begrenzt [LANG90c]. Verfahrensprinzip und Voraussetzungen für das magnetische Umformen. Die elektromagnetische Umformung beruht auf dem physikalischen Prinzip der Induktion. Durch den primären Strom der Werkzeugspule wird dabei ein primäres, zeitlich veränderliches Magnetfeld erzeugt. Dieses induziert einen sekundären Strom im Werkstück, der wiederum zur Ausbildung eines sekundären Magnetfelds führt. Da die Magnetfelder von Primär- und Sekundärstrom gegenläuﬁg sind, stoßen sie sich voneinander ab, wodurch das Werkstück beschleunigt wird. Der Betrag der Beschleunigung hängt in erster Linie von der magnetischen Flussdichte B des primären Magnetfeldes und von der Induktivität des Blechwerkstoﬀs ab, welche die Größe der induzierten Ströme und damit die magnetische Flussdichte des sekundären Magnetfelds bestimmt [LANG93]. Für die Erzeugung geeigneter Magnetfelder zur magnetischen Umformung werden Stoßkondensatoren als Energiespeicher aufgeladen und dann innerhalb von mehreren 10 µs über eine der Werkstückgeometrie angepasste Spule entladen, Abbildung 4.115.

H o c h s tr o m s c h a lte r

A r b e its s p u le

S to ß k o n d e n s a to r

W e rk s tü c k

Abbildung 4.115: Prinzipieller Aufbau einer Einrichtung zur magnetischen Umformung (nach Puls Plasmatechnik)

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

445

Der Betrag der induzierten Ströme bzw. der Induktivität des Blechs hängt insbesondere von der elektrischen Leitfähigkeit des Werkstückstoﬀes ab. Bei gut leitenden Materialien, wie z. B. Kupfer und Aluminium, wirken auf die Werkstückoberﬂäche magnetische Drücke von einigen tausend MPa. Diese Drücke müssen so hoch sein, dass die Fließspannung im Werkstück überschritten wird. Sind die Ströme und damit die Umformdrücke aufgrund schlechter Leitfähigkeit zu gering, so ist es möglich, durch Umgeben des Werkstücks mit einem sogenannten Treiber aus Aluminium oder Kupfer die Induktivität und somit die Stromstärken zu erhöhen. Die magnetischen Kräfte wirken dann nicht auf das eigentliche Werkstück, sondern auf den Treiber [DENG91]. Anwendung der magnetischen Umformung. Häuﬁg wird das magnetische Umformen zum formschlüssigen Fügen zweier Bauteile verwendet. Dabei umschließt das eine Bauteil meist das andere. Anhand der Form und Bewegungsrichtung unterscheidet man drei Verfahrensvarianten: • die Kompression, • die Expansion und • die Flachumformung. Die am häuﬁgsten angewandte Variante ist die Kompression. Hierbei wird als Arbeitsspule eine Zylinderspule verwendet, die beide Werkstücke umfasst. Die Kräfte, die auf das äußere Werkstück wirken, sind nach innen gerichtet und drücken es auf das formgebende, innere Werkstück. Bei der magnetischen Umformung entstehen gleichmäßige und ﬂächige Kräfte auf dem Umfang. Daher ist die magnetische Umformung besonders für das Aufschrumpfen von Rohren oder Ringen auf spröde Materialien, wie Keramik, prädestiniert (Abbildung 4.116). Bei der Expansion werden Rohre oder Ringe aufgeweitet oder in eine umschließende Form hineingedrückt. Die radial nach außen wirkenden Kräfte werden von einer im Werkstück liegenden Zylinderspule erzeugt, Abbildung 4.117. In Abbildung 4.118 ist das Flachumformen ebener Bleche dargestellt. Das Magnetfeld wird in der Nähe des Bleches erzeugt und drückt das Blech in die Vertiefung einer Matrize. Die Flachspule hat häuﬁg die Form einer archimedischen Spirale und ist parallel zum Werkstück ausgerichtet. Außer Aluminium- und Stahlwerkstoﬀen gibt es auch Untersuchungen zur Verarbeitung von Magnesiumwerkstoﬀen bei Verarbeitungstemperaturen von ca 300 °C [UHLM04]. Großserienanwendung ﬁndet die elektromagnetische Umformung beim Verschließen von Aluminiumdeckeln für Milchﬂaschen, Abbildung 4.119. Wegen der geringen Blechdicke sind auch mit kleinen Energiemengen vollkommen dichte Fügeverbindungen mit einer Mengenleistung von mehreren tausend Stück pro Stunde möglich.

446

4 Blechumformung

v o r d e r U m fo rm u n g

z u v e r b in d e n d e W e rk s tü c k e

n a c h d e r U m fo rm u n g

Abbildung 4.116: Kompression rohrförmiger Bauteile (nach Puls Plasmatechnik) v o r d e r U m fo rm u n g

W e rk s tü c k

S p u le

n a c h d e r U m fo rm u n g

F o rm

/ W e rk z e u g

Abbildung 4.117: Expansion rohrförmiger Bauteile (nach Puls Plasmatechnik)

4.6 Sonderverfahren der Blechumformung

F o rm

447

W e rk z e u g

S p u le

B le c h

Abbildung 4.118: Flachumformung (nach Puls Plasmatechnik)

G la s

v o r d e r U m fo rm u n g

n a c h d e r U m fo rm u n g S p u le

Abbildung 4.119: Verschließen von Milchﬂaschen durch elektromagnetische Umformung (nach Steingröver)

5. Blechtrennung

Neben den reinen Umformverfahren sind in der Blechbearbeitung die Verfahren des Trennens von besonderer Bedeutung, da die Fertigung eines Blechteils fast immer mit Trennvorgängen verbunden ist. Die Notwendigkeit zum Trennen ergibt sich sowohl bei der Herstellung des Rohlings als auch bei der Fertigung der endgültigen Werkstückkontur. Die Bearbeitung erfolgt mechanisch durch Schneidverfahren oder thermisch durch Brenn- oder Laserschneiden.

5.1 Schneiden Nach DIN 8588 [DIN03l] gehören die Schneidverfahren zur Gruppe „Zerteilen“, wobei zwischen Scherschneiden, Messerschneiden, Beißschneiden, Spalten, Reißen und Brechen unterschieden wird, siehe Abbildung 5.1.

3 .1

Z e r te ile n

3 .1 .1

S c h e rs c h n e id e n

3 .1 .2

M e s s e rs c h n e id e n

3 .1 .3

B e iß s c h n e id e n

Abbildung 5.1: Zerteilverfahren [DIN03l]

3 .1 .6

3 .1 .5

3 .1 .4

S p a lte n

R e iß e n

B re c h e n

450

5 Blechtrennung

Während die Verfahren Messerschneiden, Beißschneiden, Spalten, Reißen und Brechen in der metallverarbeitenden Industrie eine untergeordnete Rolle spielen, ﬁndet das Scherschneiden breite Anwendung. Typische Einsatzgebiete liegen in der Automobilindustrie (Karosseriebleche, Hebel, Beschläge), Elektroindustrie (Stator- und Rotorbleche, Transformatorenkerne), Feinmechanik (Teile für Film- und Fotokameras, Nähmaschinen, Uhrwerke) und in der Haushaltsgeräteindustrie (Bestecke, Geschirr, Spülen). 5.1.1 Grundlagen des Schneidens Zum Schneiden wird ein Werkzeug benötigt, das aus den Hauptbestandteilen Schneidstempel und Schneidplatte besteht, siehe Abbildung 5.2.

d

S c h n e id b e w e g u n g

S c h n e id s p a lt

S c h n e id s te m p e l

s

R is s e

B le c h

a )

S c h n e id p la tte

b )

c )

Abbildung 5.2: Phasen beim Scherschneiden; a) elastische Durchbiegung, b) plastisches Fließen, c) Rissbildung

Der Durchbruch der Schneidplatte ist größer als der Querschnitt des Schneidstempels, so dass sich zwischen Schneidplattenkante und Schneidstempelkante ein Schneidspalt ergibt. 5.1.1.1 Verfahrensprinzip. Die wichtigsten Stufen des Schneidvorganges sollen anhand des Ausschneiden einer Scheibe aus einem Blechstreifen erläutert werden. Dabei wird vorausgesetzt, dass der Durchmesser der auszuschneidenden Scheibe groß gegenüber der Blechdicke ist (d s). Die Schneidkräfte werden von der Stirnﬂäche des Stempels und von der Schneidplatte auf das Werkstück übertragen. Infolge der elastischen Nachgiebigkeit des Bleches biegt sich dieses zwischen Stempel und Schneidplatte durch, siehe Abbildung 5.2 (a). Bei Steigerung der auf den Stempel wirkenden Kraft wird der Werkstoﬀ plastisch verformt und beginnt zu ﬂießen, wobei der Stempel in das Blech eindringt, siehe Abbildung 5.2 (b).

5.1 Schneiden

451

Durch Fließen des Werkstoﬀs in Schneidrichtung und senkrecht dazu entstehen an der Stempeleindringseite des Stanzgitters und am auszuschneidenden Schnittteil auf der Schneidplattenseite Kanteneinzüge, siehe Abbildung 5.2 (b). Mit zunehmendem Schneidweg geht der Kanteneinzug in eine glatte Scherﬂäche (Glattschnittzone) über, deren Größe im Wesentlichen vom Umformvermögen des Werkstückwerkstoﬀes bestimmt wird. Wenn das Fließvermögen des Werkstückwerkstoﬀes in der Scherzone erschöpft ist, entstehen in der Regel von der Schneidplatte ausgehende Risse, siehe Abbildung 5.2 (c), die zur Werkstoﬀtrennung durch Bruch und der damit verbundenen typischen Bruchﬂäche führen. Je nach Werkstoﬀeigenschaften und Größe des Schneidspalts laufen diese Risse entweder von der Schneidplattenschneidkante zur Schneidkante des Stempels und bewirken eine schlagartige Trennung und hinterlassen in der Schnittzone eine Bruchﬂäche, siehe Abbildung 5.3. Sie können aber auch ausgehend von Schneidplatte und Schneidstempel aneinander vorbei laufen und einen schmalen Steg hinterlassen, der verquetscht und geschert wird. Dabei entstehen mehrere Bruchﬂächen, die von schmalen Glattschnittzonen unterbrochen sind. Diese Erscheinung, die auch Zipfelbildung genannt wird, tritt vor allem bei kleinem Schneidspalt und weichen Werkstoﬀen auf. Bei großen Schneidspalten und spröden Werkstoﬀen ist die Neigung zur Zipfelbildung gering.

S c h n ittflä c h e b e i k le in e m S c h n e id s p a lt

k le in e r S c h n e id s p a lt g r o ß e r S c h n e id s p a lt

S c h n ittflä c h e b e i g ro ß e m S c h n e id s p a lt

Abbildung 5.3: Einﬂuss des Schneidspaltes auf die Rissbildung und Schnittﬂächenausbildung [JAHN81]

Das typische Aussehen geschnittener Flächen an Schnittteil und Stanzgitter ohne Zipfelbildung zeigt die Abbildung 5.4.

452

5 Blechtrennung

K a n te n e in z u g G la tts c h n ittz o n e

S ta n z g itte r

S c h n ittg r a t

B r u c h flä c h e

a u s g e s c h n itte n e s T e il

G la tts c h n ittz o n e K a n te n e in z u g D u r c h w ö lb u n g

Abbildung 5.4: Schnittﬂächenausbildung beim Scherschneiden

5.1.1.2 Schneidspalt. Während die Fertigungsgenauigkeit durch kleinere Schneidspalte verbessert wird [NN96], nimmt die Verformung des Werkstückwerkstoﬀs in der Scherzone zu, was mit einer größeren Kaltverfestigung und höheren Schneidkräften verbunden ist. Die Auslegung des Schneidspalts stellt ein Optimierungsproblem dar, da durch seine Vergrößerung der Kraftbedarf um bis zu 15 % und der Arbeitsbedarf um ca. 40 % gesenkt werden kann [LANG90c]. Es stellt sich daher die Forderung nach minimaler Schneidkraft bei ausreichender Fertigungsgenauigkeit. Für den üblicherweise auf die Blechdicke s bezogenen Schneidspalt us gibt es Anhaltswerte und Überschlagsrechnungen. Bei oﬀener Schnittlinie, siehe Kapitel 5.1.2.1, wird ein Schneidspalt von us = 3 . . . 4 % der Blechdicke s gewählt. Bei geschlossener Schnittlinie gilt nach [OEHL01] für Feinbleche bis 3 mm Blechdicke √ u s = c · s τB .

(5.1)

Der Faktor c wird mit c = 0, 005 zur Erzielung einer guten Schnittﬂächenqualität und mit c = 0, 035 für geringe Schnittkraft angenommen. Für Hartmetallwerkzeuge beträgt c zwischen 0,015 und 0,018. Für die Scherfestigkeit τB gilt die Näherung τB ≈ 0, 8 · Rm . Der empirisch ermittelte Korrekturkoeﬃzient c berücksichtigt die Schnittlinienform, die Werkstückwerkstoﬀqualität und die Blechdicke. Gewöhnlich werden Schneidspalte von us = 5 bis 10 % der Blechdicke gewählt. Einen Überblick über gebräuchliche Schneidspaltgrößen bei unterschiedlichen Werkstoﬀen und die dabei zu erwartenden Schnittﬂächengüten gibt die Abbildung 5.5. Jedoch kann aufgrund der Vielzahl von Einﬂussgrößen auf

5.1 Schneiden

453

das Schneidergebnis das Optimum im jeweiligen Anwendungsfall von diesen Richtwerten abweichen.

b e z o g e n e r S c h n e id s p a lt u

S

/ %

3 2 2 8 2 4 2 0 1 6 1 2 8 4

S tä h le m it C ³ 0 ,2 %

A lu m in iu m , h a rt

C - S tä h le m it 0 ,0 9 ... 0 ,2 % C

R o s tfr e ie r S ta h l

K u p fe r, h a lb h a r t

M e s s in g , h a lb h a r t

M e s s in g , w e ic h , g e g l.

K u p fe r, w e ic h , g e g l.

A lu m in iu m , A lC u

M a g n e s iu m

0

Abbildung 5.5: Schnittﬂächengüte in Abhängigkeit vom bezogenen Schneidspalt [JAHN81]

5.1.1.3 Schneidkraft und Schneidarbeit. Die während des Trennvorganges auftretenden Kräfte stellen eine wesentliche Kenngröße für die Auslegung der Maschine und des Werkzeuges dar. Einﬂuss auf die Schneidkraft haben dabei folgende Faktoren: • • • • • • • •

Scherfestigkeit τB des Blechwerkstoﬀs, Blechdicke s, Länge der Schnittlinie ls , Schneidspalt us , Geometrie der Schnittlinie, Verschleißzustand der Werkzeuge, Oberﬂächengüte der Werkzeuge und Schmierung.

Eine Berücksichtigung aller Faktoren bei der Ermittlung der Schneidkraft führt zu umfangreichen Berechnungen [KRÄM68], die sich für die Praxis als zu aufwendig erwiesen haben [LANG90c]. Vielmehr wird die für das Schneiden erforderliche maximale Schneidkraft FSmax mit ausreichender Genauigkeit nach Gleichung 5.2 bestimmt: FSmax = s · ls · ks .

(5.2)

454

5 Blechtrennung

In Gleichung 5.2 bedeuten s die Blechdicke, ls die Länge der Schnittlinie und ks den Schneidwiderstand. Letzterer ist deﬁniert als Quotient aus maximaler Schneidkraft und Schnittﬂäche As : FSmax . As

ks =

(5.3)

Der Schneidwiderstand ks kann bei Verhältnissen von Stempeldurchmesser zu Blechdicke größer 2 auch überschlägig aus der Zugfestigkeit Rm berechnet werden [JAHN81, LANG90c, ROMA71, SEML73, STRO70]: ks ≈ 0, 6 . . . 0, 9 · Rm .

(5.4)

Für weiches, gut umformbares Gefüge mit geringen Zugfestigkeiten (ab Rm = 350 MPa) liegt der bezogene Schneidwiderstand ks /Rm bei 0,8 bis 0,9, für härteres Ferrit-Perlit-Gefüge (bis Rm = 700 MPa) bei 0,6 bis 0,65 [HELL94, SPUR85]. Jahnke gibt für Aluminiumlegierungen einen bezogenen Schneidwiderstand von 0,6 an [JAHN81]. Neben der Zugfestigkeit ist der Schneidwiderstand ks auch von weiteren Werkstoﬀkenngrößen, wie Kohlenstoﬀgehalt und Bruchdehnung, sowie von den Prozessgrößen Schneidspalt, Schnittlinienform, Blechdicke, Werkzeugverschleiß und Schmierung abhängig [SPUR85]. Die Abbildung 5.6 zeigt die Tendenz verschiedener Einﬂussfaktoren auf den Schneidwiderstand. C - G e h a lt ( % ) k s

k s

R C

S c h n e id s p a lt ( m m ) k

B ru c h d e h n u n g (% )

Z u g fe s tig k e it ( M P a ) k

u

s

d

s S c h n e id k a n te n v e rru n d u n g (m m )

L o c h v e r h ä ltn is k

s

s

d m

D u rc h m e s s e r (m m ) k

s

B le c h d ic k e ( m m ) k

k s

1

s /d

s

r s

Abbildung 5.6: Tendenz verschiedener Einﬂussfaktoren auf den Schneidwiderstand ks [JAHN81]

Zwischen Stempel und Blechstreifen sowie zwischen dem Ausschnitt und der Schneidplatte wirken radiale Druckspannungen. Sie bewirken Reibkräfte,

5.1 Schneiden

455

die beim Rückzug des Stempels überwunden werden müssen. Die Rückzugskräfte können, je nach den Reibungsbedingungen (Schmierung, Oberﬂächengüte der Stempelmantelﬂäche) und den Radialspannungen (Abmessungen, Werkstoﬀe, Werkzeuggestalt), Werte von 1 bis 40 % der Schneidkraft annehmen [JAHN81, LANG90c, SEML73]. In Abbildung 5.7 ist dargestellt, wie sich die Schneidkraft (FS ) am Stempel in eine horizontale (FH ) und eine vertikale (FV ) Komponente zerlegt. Die Schneidkraft bewirkt eine Reaktionskraft (FS ) in der Schneidplat te, die ebenfalls in eine horizontale (FH ) und eine vertikale (FV ) Komponente zerlegt werden kann. Die vom Stempel und der Matrize ausgehenden Vertikalkräfte (FV und FV ) bewirken Druckspannungen, die während des Schneidvorganges in einem schmalen Bereich der Stempelstirnﬂäche bzw. Schneidplattendruckﬂäche auftreten. Da der Werkstoﬀ an diesen Stellen gleitet [BÜHL70, LANG90c, SEML73, TIMM56], resultieren daraus Reibkräfte, die von dem Reibungskoeﬃzienten und den Vertikalkräften FV sowie FV abhängen. Diese Reibkräfte sind verantwortlich für den Verschleiß an der Schneidplatte und dem Stempel [BIRZ97]. Bedingt durch den Abstand l der Vertikalkräfte wirkt im Blech ein Moment M , das mit den Biegespannungen im Blech und den Horizontalkräften FH im Gleichgewicht steht. Die Biegespannungen im Blech führen zu einer Durchbiegung des Blechstreifen. F S

F

b

F M

H

µ F H

A

µ F V'

M V

S

F H'

µ F H'

µ F

S c h n e id p la tte

V e r tik a lk r a ft a m S te m p e l V

H o r iz o n ta le R e ib k r a ft a m S te m p e l H

d

d

1

V e r tik a le R e ib k r a ft a m S te m p e l V

F S'

R e a k tio n s k r a ft a n d e r S c h n e id p la tte

F H'

H o r iz o n ta lk r a ft a n d e r S c h n e id p la tte

F V'

V e r tik a lk r a ft a n d e r S c h n e id p a ltte

µ F H'

H o r iz o n ta le R e ib k r a ft a n d e r S c h n e id p la tte

µ F V'

V e r tik a le R e ib k r a ft a n d e r S c h n e id p la tte

l

B le c h l

H o r iz o n ta lk r a ft a m S te m p e l H

F

µ F V

F V'

F

F S'

S te m p e l

µ F

S c h n e id k r a ft a m S te m p e l S

F

A b s ta n d d e r v e r tik a le n K r ä fte

M A

In n e r e s M o m e n t im A b fa llb le c h

M S

In n e r e s M o m e n t im S c h n ittte il

2

Abbildung 5.7: Schneidkraftkomponenten beim Scherschneiden [LANG90c]

Der Schneidkraft-Weg-Verlauf ist in Abbildung 5.8 dargestellt. Zu Beginn des Schneidvorganges wird das Blech elastisch verformt. Bei Überschreiten der Fließgrenze steigt die Schneidkraft degressiv an und erreicht bei ca. 30 bis 50 % des Schneidwegs das Maximum. Danach nimmt sie bis zum Schneidende wieder ab. Mit Ausbreitung der Risse fällt die Schneidkraft steil

456

5 Blechtrennung

ab. Für den Fall einer Zipfelbildung, siehe auch Kapitel 5.1.1.1, treten im Schneidkraft-Weg-Verlauf nach dem Schneidkraftmaximum ein oder mehrere Wendepunkte auf [LANG90c]. Wenn bei einer Rissbildung der Riss nicht in der Scherebene verläuft, entsteht zwischen diesem Riss und der Scherebene ein Zipfel. Dieser Eﬀekt tritt bei einem zu großen Schneidspalt auf und kann sich über der Schnitthöhe mehrfach wiederholen [OEHL01]. e la s tis c h e V e r fo r m u n g F

F lie ß e n

R is s b ild u n g u n d T r e n n e n

S m a x

S c h n e id k r a ft F

s

m it Z ip fe lb ild u n g

W

o h n e Z ip fe lb ild u n g

s

=

ò

x

F s x d x

0

S c h n e id w e g x

Abbildung 5.8: Qualitativer Verlauf der Schneidkraft über dem Schneidweg

Der Forderung nach geringerer Schneidkraft kann man durch eine entsprechende Gestaltung der Schneidelemente gerecht werden. Wird bei oﬀener Schnittlinie, siehe Abbildung 5.9, die Schneide des Schermessers unter dem Öﬀnungswinkel αs geneigt, so verkleinert sich die Schneidkraft, da nicht die gesamte Schnittﬂäche gleichzeitig getrennt wird. Nachteilig ist, dass der Schneidweg größer wird und sich die abgeschnittenen Streifen (Abschnitte) verformen. Beim Lochen kann die Schneidkraft dadurch gemindert werden, dass die Stirnﬂäche des Stempels angeschrägt wird. Dabei verformen sich zwar die Lochabfälle, aber gleichzeitig wird verhindert, dass diese beim Rückzug des Stempels mitgerissen werden. Durch derartige Maßnahmen lässt sich die Schneidkraft erheblich senken. Eine Abschrägung in Höhe der doppelten Blechdicke kann die maximale Schneidkraft auf 30 % des Wertes verringern, der sich ergibt, wenn von Schneidbeginn an die ganze Schnittlinie in Eingriﬀ steht. Die durch abgeschrägte Schneidelemente bewirkte Schneidkraftverringerung ist mit einem größeren Schneidweg verbunden. Die aufzubringende Schneidarbeit Ws wird hingegen unwesentlich beeinﬂusst. Sie entspricht dem Integral

5.1 Schneiden

a

F

S c h n e id s te m p e l (a b g e s c h rä g t) s

0 ,9 F

H = 0

m a x

m a x

=

H = 1 /3 s

H s

457

W

s (H = 0 )

=

W

s (H = 2 s )

K ra ft F

B le c h s tr e ife n

S c h n ittp la tte (a b g e s c h rä g t) S c h n e id s te m p e l H

0 ,6 F

m a x

0 ,3 F

m a x

H = s

H = 2 s

0

B le c h a b s c h n itt, g e r a d e

s 2 s G e s a m ts c h n e id w e g x

3 s g

Abbildung 5.9: Schneidkraftminderung durch Werkzeugmodiﬁkation

Ws =

0

xg

Fs (x)dx ,

(5.5)

wobei x der Schneidweg und Fs die momentane Schneidkraft sind. Bei geraden Schneidelementen entspricht der Schneidweg in etwa der Blechdicke s. Werden Einﬂussgrößen wie Werkstoﬀeigenschaften, tatsächlicher Schneidweg, Schneidspaltgröße und Reibleistung in einem Korrekturwert c zusammengefasst, so lässt sich die Gleichung 5.5 abschätzen zu Ws = c · xg · FSmax .

(5.6)

Aus der Schneidarbeit, die im Schneidkraft-Schneidweg-Diagramm, siehe Abbildung 5.8, durch die Fläche unter der Kurve dargestellt wird, ergibt sich für den Korrekturwert c die Größenordnung c ≈ 0, 3 . . . 0, 5 . 5.1.1.4 Zulässige Schnittteilgeometrie. Wirtschaftliche Standzeiten der Schneidwerkzeuge lassen sich nur dann erreichen, wenn bei der Gestaltung der Schnittteilgeometrie bestimmte Regeln beachtet werden. Wenn sich das Verhältnis von Werkstückquerschnitt zu Schnittlinienlänge verkleinert, steigt die Belastung der Schneidelemente, insbesondere die des Schneidstempels, stark an. In diesem Fall sind Schnittteile mit langen, schmalen Schlitzen oder Stegen ebenso zu vermeiden wie spitzwinklige Anschnitte. Spitzen und Ecken sind zu verrunden, wobei ein Rundungsradius das Mindestmaß der halben Blechdicke (r = 0, 5s) nicht unterschreiten sollte. Beim Lochen von Stahl gelten Lochdurchmesser vom 1,2fachen Wert der Blechdicke als untere Grenze, um noch eine ausreichende Knicksteiﬁgkeit des Stempels zu gewährleisten. Trotz der Forderung nach geringen Abfallmengen und damit

458

5 Blechtrennung

geringen Stegbreiten zwischen einzelnen Schneidoperationen und somit möglichst schmalen Randstegen des Stanzgitters dürfen gewisse Mindestgrößen nicht unterschritten werden. Die Stege sind in der Regel so groß zu wählen, dass der zu schneidende Werkstoﬀ von der vorangegangenen Schneidoperation nicht beeinﬂusst wird. Wird das geschnittene Teil noch einer weiteren Umformung unterzogen, so darf im Bereich der späteren Umformung keine Lochung vorgenommen werden, da sonst unzulässige Spannungskonzentrationen und damit Risse entstehen. So berechnet sich nach [ROMA71] der Mindestabstand a zwischen der Biegestelle und der Schnittlinie anhand des Biegeradius r und der Blechdicke s zu: a ≥ r+2 s .

(5.7)

Werden mehrere Löcher in ein Blech gestanzt, so müssen die Lochabstände b mindestens b ≥ 2 ... 3 s

(5.8)

der Blechdicke s betragen. Zu einer Außenkante sollte der Lochrand als kleinste Entfernung die Blechdicke s aufweisen. Sind mehrere Löcher parallel zur Außenkante zu stanzen, so sollte der Abstand mindestens 1, 5 s betragen. 5.1.1.5 Werkzeugverschleiß und Schmierung. Da die Maß- und Formgenauigkeit des Werkstücks durch die Qualität des Werkzeuges bestimmt wird, muss die Werkzeuggenauigkeit im Allgemeinen mindestens 2 ISOQualitäten besser sein als die Werkstückgenauigkeit. Durch die Belastungen während des Schneidens unterliegen die Schneidwerkzeuge einem Verschleiß, der sich negativ auf die Schnittteilqualität und den Schneidkraftbedarf auswirkt [OEHL01, RENT97, TOUS00]. Ist das Ausmaß des unter Betriebsbedingungen auftretenden Verschleißes bekannt, lassen sich zur Einhaltung einer Toleranz bestimmte Stückzahlen bis zum Austausch bzw. zur Nacharbeit des Werkzeuges vorschreiben. Der Verschleiß am Werkzeug zeigt einen zunächst progressiven Verlauf, der in einen Bereich des linearen Verschleißanstiegs übergeht. Dieses Verschleißverhalten ermöglicht es, die Produktionswerkzeuge nach einer bestimmten Verschleißgröße auszutauschen bzw. nachzuarbeiten, sofern die Maßänderung durch Verschleiß bekannt ist. Verschleißmessgrößen sind [TOUS00]: • die Mantelﬂächenverschleißlänge (in mm) oder der Mantelﬂächenverschleiß (in mm2 ), • die Stirnﬂächenverschleißlänge (in mm) oder der Stirnﬂächenverschleiß (in mm2 ), • der Kolkverschleiß (in mm2 ) und • der 45°-Verschleiß (in mm), welcher den Versatz der Schneidkante beschreibt.

5.1 Schneiden

459

Aus dem Verhalten an den Schneidkanten während des Schneidvorganges lassen sich Ursachen für die Verschleiß- und damit Gratentstehung erkennen. So werden beim Schneiden infolge der Gleitbewegung zwischen Werkstück und Werkzeug stetig Werkstoﬀteilchen an der Schneidkante des Werkzeuges abgetragen. Dieser Kantenverschleiß ist in Abbildung 5.10 schematisch wiedergegeben.

M a n te lflä c h e n v e r s c h le iß

S tir n flä c h e n v e r s c h le iß

K o lk v e r s c h le iß

V e r s c h lis s e n e r S te m p e l

Abbildung 5.10: Verschleißformen an Schneidstempeln (schematisch)

Der Stirnﬂächenverschleiß einschließlich Kolkverschleiß tritt vorwiegend bei dünnen Blechen (s < 2 mm) auf, da er aus der horizontalen Bewegung des Werkstoﬀs während des Schneiodens resultiert. Der Mantelﬂächenverschleiß entsteht durch Reibung parallel zur Schneidrichtung beim Eindringen und Rückzug des Stempels. Er überwiegt bei dickeren Blechen (s ≥ 2 mm). Mit zunehmendem Verschleiß vergrößert sich in der Regel auch die Grathöhe am Schnittteil. Die Entstehung des Verschleißes und Grates ist nicht immer eindeutig vorherbestimmbar. Als Einﬂussgrößen auf den Werkzeugverschleiß kommen praktisch alle am Schneidvorgang beteiligten Komponenten wie Werkzeug (Werkstoﬀ, Härte, Oberﬂäche, Führung, Schneidspalt), Verfahrensvarianten (oﬀener oder geschlossener Schnitt), Werkstück (Legierung, Festigkeit, Härte, Abmessungen, Form) und Maschine (Bauart, Steiﬁgkeit) in Betracht. Je nach Werkzeug-Werkstückwerkstoﬀpaarung können charakteristische Verschleißproﬁle entstehen. Um den Werkzeugverschleiß möglichst gering zu halten, werden Öle zur Schmierung der Werkzeuge eingesetzt, siehe Kapitel 2.8.4. Ihre Aufgabe ist es, zwischen Werkstückwerkstoﬀ und Werkzeug eine Trennschicht zu bilden. Die Zusammensetzung und Eigenschaften dieser Öle

460

5 Blechtrennung

sind auf die Blechdicke und die Werkstoﬀqualität des zu verarbeitenden Materials abgestimmt. [MANG83] empﬁehlt sieben verschiedene Schmierstoﬀgruppen für vier Klassen von Blechdicken und sechs Klassen von Werkstückwerkstoﬀen, die sich hinsichtlich kinematischer Viskosität ν (in der Regel 10 bis 100 mm2 /s) und Grad der Additivierung mit EP-Additiven und polaren Anteilen unterscheiden. 5.1.2 Verfahrensmerkmale und -varianten 5.1.2.1 Schnittliniengeometrie. Beim Scherschneiden unterscheidet man grundsätzlich zwischen dem oﬀenen und dem geschlossenen Schnitt [DIN03l]. Liegt die gesamte Schnittlinie innerhalb des Blechstreifens und schneidet nicht die Ränder, so handelt es sich um einen geschlossenen andernfalls um einen oﬀenen Schnitt, siehe Abbildung 5.11.

o ffe n e r S c h n itt

g e s c h lo s s e n e r S c h n itt

O b e rm e s s e r F r e iflä c h e

F r e iflä c h e

S c h n e id s p a lt D r u c k flä c h e

S te m p e l S c h n e id s p a lt

D r u c k flä c h e

S c h n e id e

D r u c k flä c h e S c h n e id e

F r e iflä c h e U n te rm e s s e r

F r e iflä c h e S c h n e id p la tte

Abbildung 5.11: Oﬀener und geschlossener Schnitt beim Scherschneiden [DIN03l]

Geschlossener Schnitt. Der geschlossene Schnitt dient entweder zum Ausschneiden eines gewünschten Schnittteils aus dem Blech oder zum Erzeugen einer Innenform am Schnittteil, dem Lochen, siehe Abbildung 5.12. Beim Ausschneiden ist der nach dem Schnitt verbleibende Blechstreifen Abfall, der Ausschnitt (Fertigteil) wird durch den Schneidplattendurchbruch abgeführt (fertig fallendes Teil) oder von einem im Schneidplattendurchbruch angebrachten Auswerferstempel ausgeworfen. Die beiden Verfahren Lochen und Ausschneiden können an einem Teil gleichzeitig oder nacheinander, z. B. in einer Zwischenstufe, angewandt werden.

5.1 Schneiden

A u s s c h n e id e n

L o c h e n

A b fa ll

S c h n e id te il

S c h n e id te il

A b fa ll

461

Abbildung 5.12: Abgrenzung von Ausschneiden und Lochen

Oﬀener Schnitt. Typische Schneidverfahren mit oﬀener Schnittlinie sind alle Abschervorgänge, wie sie zum Ablängen von Flach- und Proﬁlmaterial Einsatz ﬁnden. Weiterhin zählen die Verfahren Ausklinken, Einschneiden und Nibbeln (Knabberschneiden) dazu, bei denen die Schnittlinie nicht in sich geschlossen ist [DIN03l]. Diese Verfahren können an einem Werkstück einzeln oder auch in Kombination vorkommen. In vielen Fällen werden die Schneidvorgänge auch durch Umformvorgänge ergänzt. Dabei spricht man von einem Folgeverbundprozess. Abbildung 5.13 gibt einen Überblick über die verschiedenen Arten des oﬀenen Schneidens. Das Abschneiden stellt ein vollständiges Trennen des Fertig- oder Halbfertigteiles vom Blech dar. Werden Flächenteile an einer äußeren oder inneren Umgrenzung ausgeschnitten, so kommt das Ausklinken zum Einsatz. Das Beschneiden ist Trennen von Flächenteilen oder Bearbeitungszugaben durch einen oﬀenen oder geschlossenen Schnitt. Das Einschneiden schließlich dient dem teilweisen Trennen des Werkstoﬀes, um ihn anschließend durch Biegen umformen zu können. 5.1.2.2 Werkzeugführung. Konstruktive Gestaltung und Arbeitsweise des Werkzeuges haben entscheidenden Einﬂuss auf das Arbeitsergebnis. Bei der Konstruktion eines Werkzeuges und der Auswahl seiner Arbeitsweise muss daher den gegebenen Umständen (vorhandene Maschinen, Bearbeitungsaufgabe, Stückzahlen, Toleranzen) Rechnung getragen werden. Freischnitt. Das Freischneidwerkzeug stellt die einfachste und billigste Möglichkeit zum Herstellen einfacher Schnitte mit massivem Stempel dar. Die schneidenden Werkzeugelemente sind nicht gegeneinander geführt, siehe Abbildung 5.14. Deshalb hängt die Genauigkeit von der Präzision der Maschinenführung ab.

462

5 Blechtrennung A u s k lin k e n

A b s c h n e id e n H a lb fe r tig te il

S c h n ittte il

S c h n ittlin ie

S c h n ittte il

A b fa ll

A b fa ll

A b fa ll

E in s c h n e id e n

B e s c h n e id e n S c h n ittte il

A b fa ll

Abbildung 5.13: Varianten des oﬀenen Schnittes [DIN03l]

Schneidstempel

Abstreifer

Schneidplatte

Einspannplatte

Abbildung 5.14: Freischnitt

Spannring

W e rk s tü c k

5.1 Schneiden

463

Freischneidwerkzeuge sind wegen ihrer einfachen Bauart die billigsten Schneidwerkzeuge. Sie werden deshalb besonders bei kleinen Stückzahlen eingesetzt. Sie haben den Nachteil, dass es beim Einrichten in der Presse schwierig ist, den Spalt zwischen Schneidplatte und Schneidstempel allseitig gleich einzustellen. Durch ungenaues Einrichten kann besonders dann größerer Verschleiß entstehen, wenn der Schneidspalt nur wenige hundertstel mm beträgt, wie beim Schneiden von Blechen unter 1 mm. Die Auffederung von C-GestellPressen kann nach [MIKK70] durch Einsatz einer ﬂexiblen Kupplung zwischen Einspannzapfen und Stempel verringert werden, so dass der negative Einﬂuss des Stempelversatzes unterbunden wird, siehe Abbildung 5.15. s ta r r e K u p p lu n g

fle x ib le K u p p lu n g E in s p a n n z a p fe n K u g e lfö r m ig e D r u c k p la tte O b e r te il

Abbildung 5.15: Vergleich starre und ﬂexible Kupplung

Plattenführungsschnitt. Bei einem Plattenführungsschnitt ist der Schneidstempel durch eine dicht über dem Blechstreifen angeordnete Platte geführt, siehe Abbildung 5.16. Der Stempel passt nahezu spielfrei in die Führungsbohrung. Die Lage der Führungsplatte zur Schneidplatte ist durch Passstifte gesichert. Zwischen Führungsplatte und Schneidplatte liegen die Bauteile zur Aufnahme und Führung des Werkstoﬀstreifens. Durch die Führungsplatte werden Werkzeuglagefehler, die beim Einbau des Werkzeuges in die Presse entstehen, sowie Verschiebelagefehler, die beim Auffedern der Presse oder bei ungenauen bzw. verschlissenen Stößelführungen entstehen können, vermindert. Weiterhin wird durch die Führungsplatte, die gleichzeitig als Abstreifer dient, die Knickgefahr bei schlanken Stempeln herabgesetzt. Die Wirkung einer Führungsplatte ist um so größer, je näher sie an den zu bearbeitenden Blechstreifen herangebracht werden kann, da so die Auskraglänge der Stempel und die damit verbundenen Fehlermöglichkeiten klein gehalten werden. Es ist jedoch zu bedenken, dass bei zu engem Werkstoﬀkanal

464

5 Blechtrennung

S c h n e id s te m p e l

F ü h r u n g s p la tte Z w is c h e n la g e (A u fn a h m e u n d F ü h ru n g d e s W e r k s to ffs tr e ife n s ) S c h n e id p la tte

Abbildung 5.16: Plattenführungsschnitt [MIKK70]

ein nicht vollständig ebener Blechstreifen eventuell gar nicht mehr durch das Werkzeug hindurchgezogen werden kann. Außerdem kann die Führungsbohrung durch auf der Stempelmantelﬂäche haftende Werkstoﬀpartikel (Werkstoﬀübertragung durch Adhäsionsverschleiß) beschädigt werden, wenn der Abstand der Führungsplatte zum Blechstreifen kleiner ist als der Stempelhub. Mit Plattenführungsschnitten können sehr genaue Teile erzeugt werden. Allerdings kann eine Führungsplatte nur für einen Anwendungsfall benutzt werden. Bei Änderung der Stempelform ist meist eine Änderung der Platte nötig. Der Plattenführungsschnitt ist also nicht ﬂexibel und daher teuer. Aus diesem Grunde wird er nur bei größeren Stückzahlen oder bei der Fertigung sehr genauer Teile eingesetzt. Säulenführungsschnitt. Beim Säulenführungsschnitt sind die Funktionen Führen und Schneiden voneinander getrennt, siehe Abbildung 5.17. Das Werkzeugoberteil mit dem Schneidstempel und dem Abstreifer ist je nach Belastung über 2, 4 oder mehr Säulen mit dem Werkzeugunterteil verbunden. Die Säulen können dabei in Buchsen (hohe Steiﬁgkeit) oder in Kugelkäﬁgen (geringe Reibung) geführt werden. Da die relative Lage der Schneidplatte und des Schneidstempels zueinander bereits beim Zusammenbau des Werkzeuges ﬁxiert wird, ist der Einbau eines Säulenführungswerkzeuges in eine Presse einfach und schnell durchzuführen und daher billig. Werkzeuglagefehler sind bis auf ein Minimum reduziert. Auch Verschiebelagefehler, die durch ungenaue Stößelführungen oder Auffedern des Pressengestells entstehen, können ähnlich wie bei Plattenführungsschnitten vermindert werden. Vollständig sind sie jedoch auf Grund der

5.1 Schneiden

465

K u p p lu n g s z a p fe n

O b e r te il

S c h n e id s te m p e l S c h n e id p la tte U n te r te il

F ü h ru n g s b u c h s e A b s tr e ife r F ü h r u n g s s ä u le

Abbildung 5.17: Säulenführungsschnitt

begrenzten Steiﬁgkeit der Säulenführungen und auf Grund der meist hohen Kräfte nicht zu vermeiden. Bei hohen Genauigkeitsanforderungen werden in Säulengestelle zusätzlich Führungsplatten eingebaut, die beim Niedergang des Pressenstößels durch Verriegelungsbolzen auf der Schneidplatte ﬁxiert werden. Auf Grund der aufwendigen Konstruktion sind Säulenführungswerkzeuge sehr teuer. Es ergeben sich jedoch folgende Vorteile: • Das Werkzeug kann komplett voreingestellt werden. Durch schnellen Werkzeugtausch werden Stillstandzeiten der Maschine klein gehalten. • Dem hohen Kostenaufwand kann durch die Verwendung von Werkzeugsystemen begegnet werden, die zum größten Teil aus standardisierten oder genormten Einzelteilen (Ober- und Unterteil, Säulen, Kugelführung) bestehen. Nur die aktiven Elemente, wie Schneidstempel oder Schneidplatte sind werkstückabhängig zu fertigen. • Durch zusätzliche Führungsplatten lässt sich die Genauigkeit von Plattenführungsschnitten erreichen. Wegen dieser Vorteile setzen sich die Säulenführungsschnitte immer mehr durch und haben mittlerweile einen großen Anwendungsbereich. 5.1.2.3 Verfahrensablauf. In den seltensten Fällen ist an einem Teil nur eine Schneidoperation durchzuführen. Sind mehrere Schneidvorgänge an einem Teil erforderlich, so können diese entweder gleichzeitig im Gesamtschnitt oder nacheinander im Folgeschnitt ausgeführt werden.

466

5 Blechtrennung

Gesamtschnitt. Das Schnittteil wird in einem einzigen Hub fertiggestellt. Je komplexer das Teil ist, um so aufwendiger und damit teurer wird das Werkzeug, siehe Abbildung 5.18. Bei komplizierten Formen lässt sich dieses Verfahren oft gar nicht anwenden, weil ein entsprechendes Werkzeug nicht zu fertigen ist. K u p p lu n g s z a p fe n

O b e r te il

D r u c k p la tte S c h n e id p la tte L o c h s te m p e l A u s w e rfe r U n te r te il

S te m p e la u fn a h m e p la tte A b s tr e ife r S c h n e id s te m p e l

F ü h r u n g s s ä u le

Abbildung 5.18: Gesamtschnitt mit Säulenführung

Der besondere Vorteil dieser Arbeitsweise aber liegt in der hohen Genauigkeit der geschnittenen Teile. Sie hängt im Wesentlichen nur von der Präzision des Werkzeuges ab und ist frei von Einﬂüssen des Streifenvorschubs. Der Gesamtschnitt kommt bevorzugt dort zum Einsatz, wo nicht allzu komplizierte Teile mit der Forderung nach geringen Lage- und Maßfehlern zu fertigen sind. Folgeschnitt. Hierbei wird das Schnittteil in einem Werkzeug durch mehrere hintereinander angeordnete Stempel erzeugt, siehe Abbildung 5.19. Nach jedem Stößelhub der Maschine wird der Werkstoﬀstreifen um eine Station verschoben, so dass alle Stempel gleichzeitig arbeiten und jeder Pressenhub ein Teil liefert. Es können nach diesem Verfahren komplizierte Werkstücke gefertigt und das Material optimal ausgenutzt werden, da unterschiedliche Teile aus einem Blechstreifen herstellbar sind, siehe Abbildung 5.20. Die einzelnen Stempel können auch bei komplizierten Teilen einfach aufgebaut sein, so dass der Folgeschnitt zunehmend Verwendung ﬁndet, zumal auch Umformoperationen integrierbar sind (Folgeverbundwerkzeuge). Ein Nachteil des Folgeschnittes liegt darin, dass die Genauigkeit der Fertigteile nicht nur vom Werkzeug sondern zusätzlich von der Vorschubbegren-

5.1 Schneiden

467

Q u a d r a tis c h e r S te m p e l R u n d s te m p e l

B le c h

S c h n e id p la tte S e ite n s c h n e id e r

V o r s c h u b r ic h tu n g

Abbildung 5.19: Folgeschneidwerkzeug [LANG90c] T e il 2

T e il 1

T e il 4

e rz e u g te W e rk s tü c k e

T e il 3 B le c h s tr e ife n

V o r s c h u b r ic h tu n g S ta tio n e n I

II

III

IV

V

V I

Abbildung 5.20: Beispiel für einen Folgeschnitt

zung abhängt. Vorschubfehler wirken sich unmittelbar als Lagefehler aus und müssen daher möglichst klein gehalten werden. Die Vorschubbegrenzung beim Folgeschnitt kann erfolgen durch: • • • •

Einhänge- oder Anschlagstifte, Such- bzw. Fangstifte, Seitenschneider oder Vorschubsteuerung oder -regelung durch Walzenvorschübe.

468

5 Blechtrennung

Der Einhängestift wird vorwiegend beim Vorschub von Hand und bei verhältnismäßig kleinen Stückzahlen und dünnen Blechen angewendet, weil der Streifen nur auf Rückzug reguliert werden kann. Der Anschlagstift ist für dickere Bleche geeignet, sofern diese ausreichend starr sind, siehe Abbildung 5.21a.

b )

a )

V o rs c h u b

V o rs c h u b

E in h ä n g e s tift

F a n g s tift

A n s c h la g s tift

c )

A n s c h la g

S tr e ife n fü h r u n g

V o r lo c h e r

F o r m s e ite n s c h n e id e r

V o r s c h u b r ic h tu n g A n s c h la g S e ite n 3 . S ta tio n s c h n e id e r

S tr e ife n fü h r u n g

2 . S ta tio n

1 . S ta tio n

Abbildung 5.21: Vorschubbegrenzungen: a) Anschlagstift, b) Fangstift, c) Seitenschneider

Bei automatischem Vorschub dient der Such- bzw. Fangstift als Vorschubbegrenzung, siehe Abbildung 5.21 b. Er gleicht geringe Vorschubfehler aus und bringt den Blechstreifen zwangsläuﬁg in die richtige Lage. Er muss daher kegelig ausgeführt sein. Sein zylindrischer Querschnitt muss die Vorlochränder erreicht haben, bevor der Stempel mit dem Schneiden beginnt. Er ist also erheblich länger als dieser. Sind im Schnittteil bereits Löcher vorhanden, so können sie als Suchlöcher herangezogen werden. Im anderen Falle nimmt man im Abfallnetz des Blechstreifens besondere Lochungen vor. Der Seitenschneider bietet die genaueste Vorschubbegrenzung, siehe Abbildung 5.21c. Er ist ein zusätzlicher Schneidstempel im Schneidwerkzeug und schneidet bei jedem Arbeitshub des Pressenstößels einen Abschnitt in der Länge des Vorschubes vom Blechstreifen ab. Anschließend wird der Streifen vorgeschoben, bis der vom Seitenschneider erzeugte Absatz fest am Anschlag anliegt. Wenn das Ende des Streifens erreicht ist, würde bei Verwendung nur eines Seitenschneiders die Vorschubbegrenzung ausfallen und der Streifenrest in einer der Werkzeuglänge entsprechenden Größe verloren gehen. Daher

5.1 Schneiden

469

werden zwei Seitenschneider diagonal angeordnet, einer vor der ersten, der zweite hinter der letzten Folgestation. Ist der Seitenschneider lange im Einsatz, so führt die zunehmende Kantenverrundung zu einem Grat, welcher den Anschlag eher erreicht als die senkrecht zur Vorschubrichtung stehende Blechkante. Der Vorschub wird fehlerbehaftet und es besteht die Gefahr, dass der Blechstreifen auf Grund der stehen bleibenden Grate im Werkstoﬀkanal klemmt. Diesen Nachteil vermeidet der in Abbildung 5.21c oben dargestellte Formseitenschneider. Auch bei Gratbildung triﬀt immer eine maßhaltig geschnittene Kante auf den Anschlag. Innerhalb des Werkstoﬀkanals kann der Grat in die freien Zwischenräume eingebogen und so ein Klemmen des Blechstreifens vermieden werden. Die im Laufe der Zeit sehr stark gestiegenen Arbeitsgeschwindigkeiten moderner Pressen – Hubzahlen von 2.000 min-1 und mehr – machen in Verbindung mit Vorschubgeschwindigkeiten von bis zu 60 m/min den Einsatz von Seitenschneidern wegen der auftretenden Massenkräfte unmöglich. Für solche Anwendungsfälle haben sich Walzenvorschubsysteme mit elektrischen Schrittmotoren und hydraulischen Drehmomentverstärkern oder mit lagegeregelten Antrieben bewährt, die neben den erforderlichen dynamischen Eigenschaften auch eine Positioniergenauigkeit von wenigen hundertstel mm gewährleisten [LANG90c]. Der Blechstreifen ist dabei zwischen zwei oder mehr Walzen mit griﬃgem Belag eingespannt, welche durch Drehung um einen deﬁnierten Betrag dem Streifen die Vorschubbewegung erteilen. 5.1.2.4 Sonderverfahren: Knabberschneiden. Knabberschneiden (Nibbeln) ist ein Verfahren zum Ausschneiden von beliebigen Formen aus Blechtafeln [DIN03l]. Es wird nur in der Einzelfertigung oder Kleinserienfertigung angewendet. Beispiele sind die Herstellung von Schablonen für Kopier-Drehund Fräsmaschinen oder Blechteile für Prototypen. Nibbeln ist ein Lochverfahren mit oﬀener Schnittlinie, siehe Abbildung 5.22. Ein Werkstück wird ausgeschnitten, indem auf der Kontur eine Lochung so auf die andere folgt, dass nur der vordere Teil des Schneidstempels zum Eingriﬀ kommt. Der Vorschub von Lochung zu Lochung ist also kleiner als der Stempeldurchmesser. Die Ausbildung der Schnittﬂäche ist von dem Vorschub pro Lochung sowie Form und Größe des Schneidstempels abhängig. Da mit dem Nibbeln in der Regel gekrümmte Konturen auszuschneiden sind, werden runde Stempel verwendet, die Richtungsänderungen während des Vorschubs zulassen. Moderne Nibbelmaschinen sind mit einem Werkzeugwechselsystem ausgerüstet, das sowohl über verschiedene Stempelgeometrien verfügt als auch spanende Fertigungsverfahren wie z. B. Gewindeschneiden durchführen kann. Eine Einsatzerweiterung zur Fertigung schmaler Schlitze in durch Nibbeln hergestellte Blechteile bringt die zusätzliche Ausstattung der Nibbelmaschine mit einem Laser. Sowohl die zu nibbelnde als auch die von dem Laser

470

5 Blechtrennung

a )

b )

S c h n ittlin ie im

F a ll a )

S c h n e id s te m p e l W e rk s tü c k

S c h n ittk a n te n A b fa lls tü c k c h e n

Abbildung 5.22: Prinzip des Knabberschneiden

zu schneidende Kontur wird durch das Verfahren des auf einem numerisch gesteuerten Tisch aufgespannten Bleches erzeugt. 5.1.3 Fertigungsgenauigkeiten Die Ausbildung der Schneidelemente ist von entscheidender Bedeutung für die erzielbaren Genauigkeiten. So muss bereits bei der Auslegung der Toleranzbereiche des Werkzeuges berücksichtigt werden, ob Ausschneiden oder Lochen erfolgen soll. Das in der Schneidplatte beﬁndliche Teil federt nach dem Ausstoßen aus dem Schneidplattendurchbruch auf, so dass für Ausschnitte das Plattenmaß an der unteren Grenze des Toleranzbereiches liegen sollte. Lochungen fallen wegen der geringen Rückfederung des Werkstoﬀes und des Stempelverschleißes kleiner als die Stempelmaße aus. Das Stempelmaß entspricht dabei der oberen Toleranzgrenze des Werkstückes. Die erreichbaren Genauigkeiten betragen je nach Blechdicke, Abmessung und Schnittlinienform nach [LANG81b, ECKS03] für das Ausschneiden 0,02 bis 1 mm und für das Lochen 0,01 bis 0,25 mm. Die Abbildung 5.23 zeigt die Formfehler am geschnittenen Teil. Neben den Maßfehlern und Abweichungen von der Ebenheit (Durchwölbungen) fallen die Einzugshöhe hE , die Grathöhe hG und die Abrisstiefe tR ins Gewicht. Die Einzughöhe ist der Verformungszone, die Abrisstiefe der Bruchzone zuzuordnen. Die Abbildung 5.24 verdeutlicht den Zusammenhang von bezogener Einzugshöhe hE /s und bezogenem Schneidspalt us . Mit größerem Schneidspalt nimmt die Einzugshöhe zu und kann je nach Streckgrenzenverhältnis

5.1 Schneiden b

471

E

E

E in z u g h ö h e

b E

E in z u g b r e ite

h S

G la tts c h itt

h R

A b r is s h ö h e

tR

A b r is s tie fe

h G

G ra th ö h e

b G

s

h

S

h

E

h

G r a tb r e ite

h

R

b

A b r is s w in k e l s

B le c h d ic k e

h

G

b

b G

tR

Abbildung 5.23: Formfehler an geschnittenen Teilen [BIRZ97]

Rp /Rm des Werkstoﬀs durchaus 20 % der Blechdicke betragen. Werkstoﬀe mit kleinem Streckgrenzenverhältnis neigen zu größerer Einzugshöhe als solche mit großem Streckgrenzenverhältnis. 0 ,2 0

0 ,1 6

K u rv e

b

» 0 ,7 2

s B le c h d ic k e

c

0 ,0 8

/ R

» 0 ,6

E

a

p 0 ,2

a

h E in z u g h ö h e

0 ,1 2

R

m

» 0 ,8 5

b

0 ,0 4

B u tz e n d u rc h m e s s e r d a = 3 0 m m

0

c

1 2 8 4 b e z o g e n e r S c h n e id s p a lt u

L o c h d u rc h m e s s e r d i = 3 0 m m

1 6 s

/ %

Abbildung 5.24: Darstellung des bezogenen Schneidspaltes über der Einzughöhe [GUID65]

472

5 Blechtrennung

Ein größerer Schneidspalt beeinﬂusst die Abrisstiefe beim Lochen ebenso negativ wie beim Ausschneiden. Während sie beim Lochen ein Minimum in Abhängigkeit vom bezogenen Schneidspalt zeigt, steigt die Einrisstiefe beim Ausschneiden mit größer werdendem Schneidspalt linear an, siehe Abbildung 5.25.

0 ,1 6

A u s s c h n itt D u rc h m e s s e r d a

L o c h D u rc h m e s s e r d i = 3 0 m m

= 3 0 m m

A b r is s tie fe

B le c h d ic k e

t

s

R

0 ,1 2

0 ,0 8

0 ,0 4

0

4

8

1 6

1 2

b e z o g e n e r S c h n e id s p a lt u s

/ %

0

4

8

1 6

1 2

b e z o g e n e r S c h n e id s p a lt u s

/ %

Abbildung 5.25: Darstellung des bezogenen Schneidspaltes über der Einrisstiefe [GUID65]

Der Schnittgrat ist eine unerwünschte Begleiterscheinung an Schnittteilen und muss in der Regel durch Nacharbeit beseitigt werden, da er sowohl eine obere Auflage des Teils behindert als auch in der Handhabung eine Verletzungsgefahr darstellt. Die Höhe des Schnittgrates hG ist sowohl ein Maß für die Fertigungsqualität eines Schnittteiles als auch eine Kenngröße für den Verschleißzustand des Schnittwerkzeuges. Die Grathöhe nimmt mit steigender Schnittzahl zu und wird außer vom Werkzeugverschleiß bzw. Schneidspalt auch durch den Werkstückwerkstoﬀ bestimmt, siehe Abbildung 5.26. Da an duktilen Werkstoﬀen die Dehnungen bis zum Auftreten eines Risses größer sind als an spröden Werkstoﬀen, weisen Schnittteile aus siliziumarmem Elektroblech größere Grathöhen auf als solche aus siliziumreichem, sprödem Stahlwerkstoﬀ. Die größere Härte des Werkzeuges aus Kaltarbeitsstahl macht sich gegenüber einem Schnellarbeitsstahl durch geringere Grathöhen positiv bemerkbar, was auf geringeren Werkzeugverschleiß zurückzuführen ist.

5.2 Feinschneiden

473

8 0 7 0

G ra th ö h e h g / µ m

6 0

W e rk z e u g 1 : X 2 1 0 C rW 1 2 H ä rte H R C 6 3

5 0

W e rk z e u g 2 : S 6 -5 -2 H ä rte H R C 6 0

4 0 3 0

B le c h I: s s B le c h II: s d

2 0 1 0 0

2 0

8 0 4 0 6 0 S c h n ittz a h l i / 1 0 ³

iliz iu m r e ic h e s E le k tr o b le c h , p rö d e iliz iu m a r m e s E le k tr o b le c h , u k til

1 0 0

Abbildung 5.26: Zusammenhang zwischen Grathöhe und Schnittzahl bei verschiedenen Werkzeug- und Werkstückwerkstoﬀen

5.2 Feinschneiden Feinschneiden ist ein Verfahren des Trennens und gehört als Scherschneidverfahren nach DIN 8588 zur Gruppe Zerteilen [DIN03l]. Mit diesem an eine besondere Werkzeug- und Maschinenbauart gebundenen Verfahren können Schnittteile erzeugt werden, deren Schnittﬂächen über der gesamten Blechdicke vollkommen glatt sind. Die in einem Arbeitsgang geschnittenen Teile weisen eine hohe Maß- und Formgenauigkeit auf und sind nach dem Entgraten einbaufertig. Schnittteile werden vorzugsweise durch Feinschneiden hergestellt, wenn hohe Oberﬂächenqualitäten bei kleinen Maßtoleranzen gefordert werden, eine optisch gute Oberﬂäche erwünscht ist, die Grenzen der Normalstanztechnik überschritten werden [VDI94] und sich Möglichkeiten ergeben, Feinschneidoperationen mit Umformoperationen zu kombinieren. Die Abbildung 5.27 zeigt eine Auswahl an typischen Feinschnittteilen. Ursprünglich wurden lediglich kleine, feine Stanzteile für die Uhren-, Rechenmaschinen- und Kameraindustrie (daher auch der Name „Feinschneiden“) hergestellt. Im Laufe der Jahre erweiterte sich jedoch die Produktpalette auf Funktions- und Sicherheitsteile aus der Haushaltsgeräteindustrie sowie der Textil-, Automobil-, Medizin- und der Elektroindustrie [BIRZ93,BIRZ96, SCHÄ93]. Eine breite Anwendung des Feinschneidens ﬁndet sich auch in der Kombination mit anderen Umformoperationen, so dass Werkstücke mit einer höheren Funktionsintegration hergestellt werden können [BIRZ96, BOET90]. Die Kombination von Feinschneid- und Umformoperationen ermöglicht es, zusätzliche Fertigungsschritte und Bauteile (z. B. Positioniereinheiten) einzu-

474

5 Blechtrennung

M itn e h m e r s c h e ib e S m a r t G e tr ie b e Z Z a ap aanng

pf ge

ef en n ef of or mr m t t

Abbildung 5.27: Feinschnittteile (Quelle: Feintool AG)

sparen. So führt zum Beispiel die kombinierte Feinschneid-Umformoperation bei der Herstellung einer Mitnehmerscheibe im Smart-Getriebe zu einer Gewichtsersparnis von ca. 70 %, siehe Abbildung 5.27. 5.2.1 Grundlagen des Feinschneidens Beim Normalschneiden besteht die Schnittﬂäche zu ca. einem Drittel aus Glattschnittzone und zwei Dritteln aus Bruchzone. Dagegen wird die Glattschnittzone beim Feinschneiden, wenn erforderlich, über die gesamte Blechdicke ausgedehnt, siehe Abbildung 5.28. 5.2.1.1 Verfahrensprinzip. Im Gegensatz zum konventionellen Schneiden, liegen folgende Merkmale beim Feinschneidvorgang vor [DIN03l,VDI94, GUID65, BIRZ97, KRÄM69], siehe Abbildung 5.29: • • • • •

Pressplatte (Führungsplatte) mit Ringzacke, Gegenhalter, sehr kleiner Schneidspalt, drei Kräfte und Schneidkraft-Weg-Verlauf.

Nach dem Einlegen des Blechstreifens schließt sich das Werkzeug und spannt das Werkstück zwischen der mit einer Ringzacke versehenen Pressplatte und der Schneidplatte ein, siehe Abbildung 5.30. Die Pressplatte hat außerdem die Aufgabe, den Schneidstempel zu führen. Die keilförmig ausgebildete Ringzacke wird außerhalb der Schnittlinie in den Werkstoﬀ eingedrückt. Innerhalb der Schnittlinie wird der Werkstoﬀ

5.2 Feinschneiden

475

K a n te n e in z u g z o n e G la tts c h n ittz o n e G ra t

K a n te n e in z u g z o n e G la tts c h n ittz o n e B ru c h z o n e G ra t

Abbildung 5.28: Schnittﬂächenvergleich normalgeschnitten – feingeschnitten (Quelle: Feintool AG)

F e in s c h n itt

N o r m a ls c h n itt

S c h n e id s te m p e l S c h n e id s te m p e l W e rk s to ff

R in g z a c k e

P r e s s p la tte ( F ü h r u n g s p la tte ) s

S c h n e id p la tte

S c h n e id p la tte

G e g e n s te m p e l

S c h n e id s p a lt 5 %

d e r B le c h d ic k e s

S c h n e id s p a lt 0 ,5 %

d e r B le c h d ic k e s

Abbildung 5.29: Gegenüberstellung Normalschneiden – Feinschneiden [BIRZ97]

476

5 Blechtrennung S c h n e id s te m p e l P r e s s p la tte m it R in g z a c k e

R in g z a c k e n k r a ft F N

W e rk s to ff S c h n e id p la tte G e g e n h a lte r k r a ft F

G e g e n h a lte r W e rk z e u g g e ö ffn e t S te m p e lk r a ft F

G

E in s p a n n e n d e s B le c h e s S t

W e rk s tü c k

F e in s c h n e id e n

A u s w e rfe n d e s W e rk s tü c k e s

Abbildung 5.30: Verfahrensablauf Feinschneiden

durch deﬁnierte Druckbeaufschlagung des Gegenhalters zwischen Schneidstempel und Gegenhalter eingespannt. Zur Einleitung des eigentlichen Schneidvorgangs muss die auf den Schneidstempel wirkende Stempelkraft erhöht werden, so dass dieser bei Überschreiten der Fließspannung in den Werkstoﬀ eindringt. Die auf die Pressplatte aufgebrachte Ringzackenkraft und die auf den Gegenhalter wirkende Gegenkraft bleiben während des Schneidens nahezu konstant, so dass das auszuschneidende Teil unter Druck eingespannt ist. Nachdem der Schneidstempel das Blech ganz durchdrungen hat, wird das Werkzeug geöﬀnet. Die Pressplatte streift das Stanzgitter ab, Innenformen werden ausgestoßen und das Werkstück wird vom Gegenhalter ausgeworfen. Der eindringende Schneidstempel erzeugt in der Schneidzone plastisches Fließen des Werkstoﬀes. Solange dieses Fließen aufrecht erhalten werden kann, entsteht eine glatte Schnittﬂäche. Mit zunehmendem Schneidweg tritt jedoch in der Schneidzone eine Kaltverfestigung des Werkstoﬀes auf. Zur Rissbildung und der damit verbundenen unerwünschten Bruchzone kommt es, wenn das Umformvermögen des Werkstoﬀes erschöpft ist. Im Gegensatz zum Scherschneiden soll dieser Punkt beim Feinschneiden erst dann erreicht werden, wenn der Schneidstempel das Blech in seiner gesamten Dicke durchdrungen hat. Das Umformvermögen ist in erster Linie vom Werkstoﬀ abhängig, wird aber auch vom Dehnungs- und vom Spannungszustand beeinﬂusst, siehe Kapitel 2.3.7.1. Während des plastischen Fließens stauen sich mit fortschreitender Umformung gleitende Versetzungen an Hindernissen im Kristallgitter auf. In der Umgebung eines Versetzungsstaus bildet sich ein Spannungsfeld aus, das bei Überschreiten eines kritischen Wertes zum Aufreißen

5.2 Feinschneiden

477

des Kristallgitters in Form eines Mikrorisses führt. Die Rissentstehung wird dabei durch die vorherrschenden Schubspannungen in der Scherzone eingeleitet. Beim Scherschneiden verläuft die Rissausbreitungsrichtung nicht parallel zur Scherzone, sondern ins Werkstoﬀinnere. Dies lässt darauf schließen, dass die Zugspannungen im Werkstoﬀ für die Ausbreitung von schubspannungsinduzierten Rissen verantwortlich sind. Beim Feinschneiden sind aufgrund des hohen hydrostatischen Spannungsanteils die Zugspannungen deutlich geringer, so dass eine Rissausbreitung nur aufgrund der hohen Schubspannungen parallel zur Scherzone erfolgen kann [HERR92]. Somit ist es möglich die Ausbreitung eines Risses durch ausreichend hohe Druckspannungen einzuschränken oder ganz zu verhindern. Diese werden beim Feinschneiden durch den Einsatz von Gegendruckstempel und Ringzacke induziert. Der geringe Schneidspalt u sorgt zusätzlich dafür, dass sich eine zugspannungsfreie Scherzone bildet, siehe Abbildung 5.31. Zu Beginn des Schneidvorgangs liegt der Mittelpunkt des Mohrschen Spannungskreis im Druckbereich. Mit fortlaufendem Schneidvorgang verschiebt sich σm immer weiter in Richtung des Zugbereiches [ROTT84]. Beim Feinschneiden bilden sich bei günstigen Prozessparametern erst gegen Ende des Schneidvorgangs Zugspannungen in der Scherzone.

S c h n e id b e g in n b e im F e in s c h n e id e n

b e im

S c h n e id e n d e F e in s c h n e id e n

t

b e im

S c h n e id b e g in n S c h e r s c h n e id e n b e im

S c h n e id e n d e S c h e r s c h n e id e n

s s

s 3

s m

2

S c h n e id b e g in n

s

W e rk s tü c k

t F

S c h n e id e n d e

N ie d e r h a lte r k r a ft F N

S te m p e lk r a ft F S t

S

G

G e g e n h a lte r k r a ft

N ie d e r h a lte r k r a ft F N

S te m p e lk r a ft F S t W e rk s tü c k

s S c h n e id p la tte

F

S c h n e id p la tte

s 1

G

G e g e n h a lte r k r a ft

Abbildung 5.31: Spannungen in der Schneidzone beim Feinschneiden

Um die Eigenschaften des Werkstücks bestimmen zu können, sind die auftretenden Beanspruchungen im Werkstoﬀ und deren Kenntnis von Bedeutung. Bei allen Kaltumformverfahren, also auch beim Feinschneiden, treten in den Umformzonen Verformungen im Gefüge auf. Dabei ﬁndet eine

478

5 Blechtrennung

Streckung der Körner in Umformrichtung statt, die im Allgemeinen mit einer Kaltverfestigung des Werkstoﬀs einhergeht. Dies bewirkt eine Steigerung der Festigkeitskennwerte wie Streckgrenze, Zugfestigkeit und Härte während die Werkstoﬀduktilität in Form von Bruchdehnung, Brucheinschnürung und Kerbschlagzähigkeit abnimmen. Das Feinschneiden stellt im Gegensatz zum Scherschneiden ebenso hohe Anforderungen an die Umformeigenschaften des Werkstoﬀs wie zum Beispiel das Biegen, das Prägen oder auch das Tiefziehen. In Abbildung 5.32 ist in der linken Bildhälfte der Faserverlauf in der Scherzone und dem Bereich der Ringzacke beim Feinschneiden eines 16MnCr5 dargestellt. Deutlich ist die extrem starke Kaltverformung der Körner im Gefüge zu erkennen, die sehr stark in dem Bereich der Schnittﬂäche auftritt. So nimmt die Kaltverformung von der Einzugseite zur Gratseite zu und von der Schnittﬂäche zur Werkstoﬀinnenseite ab. Eine Härtemessung im Bereich der Scherzone würde eine ähnliche Verteilung darstellen, siehe Abbildung 5.47. In der rechten Bildhälfte in Abbildung 5.32 ist der Vergleichsumformgrad in der Scherzone dargestellt, wie er in einer 2D FE-Simulation berechnet wird. Auch der Vergleichsumformgrad zeigt eine ähnliche Verteilung wie die Kaltverfestigung. Mit dem Schneidweg nimmt der Umformgrad entlang der Schnittﬂäche zu und fällt von der Schnittﬂäche ins Materialinnere ab. Der maximale Umformgrad in der Scherzone hängt sehr stark von der Gestaltung der Schneidkante und der Kantenverrundung sowie der Größe des Schneidspalts ab und kann in kleinen Bereichen vor der Schneidkante sehr hohe Werte erreichen. Q u e r s c h liff

2 D F in ite E le m e n t S im u la tio n V e r g le ic h s u m fo r m g r a d 1 ,5

1

0 ,5

0 W e rk s to ff: 1 6 M n C r5

Abbildung 5.32: Gegenüberstellung eines Querschliﬀes und einer FE-Simulation beim Feinschneiden von 16MnCr5

5.2 Feinschneiden

479

5.2.1.2 Qualitätsmerkmale und Einﬂussgrößen. Die Forderung nach einer vollkommen glatten Schnittﬂäche bestimmt unter anderem die Qualität eines Feinschnittteils. Da in der Praxis nicht immer das ideale Erscheinungsbild des hundertprozentigen Glattschnitts erforderlich ist, beurteilt man die Schnittﬂäche durch Angaben über den vorhandenen Glattschnittanteil hs /s sowie über die Art der Bruchﬂächen, die als Abriss oder Einriss auftreten können. Als Maß für den Glattschnittanteil wird die auf die Blechdicke bezogene minimale Breite der Glattschnittzone angegeben [ROTT85, VDI94]. Die Güte der Glattschnittﬂäche kann beispielsweise durch den arithmetischen Mittenrauwert Ra beurteilt werden, der in der Mitte der Schnittﬂäche senkrecht zur Schnittrichtung zu messen ist. Neben der Maßgenauigkeit (Länge, Durchmesser) werden zur Qualitätsbestimmung des Schnittteils die Formabweichungen • Größe des Kanteneinzugs, • Winkelabweichung der Schnittﬂäche und • Durchbiegung des Schnittteils herangezogen [BIRZ96, HAAC79, BIRZ97], siehe Abbildung 5.33.

b h

w E

f E

s

s

D u r c h b ie g u n g

K a n te n e in z u g

s

W in k e la b w e ic h u n g

S c h n ittflä c h e D , L s h

s

S

S c h n ittg r a t

h b E

f A b r is s

E in r is s

E

w h D

S

L

: B le c h d ic k e : K a n te n e in z u g : K a n te n e in z u g : D u r c h b ie g u n g : W in k e la b w e ic /S : m in im a le r G la b e z o g e n a u f d : D u rc h m e s s e r : L ä n g e

h ö h e b r e ite h n u g tts c h n itta n te il ie B le c h d ic k e

Abbildung 5.33: Qualitätsmerkmale eines Feinschnittteiles

Aus der Kombination vorgegebener Systemgrößen (Maschine, Werkstück, Werkzeug, Schmierung) mit den variablen Stellgrößen Ringzackenkraft, Gegenkraft, Schneidgeschwindigkeit und Schmierstoﬀmenge stellt sich der eigentliche Feinschneidprozess ein, siehe Abbildung 5.34. Er ist in erster Linie durch die maximal benötigte Schneidkraft gekennzeichnet.

480

5 Blechtrennung

E in g a n g s g r ö ß e n S y s te m

S te llg r ö ß e n

M a s c h in e A n tr ie b s a r t S tö ß e lfü h r u n g S W

B G

W e rk s tü c k c h n ittlin ie le c h d ic k e e rk s tü c k s to ff e fü g e a u s b ild . W e rk z e S c h n e id s S c h n e id k N ie d e r h a R in g z a c k m e tr ie B e s c h ic h

P ro z e s s

N ie d e r h G e g e n h S c h n e id s c h w in d B e w e g u

a lte r k r a ft a lte r k r a ft g e ig k e it n g s a b la u f

P ro z e s s k e n n g rö ß e n S c h n e id S p a n n u z u s ta n d D e h n u n S c h n e id P ro z e s s

k ra ft n g s g e n a r b e it d a u e r

u g p a lt a n te n lte r e n g e o -

T e c h n o lo g ie W e rk s S c h n ittflä q u a litä t M a ß g e n a F o rm g e n G r a tb ild u R a n d z o n b e e in flu s

tü c k c h e n u ig k e it a u ig k e it n g e n s u n g

W ir ts c h a ftlic h k e it

tu n g

S c h m ie r u n g S c h m ie r s to ff A u fb r in g u n g

E r g e b n is

S tö rg rö ß e S c h m ie r s to ffm e n g e

W e r k z e u g v e r s c h le iß S c h m ie r s to ffm e n g e

M e n g e n le is tu n g S ta n d m e n g e F e r tig u n g s k o s te n

Abbildung 5.34: Zusammenhänge von Eingangsgrößen, Prozessgrößen und Arbeitsergebnis beim Feinschneiden

5.2.1.3 Zulässige Schnittteilgestaltung. Das Feinschneiden von großﬂächigen dünnen Teilen ist einfacher als das Feinschneiden von schmalen Stegen oder Ringen bei großer Blechdicke. Ebenso lassen sich stumpfwinklige Ecken mit großen Radien besser feinschneiden als spitzwinklige mit kleinen Radien. Auf Grund von Erfahrungen wird ein Feinschneidschwierigkeitsgrad deﬁniert, der die Schwierigkeitsstufen S1 (leicht), S2 (mittel) und S3 (schwierig) unterscheidet, siehe Abbildung 5.35. Er wird im Wesentlichen durch die Schnittliniengeometrie und die Blechdicke bestimmt. Die Schnittliniengeometrie wird dazu in einfache geometrische Grundformen wie Eckenradien, Lochdurchmesser, Schlitz- und Stegbreiten zerlegt. Aus dem Verhältnis einer die Schnittlinie beschreibenden geometrischen Größe zur Blechdicke ergibt sich der Feinschneidschwierigkeitsgrad, der mit steigender Blechdicke zunimmt. Der höchste Einzelschwierigkeitsgrad ergibt den Gesamtschwierigkeitsgrad des Feinschnittteils. Die in Abbildung 5.35 dargestellten Schwierigkeitsgrade gelten unter der Voraussetzung, dass die Schneidelemente des Werkzeuges eine 0,2 - Stauchgrenze von Rp0,2 = 3.000 MPa besitzen und die Zugfestigkeit des zu verarbeitenden Werkstoﬀs nicht über Rm = 500 MPa liegt. Um ein Wegﬂießen des Werkstoﬀes von der Schneidkante zu verhindern, müssen die Steg- und Randbreiten des Stanzgitters und des Werkstücks ein gewisses Mindestmaß haben. Sie müssen mindestens so groß sein, dass sich die Ringzacke voll eindrücken kann und der Blechstreifen nicht unzulässig verformt wird. Generell sind die Rand- und Stegbreiten gering zu halten, um den Werkstoﬀverbrauch auf eine minimale Menge zu reduzieren. Als Anhaltswert

5.2 Feinschneiden

G r u n d fo r m : S c h litz e u n d S te g e

481

s

w e ite r e G r u n d fo r m e n IR ir a r ir

s

b a

a

a

IR r

b

m a x

a

= 0 ,6 A = 0 ,6 A = A R = IR R R

s

1 5 1 4 1 3 1 2 1 1 1 0 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 ,6

d a d a

S 2

S 1

m in

= 0 ,6 s = 0 ,6 s

m in

= 0 ,6 s

m in

S 3 a

s

S c h litz a , S te g b / m m

l

m in

ir

= 0 ,6 s = 0 ,6 s = c a . 1 5 a

R

l

b

m in

A

a

l

F e in s c h n e id s c h w ie r ig k e its g r a d S 1 le ic h t, S 2 m itte l, S 3 s c h w ie r ig a

0

m 1 2

3

4

5

6 7

8

9

1 0 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5

s

V o rra W e rk W e rk S c h n

u s s e s to ff z e u g e lla r b t

tz u n g e S £ 4 2 b a u s to e its s ta

n : 0 M P a ff h l

B le c h d ic k e s / m m

Abbildung 5.35: Bestimmung des Feinschneid – Schwierigkeitsgrades (Quelle: Feintool AG)

gilt, dass die Abmessungen von Rand- und Stegbreiten ca. 60 % der Blechdicke betragen. Je nach Werkstoﬀqualität und Schnittliniengeometrie kann der Wert variieren. 5.2.1.4 Schneidspalt. Ein kleiner Schneidspalt ist Voraussetzung für erfolgreiches Feinschneiden, da reine Scherung begünstigt und negativ wirkende Biegezugspannungen in der Schneidzone vermieden werden. Der Schneidspalt nimmt mit steigender Blechdicke zu [GUID65,BIRZ97]. Wie beim konventionellen Schneiden wird die Größe des Schneidspalts auch beim Feinschneiden auf die Blechdicke bezogen und beträgt im Allgemeinen us = 0, 5 % (vgl. Kapitel 5.1.1.2). Untersuchungen haben gezeigt, dass diese Größe je nach Schnittliniengeometrie, Blechdicke und Werkstoﬀqualität variieren kann [JOHN68, KÖNI82b, KÖNI84, MAED68]. Bei kleinem Verhältnis von Werkstückbreite zu Blechdicke verschiebt sich z. B. die Größe des Schneidspalts zu höheren Werten. Auch können partielle Veränderungen des Schneidspaltes entlang der Schnittlinie vorgenommen werden. Generell gilt jedoch, dass der glattgeschnittene Anteil einer Schnittﬂäche mit kleiner werdendem Schneidspalt zunimmt, so dass der Schneidspalt zum Feinschneiden nicht größer als 1 % der Blechdicke sein sollte. 5.2.1.5 Schneidkantengeometrie. Zum Feinschneiden einer glatten Außenkontur wird die Schneidplattenschneidkante verrundet und der Schneidstempel ist scharfkantig. Zum Feinschneiden glatter Lochwandungen wird der Schneidstempel verrundet und die Schneidplatte ist scharfkantig. Ein Verrunden der Schneidkanten sowohl an Schneidplatte als auch am Schneidstempel

482

5 Blechtrennung

wird nicht durchgeführt, um Biegungen möglichst zu vermeiden und reines Scheren zu begünstigen. Die Abbildung 5.36 zeigt den schematischen Aufbau, die Aktivelemente und die ausgeschnittenen Bauteile am Beispiel einer feinzuschneidenden Scheibe. In n e n fo rm a u s w e rfe r S c h n e id s te m p e l D ru P re R in W e

c k b o ß p la g z a c rk s to

lz e n fü r P r e ß p la tte tte k e ff

S c h n e id p la tte G e g e n s te m p e l ( A u s w e rfe r ) D r u c k b o lz e n fü r G e g e n s te m p e l In n e n fo rm s te m p e l

E in z e lh e it - A In n e n fo r m a b fa ll

S ta n z g itte r S c h n itte il

S c h n e id s te m p e l

P r e ß p la tte

S c h n ittg ra t

W e rk s to ff S c h n e id p la tte

r

r

G e g e n s te m p e l In n e n fo rm s te m p e l

Abbildung 5.36: Feinschneiden einer Scheibe (Prinzipdarstellung)

Die Größe des Schneidkantenradius beträgt ca. 5 bis 10 % der Blechdicke und wird u. a. von der Werkstoﬀqualität und Schnittliniengeometrie bestimmt. Höhere Werkstoﬀfestigkeiten erfordern größere Schneidkantenradien [KÖNI84]. Die Schneidkantenverrundung soll gerade so groß sein, dass das Feinschnittteil glatte Schnittﬂächen aufweist. Die Verrundung darf nicht zu groß sein, da sonst die Maß- und Formgenauigkeit des Teils negativ beeinﬂusst werden können. Neben dem Verrunden werden die Schneidkanten auch mit Fasen oder mit einer Traktrixkurve versehen. Dabei werden die Formelemente speziell an den zu schneidenden Werkstoﬀ sowie die geforderte Teilepräzision und Teilegeometrie angepasst. Neuere Untersuchungen zeigen, dass der Schneidspalt in Verbindung mit der Schneidkantengeometrie einen Einﬂuss auf die Schneidteilqualität hat. 5.2.1.6 Ringzacken. Die Ringzacke beﬁndet sich normalerweise mit auf der Pressplatte oder auf Pressplatte und Schneidplatte und verläuft in einem bestimmten Abstand parallel zu der Schnittlinie. Wenn auch Untersuchungen zeigten, dass unter gewissen Bedingungen vollkommen glatte Schnittﬂächen ohne Ringzacke erzeugt werden können [KIEN63, KÖNI82b, KÖNI84, ROTT84], hat sich in der industriellen Fertigung wegen der besseren Maß- und Formgenauigkeit die Pressplatte mit

5.2 Feinschneiden

483

Ringzacke durchgesetzt. Die keilförmige Ringzacke folgt in einem bestimmten Abstand der Schnittlinie, wobei Ringzackenabstand und Ringzackenhöhe mit steigender Blechdicke zunehmen, siehe Abbildung 5.37. a

1

r

W e rk s to ffd ic k e 1 ...1 ,6 1 ,6 ..2 ,5

4 5 °

4 5 °

h

R in g z a c k e R

r 1

1

S c h n e id p la tte a

h

h 2

1

r

r

r

2

1

r 2

h R

r 1

0 ,3 0 ,4 0 ,6 0 ,7 0 ,8 1

1 ,4 2 ,1 2 ,5 2 ,8

S c h n ittlin ie 1

0 ,2 0 ,2 0 ,3 0 ,3 0 ,3

v o r s p r in g e n d

Z a h n u n g e in s p r in g e n d

R

4 5 °

4 5 °

2 ,5 ..3 ,2 3 ,2 ...4 4 .....5

a

1

0 ,1

4 5 ° 4 5 ° S c h n e id p la tte

W e rk a R s to ffd ic k e 4 .....5 2 ,5 5 ....6 ,3 3 6 ,3 ....8 3 ,5 8 ....1 0 4 ,5 1 0 ..1 2 ,5 5 ,5 7 1 2 ,5 ..1 6

h

r 2

0 ,8 1 ,2 1 ,5 1 ,8 2 ,2

1

h 2

0 ,8 1 ,2 1 ,5 2

1

3

0 ,5 0 ,7 0 ,8 1 ,2 1 ,6

r 1

1

1

0 ,2 0 ,2 0 ,2 0 ,5 0 ,5 0 ,5

R in g z a c k e

S c h n ittlin ie = W e rk s tü c k k o n tu r

Abbildung 5.37: Ringzackengeometrie und -verlauf (Quelle: Feintool AG)

Bei Blechdicken über s = 5 mm gilt die Verwendung einer zweiten Ringzacke, die auf der Schneidplatte angebracht ist, als unumgänglich [BIRZ97]. Eine parallel zur Schnittlinie verlaufende Ringzackenführung wäre optimal, doch ist dies aus fertigungstechnischen Gründen nicht immer durchführbar. Bei einspringenden Partien mit kleinem Verhältnis von Schlitzbreite zu Blechdicke wird die Ringzacke am Schlitz vorbeigeführt. Das gleiche gilt für Verzahnungen, siehe Abbildung 5.37 oben rechts. Für das Feinschneiden eines Loches ist die Verwendung einer Ringzacke außerhalb der Schnittlinie nicht üblich, da die Ringzackenkerbe im Werkstück verbleiben würde. Innerhalb einer Lochkontur ist eine Ringzacke nur notwendig, wenn die Abmessungen der Innenform in allen Richtungen der Blechebene ein Vielfaches der Blechdicke betragen [KRÄM69]. 5.2.1.7 Ringzackenkraft. Die Ringzackenkraft ist nötig, um die Ringzacke(n) in den Blechstreifen einzudrücken und den Werkstoﬀ außerhalb der Schnittlinie zwischen Pressplatte und Schneidplatte einzuspannen. Sie muss in jedem Fall so groß sein, dass die Ringzacke in das Blech voll eindringen kann, da sich das Blech sonst möglicherweise durchbiegt. Als Richtwert gilt, dass die notwendige Ringzackenkraft zwischen 30 und 100 % der Schneidkraft betragen soll. Darüber hinaus gibt es die Formel [SIEB52]:

484

5 Blechtrennung

FR ≈ 4 · lR · h R · R m .

(5.9)

Darin bedeutet: • • • •

FR lR hR Rm

Ringzackenkraft, Gesamtlänge der Ringzacke, Gesamthöhe der Ringzacke und Zugfestigkeit des Werkstoﬀes.

Die so berechnete Ringzackenkraft stellt jedoch nur einen Näherungswert dar. Bei der konstruktiven Auslegung von Feinschneidwerkzeugen und -pressen greifen die Hersteller heute auf betriebsintern erstellte Nomogramme zurück, in denen die notwendige Ringzackenkraft in Abhängigkeit von Ringzackengeometrie, Blechdicke, Werkstoﬀfestigkeit und Gefügezustand erfasst ist. Die endgültige Feinabstimmung geschieht bei der Werkzeugeinrichtung, durch die der Glattschnittanteil beeinﬂusst wird. Dabei kann der Glattschnittanteil mit zunehmender Ringzackenkraft bis auf den Maximalwert von 100 % ansteigen. Unter gewissen Umständen lässt sich trotz maximaler Ringzackenkraft kein vollständiger Glattschnitt erzielen. Wird dieser jedoch gefordert, müssen konstruktive Änderungen am Werkzeug vorgenommen werden. 5.2.1.8 Gegenkraft. Durch die Gegenkraft wird während des Schneidvorganges auf das entstehende Feinschnittteil ein konstanter Druck ausgeübt. Dabei ist die Wirkung der Gegenkraft auf die Schnittﬂächenqualität an ausgeschnittenen Teilen anders als an Löchern. Man schreibt der Gegenkraft für die Schnittﬂächenqualität an ausgeschnittenen Teilen nur eine untergeordnete Rolle zu. Beim Feinschneiden von Löchern führen dagegen höhere Gegenkräfte zu größeren Glattschnittanteilen [KÖNI81a, KÖNI82a, MAED68]. Da die Hauptwirkung der Gegenkraft darin liegt, die Durchwölbung des Schnittteils zu verhindern, hängt ihre Größe vor allem von der Blechdicke und der Schnittteilgröße ab. Ihr Wert wird mit 10 bis 20 % der Schneidkraft angegeben und lässt sich näherungsweise nach der Formel FG = Aq · qg

(5.10)

berechnen. Darin stellt Aq die Fläche des Schnittteils und qg eine speziﬁsche Gegenkraft dar, deren Wert zwischen qg = 20 N/mm2 bei kleinﬂächigen, dünnen Teilen und qg = 70 N/mm2 bei großﬂächigen, dicken Teilen liegen kann. 5.2.1.9 Schneidkraftbedarf. In Zusammenhang mit der Betrachtung von Einﬂüssen auf den Kraftbedarf werden beim Schneiden die Größen • Schneidkraft FS , • Schneidwiderstand kS und

5.2 Feinschneiden

485

• Scherfestigkeitsfaktor c1 unterschieden. Die für den Feinschneidvorgang notwendige Belastung des Schneidstempels, die Stempelkraft FSt , setzt sich zusammen aus der zum eigentlichen Trennen des Werkstoﬀs notwendigen Schneidkraft FS und der zum Einspannen des Werkstoﬀs benötigten Gegenkraft FG , siehe Abbildung 5.38. Die Schneidkraft FS ergibt sich somit aus der Diﬀerenz von aufzubringender Stempelkraft FSt und anliegender Gegenkraft FG zu F N

/ 2

P r e ß p la tte ( F ü h r u n g s p la tte ) m it R in g z a c k e

F

/ 2

S c h n e id s te m p e l

F

S t

F N

F G

F x

S

u s

u

W e rs tü c k s to ff S c h n e id p la tte

N

ra ft : e n k ra ft : lte r k r a ft : ra ft : F S t - F G e g : p a lt : e :

s

G e g e n h a lte r

F

F

K ra ft W e g

F

S te m p e lk R in g z a c k G e g e n h a S c h n e id k F S = S c h n e id w S c h n e id s B le c h d ic k

S t

S t

F G

F N

x

Z e it G

Abbildung 5.38: Kräfte beim Feinschneiden

FS = FSt − FG .

(5.11)

Der Schneidwiderstand stellt die auf die gesamte Schnittﬂäche bezogene maximale Schneidkraft dar. Neben der zur Umformung und zur Werkstoﬀtrennung benötigte Kraft beinhaltet der Schneidwiderstand auch die Reibkräfte zwischen Werkzeug und Werkstück. Die Scherfestigkeit ist vom Blechwerkstoﬀ abhängig. Der Schneidwiderstand kS ergibt sich aus dem Verhältnis von maximaler Schneidkraft zur Scherﬂäche kS =

FSmax FSmax , = lS · s AS

(5.12)

der Scherfestigkeitsfaktor c1 stellt das Verhältnis von Schneidwiderstand kS zu Zugfestigkeit Rm dar

486

5 Blechtrennung

c1 =

kS . Rm

(5.13)

Nach [BIRZ97] wird die Schneidkraft mit der folgenden Formel FS = lg · s · τS = c1 · lg · s · Rm

(5.14)

bestimmt. Darin bedeuten: • • • • •

lg s τS c1 Rm

Summe der Schnittlinienlängen, Werkstoﬀdicke, Scherfestigkeit, Faktor auf Grund des Streckgrenzenverhältnisses und Zugfestigkeit des Werkstoﬀes.

Der Faktor c1 wird nach [HAAC79] mit 0, 6 < c1 < 0, 9 angegeben. Der Faktor c1 nimmt mit steigendem Streckgrenzenverhältnis Rp /Rm zu. Neben der Schnittlinienlänge, der Blechdicke und den Werkstoﬀeigenschaften können außerdem die geometrische Form des Werkstücks, die Größe des Schneidspalts, die Gestalt der Schneidkanten an Schneidstempel und Schneidplatte, der Oberﬂächenzustand oder eine Beschichtung der Schneidelemente sowie die Schmierung Einﬂuss auf die Schneidkraft haben. Da man alle diese Einﬂüsse bisher nicht sicher bestimmen kann, empﬁehlt es sich aus Sicherheitsgründen, den Faktor c1 = 0, 9 zur Berechnung der Schneidkraft anzusetzen [HAAC79]. Zur Ermittlung des Schneidkraftbedarfs kann auch die FE-Methode eingesetzt werden. Sie ermöglicht weiterhin die Bestimmung von Spannungen und Dehnungen sowohl im Werkzeug als auch im Werkstück [KLOC02a, KLOC03c], siehe auch Kapitel 2.5.11.1. 5.2.1.10 Reibung und Schmierung. Aus der Reibung, die in der Wirkfuge zwischen Schneidstempel und Werkstückwerkstoﬀ bzw. zwischen Schneidplatte und Werkstückwerkstoﬀ vorherrscht, resultiert im Wesentlichen der Verschleiß der Werkzeuge. Da sich Werkzeugverschleiß in schlechter Werkstückqualität äußert und durchaus auch zum Werkzeugbruch führen kann, muss durch den Einsatz geeigneter Schmierstoﬀe gewährleistet werden, dass Oxidations-, Abrasions- und Adhäsionsverschleiß auf ein Minimum reduziert werden. Es sei jedoch vorweggenommen, dass die Werkzeugwerkstoﬀe und vor allem die Werkzeugbeschichtungen heute eine ebenso hohe Bedeutung für den Verschleißschutz besitzen, siehe Kapitel 2.8.5.3. Neben den wesentlichen Schmierstoﬀeigenschaften • • • •

Schmierfähigkeit, Druck- und Temperaturbeständigkeit, Benetzbarkeit und Viskosität bzw. Applizierbarkeit (Sprühen, Rollen)

5.2 Feinschneiden

487

müssen bei der Auswahl des Schmiermittels seine Umwelt- und Hautverträglichkeit berücksichtigt werden. Ebenso wichtig sind guter Korrosionsschutz, Abwaschbarkeit (oder rückstandsloser Gebrauch) sowie Verträglichkeit mit eventuell nachgeschalteten Prozessen wie Schweißen, Kleben oder Lackieren. Auf Grund der geforderten Schmierstoﬀeigenschaften, der extrem engen Schneidspalte und der Forderung nach einer möglichst einfachen Teilereinigung nach dem Feinschneiden, werden fast ausschließlich Öle eingesetzt. Wegen der hohen Druck- und Temperaturbelastung enthalten die Öle Extrem-Pressure- und Passiv-Extrem-Pressure Additive (EP- und PEP- Additve), siehe Kapitel 2.8.4.4. Die Additive bilden auf den Oberﬂächen der Reibpartner einen physikalisch oder chemisch schützenden Film. Dadurch verhindern sie partielle Aufschweißungen, reduzieren den Abrasivverschleiß, senken die Reibung und mindern die Wärmeentwicklung, wodurch die Teilepräzision und die Werkzeugstandzeit steigen. In der Vergangenheit wurden hauptsächlich Chlorverbindungen (Chlorparaﬃne) als EP-Additive eingesetzt, die heute zu großen Teilen durch Formulierungen aus Schwefelund Phosphorverbindungen (EP-Additive) sowie Estern (polare Anteile) und überbasischen Sulfonaten (PEP-Additive) ersetzt worden sind. Mineralöle sind bei diesen Formulierungen i. d. R. nur noch in geringen Mengen ( 50 %) oder gar nicht enthalten. Da die Chloradditive jedoch die leistungsfähigsten EP-Additive darstellen, ist die Suche nach Alternativen ein nach wie vor aktuelles Thema [SCHU04a]. Für schwierigste Feinschneidoperationen, wie z. B. beim Schneiden dicker Bleche hoher Güten, sind sie bislang unverzichtbar. Die Viskosität von Feinschneidölen liegt zwischen 100 und 250 cSt und wird umso höher gewählt, je schwieriger die Schneidoperation zu beurteilen ist. Begrenzt wird die Viskosität durch die Applizierbarkeit. Der Schmierstoﬀ wird auf das Blech durch Sprühen oder Walzen aufgetragen. Im Falle einer Sprühapplikation müssen die Öltröpfchen zu einem dichten Film zusammenlaufen, um entlang der gesamten Schnittlinie wirken zu können. Dies ist oft schwierig, wenn geringste Ölmengen (Schmierﬁlmdicken) mit hohen Viskositäten aufgetragen werden sollen [MANG83]. Die Benetzbarkeit des Schmierstoﬀs ist daher wichtig. Sie wird durch die polaren Oberﬂächenergien von Schmierﬂuid und Werkstoﬀoberﬂäche bestimmt [BOBZ00]. Aber nicht nur die Schmierstoﬀeigenschaften haben Einﬂuss auf das Arbeitsergebnis, sondern auch die Schmierstoﬀmenge. Es muss einerseits genügend Schmierstoﬀ zur Verfügung stehen, damit die Oberﬂächen im Kontakt mit schichtbildenden Additiven versorgt werden. Andererseits darf die Schmierölschicht nicht zu dick sein, da sich sonst im Bereich innerhalb der Ringzacke ein Druckkissen aufbauen kann, das zur Durchbiegung des Schnittteils führt und ein vollständiges Eindringen der Ringzacke verhindert. Außerdem ist ein sparsamer Gebrauch der Feinschneidöle von Vorteil, da die hohen Additivgehalte erhebliche Kosten nach sich ziehen. Die benötigte Schmierstoﬀmenge wird daher nach Möglichkeit entlang der Teilekontur genau dort auf das Stanzmaterial oder im Werkzeug aufge-

488

5 Blechtrennung

bracht, wo es tatsächlich benötigt wird. Dies geschieht völlig ölnebelfrei. Da der Schmierstoﬀ lediglich entlang der Teilekontur aufgetragen wird, sind die Stanzabfälle sowie das Stanzgitter weitgehend frei von Schmierstoﬀ. Dieses reduziert den Aufwand für den Teileentfettungsprozess und für Entsorgungskosten maximal. Eine Beeinträchtigung der Bediener und der Umwelt wird ausgeschlossen [HIPT03]. 5.2.1.11 Wirtschaftlichkeit. Das Ergebnis des Feinschneidprozesses ist sowohl unter technologischen als auch wirtschaftlichen Gesichtspunkten zu sehen. Im Vordergrund der technologischen Betrachtung steht die Qualität des Werkstücks. Die Wirtschaftlichkeit wird vor allem durch den Verschleiß am Werkzeug beeinﬂusst. Hier kann sowohl die gefertigte Stückzahl zwischen zwei Nachschleifvorgängen an den Aktivelementen als auch die gesamte Standmenge ausschlaggebend sein. Ein weiteres Hauptkriterium für ein wirtschaftlich günstiges Verfahren ist der Materialeinsatz. Um diesen Materialeinsatz so gering wie möglich zu halten werden CAD-gestützte Softwareprogramme eingesetzt, die eine optimale Schachtelung der Teile im Blechstreifen sicher stellen. Weiterhin ist die Prozesssicherheit bei der Auswahl eines geeigneten Herstellungsverfahrens sehr wichtig. Das Feinschneiden ist ein sehr prozesssicheres Verfahren, bei dem sich bei optimierter Produktion eine Gesamtprozessverfügbarkeit von grösser 95 % erzielen lässt. 5.2.2 Werkzeuge Der konstruktive Aufbau, die Bearbeitungsart und die Art des Werkzeugbaustoﬀs bestimmen die Werkstückqualität und die Werkzeugkosten, die wiederum in Zusammenhang mit dem Werkzeugverschleiß und der Losgröße bzw. Stückzahl die Kosten in entscheidendem Maße beeinﬂussen. 5.2.2.1 Werkzeugarten. Wie beim konventionellen Schneiden unterscheidet man auch beim Feinschneiden die Werkzeuge hinsichtlich ihrer Arbeitsweise. Es gibt • Gesamtschnittwerkzeuge, • Folgeschnittwerkzeuge und • Folgeverbundwerkzeuge. Im Gesamtschnittwerkzeug werden Werkstücke in einem einzigen Hub feingeschnitten, wobei Außen- und Innenkonturen gleichzeitig entstehen. Der Schnittgrat von Innen- und Außenform liegt dabei auf der gleichen Seite, siehe Abbildung 5.36. Werkstücke, die im Gesamtschnitt gefertigt werden, zeichnen sich durch hohe Maß- und Formgenauigkeit sowie eine große Planheit aus, wenn das Werkzeug eine entsprechende Genauigkeit aufweist. Die Abbildung 5.39 zeigt ein Gesamtschnittwerkzeug zur Herstellung einer Bremsscheibe für ein Motorrad.

5.2 Feinschneiden

489

Abbildung 5.39: Feinschneiden im Gesamtschnitt (Quelle: Feintool AG)

In Folgeschnittwerkzeugen erfolgt die Fertigung in mehreren aufeinanderfolgenden Schneidstufen, wobei zu Beginn immer ein Vorlochen des Blechstreifens notwendig ist, um in den anschließenden Operationen den Blechstreifen im Werkzeug genau positionieren zu können, siehe Kapitel 5.1.2.3 auf Seite 466. Die Schnittgrate von Innen- und Außenform liegen jeweils gegenüber, siehe Abbildung 5.40. Da das Vorlochen und Ausschneiden nacheinander erfolgt und trotz Positionierstiften gewisse Vorschubtoleranzen auftreten, können Feinschnitteile, die im Folgeschnitt hergestellt wurden, nicht so eng toleriert werden wie im Gesamtschnitt. Das Werkzeug in Abbildung 5.40 ist ein Folgeschnittwerkzeug zur Herstellung einer Lamelle für ein Automatikgetriebe. In einer ersten Stufe wird die Lamelle ausgeschnitten und anschließend quer zur Vorschubrichtung des Bleches in einer zweiten Stufe positioniert, in der dann der Grat vollständig verprägt wird. Die Lamellen sind ohne weitere Nacharbeit einbaufertig. Entsprechendes gilt für Folgeverbundwerkzeuge. Bei diesen Werkzeugen werden sowohl Schneidvorgänge nach dem Prinzip des Folgeschnitts als auch Umformvorgänge wie Biegen, Prägen oder Stauchen in einer zweiten oder dritten Stufe durchgeführt. Zwei Folgeverbundwerkzeuge sind in Abbildung 5.41 dargestellt. Die linke Seite zeigt ein Werkzeug mit integrierter Gewinde-Formeinheit. Das Gewinde wird in der vorletzten Stufe in einem Rollvorgang eingebracht, bevor das Bauteil in der letzten Stufe ausgeschnitten wird. Die rechte Seite in Abbildung 5.41 zeigt eine Folgeverbundwerkzeug zur Herstellung eines Zahnrades in 4 Stufen. Bei einem Folgeverbundwerkzeug kommt neben der genauen Fertigung der Werkzeugelemente auch der Werkzeugführung eine besondere Bedeutung zu.

490

5 Blechtrennung

F e in s c h n e id e n e in e r S c h e ib e im

F o lg e s c h n itt

F e in s c h n e id e n e in e r K u p p lu n g s la m e lle

In n e n fo rm s te m p e l

P re s s p la tte / F ü h ru n g s p la tte

S c h n e id s te m p e l

S tu fe 2

V o rs c h u b

S c h n e id p la tte

G e g e n h a lte r

W e rk s tü c k In n e n fo rm a u s w e rfe r

S tu fe 1

S tu fe 1 : A u s s c h n e id e n

S tu fe 2 : G ra tv e rp rä g e n

Abbildung 5.40: Feinschneiden im Folgeschnitt; rechts: Folgeschnittwerkzeug mit integriertem Teile-Transfer und Gratverprägen (Quelle: Feintool AG)

Abbildung 5.41: Feinschneiden in einem Folgeverbundwerkzeug; links: Folgeverbundwerkzeug mit integrierter Gewinde-Formeinheit; rechts: Herstellen eines Kettenrades in vier Stufen (Quelle: Feintool AG)

5.2 Feinschneiden

491

Um eine genaue Stellung des Schneidstempels zur Schneidplatte auch während des Schneid- bzw. Umformvorgangs zu gewährleisten, werden zusätzlich zu den Säulenführungen sogenannte Verriegelungsbolzen und Abstützleisten angebracht. Die Verriegelungsbolzen tauchen in die Schneidplatte ein und nehmen Querkräfte auf, die bei ungleichmäßiger Schnittkontur entstehen. Abstützleisten verhindern ein Kippen des Werkzeuges, was besonders am Bandanfang und am Bandende auftreten kann. Bei großen Stückzahlen lohnen sich komplizierte und somit sehr teure Mehrfach-Folgeverbundwerkzeuge einzusetzen. Deren Aktivelemente müssen mit besonderer Sorgfalt gefertigt werden, um den Verschleiß auf ein Minimum zu reduzieren und so eine hohe Werkzeugstandzeit zu erzielen. Bei Kleinserien wählt man lieber ein etwas einfacheres Werkzeug und nimmt gegebenenfalls zusätzliche Arbeitsgänge in Kauf [HASH84]. 5.2.3 Werkstoﬀe Zum Feinschneiden eignen sich alle metallischen Werkstoﬀe, die sich auch sonst gut kaltumformen lassen. Industriell von Bedeutung sind in erster Linie die breit gefächerte Palette der Stähle, die ca. 90 % der Feinschnitteile ausmachen, sowie die NE-Metalle Aluminium und Kupfer mit ihren Legierungen. 5.2.3.1 Stähle. Stähle nehmen in der Feinschneidtechnik den größten Anteil der verarbeiteten Werkstoﬀe ein; Sie werden als Streifenmaterial oder vom Coil in Feinschneidanlagen verarbeitet. Die Verwendung von Streifenmaterial hat den Vorteil des geringeren Verzuges des Feinschnittteils, während beim Arbeiten vom Coil eine höhere Stückleistung möglich wird. Die diversen Stähle stehen heute als Warmband, Kaltband und Flachstahl zur Verfügung [BIRZ76, KÖNI82a, STRA82]. Die Wahl des Vormaterials wird durch die geforderten Eigenschaften und letztlich durch wirtschaftliche Aspekte bestimmt. Die Qualitätsmerkmale des Vormaterials werden vor allem durch • mechanische und metallographische Werkstoﬀeigenschaften, • Oberﬂächengüte und • Maß- und Formtoleranzen bestimmt. Für jedes Werkstück, das feingeschnitten oder feingeschnitten und umgeformt wird, ist ein optimales Vormaterial hinsichtlich Qualität, Preis und Verarbeitungskosten auszusuchen. Unbehandeltes Warmband spielt beim Feinschneiden eine untergeordnete Rolle, da der anhaftende harte Zunder während des Schneidens abplatzt, den Schneidspalt zusetzt und stark verschleißend auf das Werkzeug wirkt. Gebeizte Warmbänder zeichnen sich durch Eigenschaften aus, die im Wettbewerb mit Kaltbändern stehen, was besonders für weichgeglühte und egalisierte Warmbänder gilt. Der Vorteil der Kaltbänder liegt in der noch breiteren Vielfalt an Eigenschaften, die auf die einzelnen Verarbeitungsschritte abgestimmt werden können.

492

5 Blechtrennung

Flachstähle spielen in Westeuropa, USA und Japan als Vormaterial keine nennenswerte Rolle mehr. Sie sind bei der Bearbeitung durch Feinschneiden durch Warmband abgelöst worden. Die Vielfalt der Flachprodukte mit ihren speziellen Eigenschaften macht es möglich, dass Stähle feingeschnitten werden, deren Qualitäten vom weichen Tiefziehstahl bis zum hochfesten, mikrolegierten Feinkornstahl reichen. Tabelle 5.1 zeigt eine Aufstellung der gebräuchlichsten Stähle in der Feinschneidtechnik.

Tabelle 5.1: Feinschneidbare Stähle [BIRZ99] Werkstoﬀgruppe

Kurzzeichen (alt)

Werkstoﬀ- DIN-Norm Nr.

Weiche, unlegierte Stähle

DD13 (StW24) DC04 (St4/St14) S235J2G3 (St37-3) S275JO (St44-3)

1.0335 1.0338 1.0116 1.0143

DIN DIN DIN DIN

Feinkornbaustähle

S420MC (QStE420 TM) S500MC (QStE500 TM) H240 (ZStE260) H360 (ZStE380) H400 (ZStE420)

1.0980 1.0984 1.0480 1.0550 1.0556

DIN EN 10149-2 DIN EN 10149-2 -

Einsatzstähle

C10E (C10) C15E (C15) 16MnCr5 (16MnCr5)

1.1121 1.1141 1.7131

DIN EN 10084 DIN EN 10084 DIN EN 10084

Vergütungsstähle

C35E (Ck35) C45E (Ck45) 42CrMo4 (42CrMo4)

1.1181 1.1191 1.7225

DIN EN 10083-1 DIN EN 10083-1 DIN EN 10083-1

Nitrierstähle

34CrAl6 (34CrAl6) 34CrAlMo5 (34CrAlMo5)

1.8504 1.8507

DIN EN 10085 DIN EN 10085

Flamm- und induktionshärtbare C35G (Cf35) Stähle C53G (Cf53)

1.1183

DIN 17212

1.1213

DIN 17212

Kaltgewalzte Stahlbänder für Federn

C67E (Ck67)

1.1231

DIN 17222

50CrV4 (50CrV4)

1.8159

DIN 17221

Kaltzähe Stähle

11MnNi5-3 (11MnNi5-3) 10Ni14 (10Ni14)

1.6212 1.5637

DIN EN 10216-4 DIN EN 10216-4

Werkzeugstähle

C80U (C80W1) 100Cr6 (100Cr6)

1.1525 1.3505

DIN EN ISO 4957 DIN EN ISO 683-17

Nichtrostende Stähle

X6Cr13 (X6Cr13) 1.4000 X5CrNi18-10 (X5CrNi18-10) 1.4301 X2CrNi19-11 (X2CrNi19-11) 1.4306

EN EN EN EN

10111 10130 10025 10025

DIN EN 10088-3 DIN EN 10088-3 DIN EN 10088-3

5.2 Feinschneiden

493

Für das Feinschneiden werden vom Werkstoﬀ Eigenschaften verlangt, die eine hohe Umformung ermöglichen. Die Beurteilung des Werkstoﬀes erfolgt durch folgende Kenngrößen: • • • • • • •

Zugfestigkeit, Streckgrenze, Bruchdehnung, Brucheinschnürung, Härte, Karbideinformgrad, -korngröße und -verteilung sowie Ferritkorngröße.

Wie bei allen Kaltumformvorgängen lassen sich weiche, kohlenstoﬀ- und legierungsarme Stähle gut feinschneiden. Die Festigkeitskennwerte dieser Werkstoﬀe sind niedrig, Bruchdehnung und Brucheinschnürung relativ groß. Die Stähle deren Kohlenstoﬀgehalt bis ca. 0,1 % C reicht weisen als Hauptgefügebestandteil Ferrit auf, der gut umformbar ist. Mit zunehmendem Kohlenstoﬀ- und Legierungsgehalt steigt die Festigkeit des Werkstoﬀs, der im Gefüge zusätzlich vorhandene Perlitanteil nimmt zu und verschlechtert die Feinschneideigenschaft ebenso wie die vorhandenen Karbide. Werkstoﬀe mit höherem Kohlenstoﬀ- und Legierungsgehalt müssen daher vor dem Umformen und Feinschneiden weichgeglüht werden, da sich lamellarer Zementit und Karbide schlecht feinschneiden lassen. Diese Gefügebestandteile sind zu spröde und führen zu Einrissen an der Schnittﬂäche [BECK73, BIRZ74, BIRZ76, HAAC79, SING76, VDI94]. In Abbildung 5.42 sind solche Einrisse dargestellt. Werkstücke aus weichgeglühtem Stahl müssen in der Regel nach dem Feinschneiden einer Wärmebehandlung zugeführt werden, wenn das Bauteil bestimmten Festigkeitsanforderungen genügen soll. Entsprechendes gilt für harte Randzonen, die durch Nitrieren, Zementieren oder Carbonitrieren oberﬂächengehärtet werden. Im Gegensatz zu den schwer feinschneidbaren höherfesten Kohlenstoﬀund Vergütungsstählen, deren Festigkeit mit zunehmendem Kohlenstoﬀ- bzw. Legierungsgehalt steigt, lassen sich die hochfesten mikrolegierten Feinkornbaustähle gut feinschneiden [BIRZ78, KÖNI82a, STRA82]. 5.2.3.2 NE-Metalle. Die Feinschneidfähigkeit der NE-Metalle und ihrer Legierungen hängt vor allem von der chemischen Zusammensetzung, dem Kaltwalzgrad des Blechwerkstoﬀes und dem Aushärtungsgrad ab. Reines Aluminium und reines Kupfer lassen sich gut feinschneiden; Das gleiche gilt für nicht aushärtbare Aluminium-Magnesium-Legierungen, z. B. AlMg 1 oder AlMg 3, deren Dehnungswerte in weichem Zustand mindestens 17 % betragen [HAAC79]. Entsprechendes gilt für Kupfer-Zink-Legierungen (Messingsorten) bis zu einem Zinkgehalt von ca. 30 %, da diese noch relativ weich sind. Einen Überblick über die gängigen feinschneidbaren NE-Metalle gibt Tabelle 5.2.

494

5 Blechtrennung

C 7 5 6 0 % g r o b s tr e ifig e r P e r lit 4 0 % k u g e lig e r Z e m e n tit s ta r k e r E in r is s

C 7 5 1 0 0 % k u g e lig e r Z e m e n tit e in w a n d fr e ie S c h n ittflä c h e

Abbildung 5.42: Schnittﬂächenqualität bei unterschiedlichem Gefüge des Werkstückwerkstoﬀs (nach Kurzhöfer)

Mit zunehmendem Zinkgehalt nimmt die Feinschneidfähigkeit ab. Typische Qualitäten hierfür sind die Messingsorten CuZn 37 und CuZn 40. Bei noch größeren Zinkgehalten wird der Anteil spröder Phasen so groß, dass sich Ein- und Abrisse nicht vermeiden lassen. Allgemein kann gesagt werden, dass die Feinschneidfähigkeit mit größerer Werkstoﬀfestigkeit abnimmt. Dabei ist es unwesentlich, ob die Festigkeitssteigerung durch Mischkristallhärtung oder durch das Kaltwalzen (Versetzungshärten) entstanden ist. Auch hochaushärtbare Aluminiumlegierungen sind schwer bzw. nicht mehr einrissfrei feinschneidbar. 5.2.4 Verfahrensvarianten und Fertigungsbeispiele Die Produktpalette der Feinschnittteile reicht von sehr kleinen, dünnen Teilen, wie sie in der Kamera- oder Elektroindustrie vorkommen, bis zu großﬂächigen Werkstücken von 16 mm Blechdicke, die in der Automobilindustrie und im Landmaschinenbau Verwendung ﬁnden. Abbildung 5.43, Abbildung 5.44 und Abbildung 5.45 zeigen beispielhaft Teile, wie sie in den verschiedenen Industriezweigen Verwendung ﬁnden. Die Fertigung kann dabei sowohl im Gesamtschnitt wie auch im Folgeschnitt oder durch Kombination von Feinschneiden mit Umformprozessen wie Prägen, Biegen, Stauchen erfolgen. Der in Abbildung 5.43 gezeigte Steuerboden ist im Gesamtschnitt hergestellt. Während ursprünglich die Fertigung des Steuerbodens für eine hydraulische Pumpe rein spanend erfolgte, hat sich die Herstellung durch Feinschnei-

5.2 Feinschneiden

495

Tabelle 5.2: Feinschneidbare NE-Metalle Werkstoﬀgruppe

Kurzzeichen (alt)

Nicht aushärtbare Aluminiumlegierungen

EN AW-3004 (AlMn1Mg1) 3.0526

DIN EN 584-2

EN AW-5754 (AlMg3) EN AW-5086 (AlMg4Mn)

3.3535 3.3545

DIN EN 584-2 DIN EN 584-2

EN AW-6082 (AlMgSi1)

3.2315

DIN EN 584-2

EN AW-6061 (AlMg1SiCu) 3.3211 EN AW-2017A (AlCuMg1) 3.1325

DIN EN 584-2 DIN EN 584-2

Cu-DLP (SW-Cu)

2.0076

DIN EN 1652

Cu-DHP (SF-Cu)

2.0090

DIN EN 1652

CuZn10 (CuZn10)

2.0230

DIN EN 1652

– (CuZn28) CuZn37 (CuZn37)

2.0261 2.0321

DIN EN 1652 DIN EN 1652

CuSn4 (CuSn4)

2.1016

DIN EN 1652

CuSn6 (CuSn6)

2.1020

DIN EN 1652

CuNi12Zn24 (CuNi12Zn24) CuNi25 (CuNi25)

2.0730

DIN EN 1652

2.0830

DIN EN 1652

Kupfer-Aluminium-Legierungen (Aluminiumbronze)

– (CuAl8)

2.0920

DIN EN 1652

Kupfer-Beryllium-Legierungen (aushärtbar)

– (CuBe1,7)

2.1245

DIN EN 1652

CuNi2Be (CuNi2Be)

2.0850

DIN EN 1652

Kalt- und warmaushärtbare Aluminiumlegierungen

Kupferknetlegierungen (Reinheitssorten)

Kupfer-Zink-Legierungen (Messing)

Kupfer-Zinn-Legierungen (Zinnbronze)

Kupfer-Nickel-Zink-Legierungen (Neusilber)

Werkstoﬀ- DIN-Norm Nr.

den als wirtschaftlicher erwiesen, da alle notwendigen Toleranzen und Eigenschaften erreicht werden können. Eine Maßtoleranz von ± 0,05 mm, hohe Werkstoﬀfestigkeit am Fertigteil und ein sehr kleines Verhältnis von Schlitzbreite zu Blechdicke bestimmen den Feinschneidschwierigkeitsgrad, siehe auch Abbildung 5.35. Die in der Scheibe nierenförmig angebrachten Schlitze müssen eng toleriert sein, um den durch Verdrehen der Scheibe bestimmten Ölﬂuss genau steuern zu können. Weiterhin muss das Teil an allen Oberﬂächen vollkommen glatt, von geringer Rautiefe und widerstandsfähig gegen Abrieb sein. Der Steuerboden wird aus einem 8,5 mm dicken Band feingeschnitten, entgratet und anschließend oberﬂächengehärtet. Alle Feinschnittﬂächen weisen 100 % Glattschnitt auf, die Rautiefe beträgt in der Regel Rz < 1 µm. Bei der Kombination von Umformen und Feinschneiden kommt der Werkstoﬀauswahl noch größere Bedeutung zu, da im Normalfall der Werkstoﬀ zuerst umgeformt und damit kaltverfestigt wird und anschließend feingeschnit-

496

5 Blechtrennung

B B

S c h n itt A - A

A

Æ A

D

S c h n itt B - B Æ D

± 0 ,1 1

Æ D Æ D 3

2

± 0 ,0 5

Æ

= 2 4 ,6 m m 1

Æ D

D 3

2

= 8 0 ,9 5 m m = 9 2 ,4 5 m m

W e rk s to ff 3 1 C rM o 1 2 G k Z -E W B le c h d ic k e 8 ,5 m m

± 0 ,0 5

Abbildung 5.43: Feingeschnittener Steuerboden im Gesamtschnitt (Quelle: Feintool AG)

ten werden muss. Eine weitere Schwierigkeit entsteht aufgrund der unterschiedlichen Prozessschritte, wie Schneiden, Prägen, Biegen oder Fließpressen, die während des Prozesses zu unterschiedlichen Zeitpunkten erfolgen können. Jeder Prozessschritt erfordert eine angepasste Arbeitsgeschwindigkeit, um eine optimale Teilequalität und Werkzeugstandmenge zu erzielen. Moderne Steuerungen erlauben es die Arbeitsgeschwindigkeit genau an diese Anforderungen anzupassen [HIPT03]. Eine extreme Verformung des Werkstoﬀes tritt bei der in Abbildung 5.44 gezeigten Fertigung eines Planetenträgers und einer Sitzverstellung durch Umform- und Feinschneidoperationen auf. Der Planetenträger ist sowohl von seiner geometrischen Gestalt als auch von den geforderten Festigkeitseigenschaften als kompliziert zu bezeichnen. Obwohl neben sehr kleinen Maßtoleranzen auch die geforderten Werkstückgeometrien für eine kombinierte Umform- und Zerspanoperation sprechen (Variante 1), konnte in einem „Reverse Engineering“ Prozess eine reine Umform- und Feinschneidoperation entwickelt werden (Variante 2), so dass der Planetenträger jetzt in einem Folgeverbundwerkzeug ohne spanende Bearbeitung einbaufertig hergestellt wird. Dies führte zu einer erheblichen Kosteneinsparung bei diesem Bauteil. Sitzverstellmechanismen bestehen fast ausschließlich aus feingeschnittenen Komponenten. Steigende Anforderungen an Verstellkomfort, Sicherheit und standardisierte, kleine Bauvolumen stellen neue Anforderungen an die Werkzeug- und Produktionstechnik. Bei der Herstellung der in Abbildung 5.44 gezeigten Sitzverstellung werden die Verzahnung ebenso wie ver-

5.2 Feinschneiden

497

P la n e te n tr ä g e r

S itz v e r s te llu n g

V a r ia n te 1

m it Z e r s p a n o p e r a tio n

V a r ia n te 2 V e rz a h n u n g A r r e tie r s tift

r e in e U m fo r m o p e r a tio n

Z a h n k o p f a n g e s ta u c h t

Abbildung 5.44: Planetenträger und Sitzverstellung (Quelle: Feintool AG)

schiedene Arretierstifte durchgesetzt. Da die Verzahnung fast durch die vollständige Blechdicke durchgesetzt wird, werden die Zahnköpfe auf der funktionsabgewandeten Seite zusätzlich angestaucht. Damit erhält das Bauteil eine höhere Verwindungssteiﬁgkeit bei gleichzeitig minimaler Blechdicke. Die mittlere Bohrung wird in einer kombinierten Umform- und Feinschneidoperation hergestellt. So kann eine höhere Rechwinkligkeit zwischen Sitzverstellung und der eingeschobenen Welle sichergestellt werden. Aufgrund enger Form- und Lagetoleranzen sowie der komplizierten und teuren Werkzeugtechnik kann eine Verfahrenskombination Feinscheiden, Formen und Biegen auch Nachteile mit sich bringen, siehe Abbildung 5.45. Die ursprünglich geplante Variante sah gebogene Lappen vor, welche die geforderten Form- und Lagetoleranzen nicht erfüllten. Daher wird die Schaltkulisse jetzt aus mehreren Einzelteilen gefertigt, die mittels Laserschweißen gefügt werden. Die beiden Seitenteile und der Mitnehmer werden in einem Gesamtschnittwerkzeug gefertigt, während die Schaltkulisse aufgrund ihrer Wölbung in einem Folgverbundwerkzeug hergestellt wird. Durch die Substitution der Biegeoperation konnten die Operationsschritte reduziert und die Durchlaufzeit um 40 % verkürzt werden. Gleichzeitig konnte eine Kosteneinsparung von ca. 50 % erzielt werden. 5.2.5 Fertigungsgenauigkeiten und Bauteileigenschaften Neben der allgemein üblichen Konstruktionsvermaßung wird die Bemaßung der Schnittﬂäche entsprechend Richtlinie VDI 2906-5 wie bei dem in Abbildung 5.46 dargestellten Schema vorgenommen [VDI94].

498

5 Blechtrennung

G e p la n te V a r ia n te

E in z e lte ile

M itn e h m e r S e ite n te il

L a p p e n g e b o g e n S e ite n te il S c h a ltk u lis s e

A u s g e fü h r te V a r ia n te

L a s e r s c h w e iß e n

Abbildung 5.45: Schaltkulisse (Quelle: Feintool AG) b h

W E

E

s z

x x

y

h E

s R

a

w b E

h E

: K : B : m : W : g : K : E

a n te n e in z u g s h ö h e le c h d ic k e a x im a le r M itte n r a u h w e r t in k e la b w e ic h n u n g e fo r d e r te r M in d e s tg la tts c h n itta n te il in % a n te n e in z u g s b r e ite in r is s n a c h V e r g le ic h s n o r m a l

h E

w =

x =

2 ,0

1 0 0

y =

3 ,5

7 0

z =

R

2 ,4

h E

a

1 0 0

Abbildung 5.46: Vermaßung von Feinschnittteilen

Man unterscheidet neben den vollkommen glatten Schnittﬂächen solche mit Einriss oder Abriss und kennzeichnet die Schnittﬂächengüte durch ein Symbol, das der maximal zulässige Mittenrauwert Ra sowie den Mindestglattschnittanteil hs /s in Prozent von der Blechdicke s bei Abriss beinhalten. Zur leichteren Bestimmung der Schnittﬂächengüte kann ein Oberﬂächenvergleichsnormal zu Hilfe genommen werden. Hierin sind Beispiele für verschiedene Glattschnittanteile bei Abriss und bei Einriss enthalten, außerdem vier

5.2 Feinschneiden

499

qualitativ verschiedene Einrissformen und sechs verschiedene Oberﬂächenproﬁle mit Rauhtiefen von Ra = 0, 2 µm bis Ra = 3, 8 µm. Typische Merkmale von Feinschnittteilen sind Kanteneinzug und Schnittgrat. Der Kanteneinzug ist von der geometrischen Form des Schnittteils abhängig. Während die Einzugshöhe mit kleiner werdendem Eckenradius und steigender Blechdicke zunimmt, wird sie durch höhere Werkstoﬀfestigkeit verringert. Die Einzugshöhe kann ca. 20 % und die Einzugsbreite ca. 30 % der Blechdicke betragen. Die Größe des Schnittgrats ist dagegen nur von der Werkstoﬀqualität und dem Zustand der Schneidkanten abhängig. Je weicher der Werkstoﬀ und je verschlissener die Werkzeugkanten sind, desto größer ist der Schnittgrat. Er muss durch geeignete Verfahren wie z. B. Bandschleifen, Gleitschleifen oder elektrochemisch entfernt werden. Da diese Verfahren als zusätzlicher Arbeitsgang zu nicht unerheblichen Kosten führen, wurde von der Firma Feintool das Verfahren „Gratverprägen“ entwickelt. Dabei wird in einem Folgeverbundwerkzeug ein zusätzlicher Arbeitschritt integriert. In diesem Arbeitsschritt wird der Grat vollständig und rückstandslos verprägt und somit entfernt. Das Verfahren ist sehr prozesssicher und damit entfällt jeglicher Nachbearbeitungsschritt, so dass das Teil einbaufertig ist [HIPT03]. Die maßlichen Toleranzen von Feinschnittteilen liegen im Bereich von hundertstel Millimetern. Für Außen- und Innenformen werden in Tabelle 5.3 Toleranzen angegeben [HAAC79, SCHW87].

Tabelle 5.3: Maßtoleranzen für Feinschnittteile Materialdicke in mm

Zugfestigkeit Innenformen ISOQualität

bis 500 MPa AußenLochformen abstände ISOQualität

0,5 . . . 1 1 ... 2 2 ... 3 3 ... 4 4 ... 5 5 ... 6 6 ...

6 ... 7 7 7 7 7 ... 8 8 8 ... 9

7 7 7 8 8 9 9

±0,01 mm ±0,015 mm ±0,02 mm ±0,02 mm ±0,03 mm ±0,03 mm ±0,03 mm

Zugfestigkeit Innenformen ISOQualität

über 500 MPa AußenLochformen abstände ISOQualität

7 7 ... 8 8 8 8 8 ... 9 9

8 8 8 9 9 9 9

± ± ± ± ± ± ±

0,01 mm 0,015 mm 0,02 mm 0,02 mm 0,03 mm 0,03 mm 0,03 mm

Da Feinschnittﬂächen durch plastisches Fließen des Werkstoﬀs entstehen, tritt mit zunehmendem Schneidweg eine Kaltverfestigung der Randzone auf. Prinzipielle Härteunterschiede in der Randzone zeigen Lochwandungen, die mit unterschiedlich großem Schneidspalt geschnitten wurden und zum einen vollkommen glatt, zum anderen mit Abriss behaftet sind. Das Aussehen der Lochwandungen sowie der Härteverlauf in den Randzonen ist in Abbildung 5.47 dargestellt.

500

5 Blechtrennung

A b s ta n d v o n d e r W e rk s tü c k u n te rk a n te / m m

1 2 u

8

b e z . S c h n e id s p a lt u s N ie d e r h a lte r m it R in g z a c k e

= 2 ,0 % s

4

B le c h d ic k e : s = 1 2 m m

1 2

W e rk s to ff: S 2 3 5 J R G 2

0 u

8

s

= 0 ,5 %

4

G e g e n h a lte r k r a ft: F G = 2 0 0 k N

0 1 2 u

8

s

= 0 ,2 5 %

4 0

L o c h d u rc h m e s s e r: D = 2 1 m m

3 0 0

4 0 0

5 0 0

H ä rte H V 0 ,2

F

N ie d e r h a lte r k r a ft: N = 4 0 0 k N R a n d z o n e n tie fe : 0 ,0 5 m m 0 ,6 0 m m 0 ,2 0 m m 2 ,2 0 m m

Abbildung 5.47: Schnittﬂächenqualität und Randzonenbeschaﬀenheit von feingeschnittenen Löchern in Abhängigkeit vom Schneidspalt

Die Kaltverfestigung der Randzone wirkt sich neben der Funktion als verschleißhemmende Schicht positiv auf das Bauteilverhalten der Werkstücke aus. Dauerfestigkeitsuntersuchungen an innengelochten Flachstäben zeigten, dass das Verfahren Feinschneiden den herkömmlichen spanenden Verfahren in Bezug auf die Dauerfestigkeit überlegen ist [KÖNI82b]. Die Dauerfestigkeitswerte der feingeschnittenen Proben liegen über den Werten der spanend gefertigten Proben, siehe Abbildung 5.48. Ein dem Bohren nachgeschalteter Reibvorgang bewirkt eine Anhebung der Dauerfestigkeit, jedoch liegen diese Werte ebenfalls niedriger als bei den feingeschnittenen Proben. Ein kleiner auf die Blechdicke bezogener Schneidspalt von us = 0, 25 % bewirkt gegenüber einem Schneidspalt von us = 0, 5 % eine Steigerung der Dauerfestigkeit. Auffallend ist, dass die von der Ringzacke um das Loch konzentrisch eingepresste Kerbe sich entgegen den Erwartungen positiv auf die Dauerfestigkeit auswirkt. Die moderne Werkstoﬀtechnik ermöglicht es heute, auch hochfeste Stähle, mit Festigkeiten bis zu 900 MPa, in sehr gut feinschneidbarer Qualität herzustellen. Mikrolegierte Feinkornstähle machen eine bei niedrigfesten Stählen unumgängliche Wärmebehandlung zur Steigerung der Härte und Festigkeit überﬂüssig. Deren Festigkeit, in Verbindung mit der Kaltverfestigung durch den Feinschneid-Umformprozess, reicht aus, die geforderte Bauteilfestigkeit zu erzielen. Damit lassen sich die erheblichen Kosten einer Wärmebehandlung vollständig einsparen.

5.2 Feinschneiden

b e z o g e n e S p a n n u n g s a m p litu d e

2 ,5

F e in s c h n e id e n m it R in g z a c k e F e in s c h n e id e n o h n e R in g z a c k e F e in s c h n e id e n o h n e R in g z a c k e

2

u u

u

s

s

s

501

= 0 ,5 % = 0 ,2 5 % = 0 ,5 %

b e z . S c h n e id s p a lt u s W e rk s to ff S 2 3 5 J R G 2 B le c h d ic k e s = 1 4 m m

1 ,5 B o h re n B o h r e n u n d R e ib e n 1

5 x 1 0 4

1 0 5

L a s ts p ie lz a h l N

1 0 6

5 x 1 0 6

Abbildung 5.48: Wöhlerschaubild für gelochte Proben, die durch Feinschneiden bzw. durch Zerspanen hergestellt wurden [FRIT83]

6. Fügen durch Umformen

6.1 Stanznieten und Durchsetzfügen Über Stanznieten und Durchsetzfügen können lokale, punktförmige Verbindungen zwischen zwei oder auch mehreren dünnwandigen Bauteilen hergestellt werden. Die Verfahren unterscheiden sich vom klassischen Nieten dadurch, dass kein Vorlochen der zu fügenden Teile erforderlich ist, wodurch Zeit- und Kostenvorteile entstehen. Beide Verfahren sind in DIN 85935 [DIN03m] als lokales Umformverfahren beschrieben, mit dem Bleche, Rohrund Proﬁlteile mit und ohne Hilfselement verbunden, also gefügt werden können. Häuﬁg wird das Durchsetzfügen auch als „Clinchen“ beschrieben, eine Bezeichnung, die ursprünglich aus dem angloamerikanischen Sprachraum stammt. Die Verfahren unterscheiden sich dadurch, dass beim Stanznieten ein zusätzliches Fügeelement, der sogenannte Stanzniet, erforderlich ist. Beim Durchsetzfügen wird kein zusätzliches Element benötigt, die Verbindung wird ausschließlich aus dem Werkstückmaterial hergestellt. Das teurere Stanznieten erfährt seine Daseinsberechtigung vor allem dadurch, dass es in der Regel höhere statische und dynamische Lasten aufnehmen kann als Verbindungen, die durch ein Durchsetzfügen erzeugt wurden. Im Weiteren werden beide Verfahren sowie die erzielbaren Verbindungsfestigkeiten erläutert. 6.1.1 Stanznieten Beim Stanznieten kommen im Wesentlichen zwei unterschiedliche Niettypen zum Einsatz, durch die zwei sehr unterschiedliche Nietverbindungen hergestellt werden können. Zur Herstellung der Verbindung werden stationäre oder mobile hydraulische Fügeeinrichtungen eingesetzt, bei deren Auswahl auf eine hohe Steiﬁgkeit zu achten ist. Die Zuführung der Niete zum Stanzwerkzeug kann durch unterschiedliche Förderkonzepte realisiert werden. Grundsätzlich lassen sich gegurtete und lose Stanznieten unterscheiden, die entweder durch Vorschub des Gurtbandes, welches direkt mit dem Nietsystem gekoppelt ist, oder über Vibrationsförderer mit anschließender Vereinzelung zugeführt werden. Die verwendeten Stanznietwerkstoﬀe müssen härter als die zu fügenden Teile sein. In der Regel kommen hier Werkstoﬀe wie Stahl, Edelstahl, Kup-

504

6 Fügen durch Umformen

fer und Aluminium mit verschiedenen Oberﬂächenbeschichtungen zum Einsatz [BUDD95]. Die Vor- und Nachteile der beiden Stanznietverbindungen mit Voll- und Halbhohlniet werden im Folgnden näher erläutert. Stanznieten mit Vollniet. Beim Stanznieten mit Vollniet wird die Fügestelle der zu verbindenden Bauteile auf der Matrize positioniert, siehe Abbildung 6.1. Das Oberteil der Nieteinheit, bestehend aus Niederhalter und Nietstempel, fährt dann auf die zu verbindenden Bleche. Gleichzeitig wird der Niet automatisch zugeführt und unterhalb des Nietstempels positioniert. Zuerst kommt der federbelastete Niederhalter mit den Blechen in Kontakt, wodurch diese zwischen Matrize und Niederhalter gespannt und ﬁxiert werden (Pos. 1).

1 N ie d e r h a lte r

2

3

4

N ie ts te m p e l

N ie t

M a tr iz e

F ü g e te ile

Abbildung 6.1: Verfahrensablauf beim Stanznieten mit Vollniet [HAHN96]

Anschließend wird über den Nietstempel der Niet stanzend durch die Fügeteile gedrückt (Pos. 2). Der Stanzvorgang ist abgeschlossen, wenn der Nietkopf stempelseitig bündig mit der Blechoberﬂäche abschließt (Pos. 3). Daraufhin wird der Niederhalter deﬁniert abgesenkt, wodurch eine Stauchung der Bleche zwischen Niederhalter und einem erhabenen ringförmigen Absatz der Matrize erzeugt wird. Auf diese Stauchung reagiert der Werkstoﬀ mit einer Querdehnung, wodurch vor allem der matrizenseitige Blechwerkstoﬀ in die Ringnut des Vollniets plastisch eingeformt wird (Pos. 4). Mit dem Abheben der Fügewerkzeuge ist der Fügevorgang beendet. Die Verbindung weist durch den erzeugten Hinterschnitt einen Formschluss und durch die verbleibenden Druckspannungen innerhalb der Verbindung einen Kraftschluss auf. Der Niet selber wird keiner plastischen Deformation unterworfen. Stanznieten mit Halbhohlniet. Das Stanznieten mit Halbhohlniet unterscheidet sich vom Stanznieten mit Vollniet vor allem dadurch, dass der Halbhohlniet gezielt plastisch verformt wird und dass der matrizenseitige Blechwerkstoﬀ nicht gestanzt sondern lediglich umgeformt wird, siehe Abbildung 6.2 [HAHN96]. Zunächst wird die Fügestelle über der Matrize positioniert. Mit dem Aufsetzen des Oberteils der Nieteinheit, die ebenfalls aus Niederhalter und Nietstempel besteht, wird der Halbhohlniet zugeführt und die Bleche werden

6.1 Stanznieten und Durchsetzfügen 1 N ie d e r h a lte r

2

505

3

4

N ie ts te m p e l

N ie t

M a tr iz e

F ü g e te ile

Abbildung 6.2: Verfahrensablauf beim Stanznieten mit Halbhohlniet [MATT03]

zwischen Niederhalter und Stempel gespannt und ﬁxiert (Pos. 1). Mit fortschreitendem Hub des Nietstempels wird der Werkstoﬀ über den Niet lokal aus der Blechebene verschoben und legt sich matrizenseitig an einen erhabenen Spreizdorn an (Pos. 2), wodurch der Halbhohlniet verspreizt und gestaucht wird. Hierbei wird das stempelseitige Blech durchstanzt und das matrizenseitige Blech plastisch zu einem Schließkopf mit Kragen verformt (Pos. 3). Das ausgestanzte Blechmaterial des Oberbleches verbleibt im Halbhohlniet. Durch die Stauchung des Stanzniets wird ein spaltfreier Formschluss der Fügeteile erreicht (Pos. 4). Außerdem wird der Stanzniet axial und radial verspannt, so dass ein Kraftschluss in die Verbindung eingebracht wird [MATT03]. 6.1.2 Durchsetzfügen Beim Durchsetzfügen wird eine Verbindung in Form einer mechanischen Verklammerung zweier Bleche durch eine lokale plastische Umformung mittels Stempel und Matrize durch ein gemeinsames Durchsetzen erzeugt. Hierbei wird die Fügekraft im Allgemeinen über den Stempel orthogonal auf die Bauteiloberﬂäche aufgebracht. Der Werkstoﬀ unter dem Stempel wird aus der Blechebene heraus verschoben und anschließend so gestaucht, dass durch Breiten bzw. eine Art Querﬂießpressen ein radialer Werkstoﬀﬂuss entsteht und ein Hinterschnitt ausgebildet wird. Während der Durchsetzbewegung kann eine lokale Werkstoﬀtrennung bewusst erzielt oder unterbunden werden. Die Verbindung erfordert kein Hilfselement wie beim Nieten, da sie lediglich durch eine Umformung der Bauteile erzielt wird. Die Verbindung weist einen elastischen Kraftschluss auf, der sich durch die Kombination eines Formschlusses zur Übertragung großer Kräfte mit einem Kraftschluss zur Vermeidung von Spiel auszeichnet. Seit Mitte der 90er Jahre wird das Verfahren vermehrt angewendet und es wurde eine Vielzahl von Verfahrensvarianten entwickelt. Diese lassen sich in ein- und mehrstuﬁge Verfahren jeweils mit und ohne Schneidanteil unterteilen. Im Weiteren wird auf einstuﬁge Prozesse mit und ohne Schneidanteil und abschließend auf einen zweistuﬁgen Prozess eingegangen.

506

6 Fügen durch Umformen

Durchsetzfügen mit Schneidanteil. Beim Durchsetzfügen mit Schneidanteil entsteht das Fügeelement unter der lokalen Wirkung eines kombinierten Schneid- und Durchsetzfügevorgangs mit anschließendem Kaltstauchvorgang. Wie in Abbildung 6.3 dargestellt durchschneidet der Stempel die Fügeteile gegen die Schnittkante der Spreizmatrize (Pos. 2). 1

2

3

4

N ie d e r h a lte r

S te m p e l M a tr iz e n a m b o s s

F ü g e te ile M a tr iz e n la m e lle n

Abbildung 6.3: Verfahrensablauf beim Durchsetzfügen mit Schneidanteil [MATT03]

Außerhalb des herausgedrückten stegförmigen Volumenbereiches bleibt der Zusammenhang mit dem Ursprungsteil jedoch erhalten. Im weiteren Verlauf des Fertigungsvorgangs wird das Material gegen den tiefer angeordneten Amboss der Spreizmatrize gedrückt. Durch diesen Stauchvorgang wird eine Querdehnung erzwungen, wodurch die Fügeteile radial nach außen verquetscht werden (Pos. 3). Diese Querdehnung wird durch die Spreizung der federnd gelagerten Schneidbacken der Spreizmatrize ermöglicht [MATT03]. Durchsetzfügen ohne Schneidanteil. Auf der Grundlage des Durchsetzfügens mit Schneidanteil wurde in den letzten 10 bis 15 Jahren das Durchsetzfügen ohne Schneidanteil entwickelt. Es hat den Vorteil, dichte und hochfeste Verbindungen zu erzeugen. Hierbei wird, ähnlich wie beim Durchsetzfügen mit Schneidanteil, in einem kombinierten Durchsetz- und Kaltstauchvorgang eine kraft- und formschlüssige Verbindung durch Fließpressen erzeugt. Bei diesem Vorgang wird jedoch kein Werkstoﬀ durchtrennt. Das Verfahren ist nochmals in zwei Gruppen zu unterteilen, die sich durch die Verwendung einer geschlossenen bzw. einer geteilten Matrize auszeichnen. Bei der geschlossenen Matrize wird der für den Formschluss relevante Hinterschnitt durch einen Ringkanal in der Matrize realisiert, siehe Abbildung 6.4. Der matrizenseitige Werkstoﬀ ﬂießt in die Matrize durch die Querdehnung des stempelseitigen Werkstoﬀes und bildet einen erhöhten Rand. Der hierbei entstehende Hinterschnitt kann bei Verwendung geteilter Matrizen deutlich stärker ausgebildet werden. Ihre beweglichen Matrizensegmente werden durch die Querdehnung radial nach außen verschoben, wodurch nicht nur dem stempelseitigen, sondern auch dem matrizenseitigen Werkstoﬀ eine Querdehnung ermöglicht wird, siehe Abbildung 6.5; Pos. 3.

6.1 Stanznieten und Durchsetzfügen 1

2

3

507 4

N ie d e r h a lte r S te m p e l F ü g e te ile

A u s w e rfe r M a tr iz e

Abbildung 6.4: Darstellung des Durchsetzfügens ohne Schneidanteil mit geschlossener Matrize [MATT03] 1

2

3

4

S te m p e l

E la s to m e r r in g L a m e lle n

F ü g e te ile

M a tr iz e

Abbildung 6.5: Darstellung des Durchsetzfügens ohne Schneidanteil mit geteilter Matrize, nach Böllhoﬀ

Entsprechend der Fließrichtung kommt es nicht zu einer Erhöhung, sondern zu einer Verbreiterung des Randes und somit zu einem stärker ausgeprägten Formschluss als bei geschlossener Matrize. Mit dem Ziel, die Prozesskraft beim Durchsetzfügen zu verringern, kommen in neuerer Zeit komplexere Werkzeugkinematiken zum Einsatz, bei denen der Prozess zu einem inkrementellen Umformprozess verändert wird. Hierbei ist der axialen Hubbewegung des Stempels eine Rotation überlagert, bei der der Mittelpunkt des Stempelschaftes aus der translatorischen Achse ausgelenkt wird, siehe Abbildung 6.6. Der Mittelpunkt der Stempelspitze verbleibt stets auf der translatorischen Achse. Die Bewegung des Stempelschaftmittelpunktes kann auf einer Kreisbahn um die translatorische oder auf einer Hypotrochoidenbahn erfolgen. Eine Rotation des Stempels um seine eigene Mittelachse erfolgt nicht. Dieses Verfahren wird als Taumel- oder Radialclinchen bezeichnet und ermöglicht durch die Verkleinerung der temporären lokalen Umformzone eine Reduzierung der Stempelkraft um etwa die Hälfte [WEST03]. Hierdurch kann die Masse des Clinchsystems verringert, bzw. die Ausladung eines Clinchsystems mit C-Bügel vergrößert werden. Nachteilig sind bei diesem Verfahren die aufwendigere Anlagentechnik und die etwas längere Prozessdauer.

508

6 Fügen durch Umformen

F

T a u m e lk in e m a tik e n F

z

a )

A

B A

b )

B A

B

Abbildung 6.6: Kinematiken des Taumelclinchens, nach [WEST03]

Mehrstuﬁges Durchsetzfügen. Neben den beschriebenen einstuﬁgen Prozessen, bei denen der Stempel in einem Arbeitsgang den vollen Stempelweg zurück legt und anschließend aus der Verbindung gezogen wird, gibt es auch mehrstuﬁge Prozesse. Je nach Technologie erfolgen hier ein oder mehrere zusätzliche Prozessschritte, bei denen z. B. der Boden der Matrize gegenläuﬁg zum Stempel bewegt wird und so die Ausbildung des Hinterschnitts innerhalb der Verbindung garantiert. Abbildung 6.7 zeigt einen solchen mehrstuﬁgen Prozess. 1

E in s e n k s te m p e l

S ta u c h s te m p e l

2

3

4

F ü g e te ile

M a tr iz e

Abbildung 6.7: Fügevorgang beim zweistuﬁgen Durchsetzfügen ohne Schneidanteil [BUDD95]

Das mehrstuﬁge Durchsetzfügen bietet die Vorteile, dass ein Niederhalter nicht zwingend erforderlich ist, ein Werkzeugsatz für unterschiedliche Blechdicken verwendet werden kann und geringere Umformkräfte erforderlich sind. Diese Vorteile müssen durch einen größeren mechanischen Aufwand seitens der Fügevorrichtung erkauft werden.

6.1 Stanznieten und Durchsetzfügen

509

Werkstoﬀe. Über das Durchsetzfügen lassen sich unterschiedliche Werkstoffe mit unterschiedlichen Blechstärken miteinander verbinden. Zwingend ist hingegen, dass sie plastisch umformbar sind. In der Praxis werden vor allem Stahl, Aluminium und andere Nichteisenmetalle mit verschiedenen Oberﬂächenbeschichtungen über das Durchsetzfügen verbunden. Der Vorbereitungsaufwand für den Fügeprozess ist gering, da er sich lediglich auf die Positionierung und Fixierung der Bauteile beschränkt. Zum Durchsetzfügen ist eine beidseitige Zugänglichkeit zur Fügestelle erforderlich. Eventuell vorhandene Oberﬂächenbeschichtungen, wie z. B. Folien oder Lacke, müssen nicht entfernt werden. Es kommt aber je nach Verfahren zu einer partiellen Zerstörung oder Beschädigung dieser Oberﬂächenbeschichtungen im Bereich der Fügeverbindung [BEHR04b]. Fügeeinrichtungen. Bei der Auswahl der Fügeeinrichtung ist auf eine hohe Steiﬁgkeit zu achten. Das Verformungsverhalten der Fügeeinrichtung beeinﬂusst entscheidend die Geometrie des Fügeelementes beim Durchsetzfügen. Ein Rahmen mit unzureichender Steiﬁgkeit gewährleistet keine hinreichende Führung des Werkzeugsatzes, wodurch ein unsymmetrisches Fügeelement entsteht. Aus diesem Grund weisen die Geräte alle eine geringe Rachentiefe oder einen entsprechend massiven Rahmenaufbau auf. Zur Verbindungsherstellung kommen mobile hand- oder robotergeführte, aber auch stationäre Vorrichtungen zum Einsatz, siehe Abbildung 6.8. h a n d g e fü h rt

ro b o te rg e fü h rt

s ta tio n ä r

Abbildung 6.8: Handgeführte, robotergeführte und stationäre Fügevorrichtungen [HAHN96]

6.1.3 Statische und dynamische Festigkeit Die meisten Verbindungen dienen dazu, Kräfte zwischen den verbundenen Teilen zu übertragen, weshalb im Weiteren auf die statische und dynamische Festigkeit von Durchsetzfüge- und Stanznietverbindungen eingegangen wird. Bei der Gestaltung einer Verbindung von Blechen ist konstruktiv auf die Auslegung einer Scher- oder Schälzugbelastung der Verbindungsstelle zu ach-

510

6 Fügen durch Umformen

ten. Weiterhin ist zu unterscheiden, ob die Verbindung überwiegend einer statischen oder einer dynamischen Beanspruchung unterliegt. Abbildung 6.9 zeigt die elastisch ertragbare Kraft einer Blechverbindung durch Stanznieten, Durchsetzfügen und Widerstandsschweißen für eine Scher- und Schälbelastung. S c h e r z u g b e la s tu n g

F

7 ,2

3 ,5

F 3 ,5 3 ,0 K ra ft F / k N

2 ,4

2 ,5 2 ,0 1 ,5

2 ,5 2 ,0 1 ,5

1 ,0

1 ,0

0 ,5

0 ,5 0

E in s tu fig e s D u r c h - S ta n z n ie te n s e tz fü g e n o h n e m it S c h n e id a n te il H a lb h o h ln ie t

F F

3 ,0

3 ,0 K ra ft F / k N

S c h ä lz u g b e la s tu n g

W id e r s ta n d s p u n k ts c h w e iß e n

0 ,7

0 ,7

0

0 ,3 E in s tu fig e s D u r c h - S ta n z n ie te n s e tz fü g e n o h n e m it S c h n e id a n te il H a lb h o h ln ie t

W id e r s ta n d s p u n k ts c h w e iß e n

B le c h w e r k s to ff: Z S tE 3 4 0 , B le c h d ic k e : 1 m m

Abbildung 6.9: Statische Festigkeit verschiedener Verbindungsarten [HAHN96]

Die geschweißten Verbindungen können deutlich höhere Scherbelastungen ertragen. Bei dem gut schweißbaren Blech aus H320 weist der Schweißpunkt die statisch festeste Verbindung auf. Bei schwer schweißbaren Werkstoﬀen wie Aluminium sind jedoch Alternativen gefordert, bei denen die umformenden Fertigungsverfahren ihre Vorteile ausspielen. Bei dynamischen Belastungen, wie sie z. B. häuﬁg im Automobilbau vorzuﬁnden sind, weisen die Verbindungsstellen sogar höhere Belastbarkeiten auf als die durch das Schweißen hergestellte stoﬀschlüssige Verbindung, siehe Abbildung 6.10. Das Stanznieten weist in der Regel höhere Festigkeiten auf als das Durchsetzfügen. Dieser Vorteil ist durch zusätzliche Kosten für das Verbindungselement und seine Zuführung zu erkaufen.

6.2 Bördeln und Falzen Nach [VDI79] werden die beiden Verfahren Bördeln und Falzen zu der Gruppe der unmittelbaren Verbindungen gezählt. Der Unterschied zwischen mittelbaren und unmittelbaren Verbindungen liegt darin, dass bei unmittelbaren Verbindungen kein zusätzliches Verbindungsmittel notwendig ist. Generell

6.2 Bördeln und Falzen

F F

F F

S ta n z n ie te n m it H a lb h o h ln ie t

1 0 8

D u rc h s e tz fü g e n o h n e S c h n e id a n te il

6

W id e r s ta n d s p u n k ts c h w e iß e n 4 2 1 0

4

5

1 0 1 0 L a s tw e c h s e l N

6

1 0

7

1 0 8 6 4

a

2 0

a

/ k N

3 0

2 1 0 ,8 0 ,6 0 ,4 1 0

4

5

1 0 1 0 L a s tw e c h s e l N

6

1 0

/ k N

S c h ä lz u g b e la s tu n g

K r a fta m p litu d e F

S c h e r z u g b e la s tu n g

K r a fta m p litu d e F

511

7

B le c h w e r k s to ff: Z S tE 3 4 0 , B le c h d ic k e : 1 m m

Abbildung 6.10: Darstellung der dynamischen Festigkeit verschiedener Bindungsarten nach [HAHN96]

gilt, dass eine unmittelbare Verbindung anzustreben ist, da mittelbare Verbindungen zusätzlich Kosten für das Fügemittel beinhalten und zusätzlich die Fügezeit verlängern. Bei unmittelbaren Verbindungen wird durch Umformen eines oder beider Fügepartner ein Fügen erreicht. Neben den beiden betrachteten Verfahren zählen hierzu noch Kerben, Biegen, Aufweiten, Einziehen, Einspreizen, Sicken, Einrollen, Umwinden, Verdrallen, Verﬂechten und Verknoten. Bei allen Verfahren sind überwiegend kostspielige Werkzeuge erforderlich, die sich nur beim Einsatz in der Serienproduktion rentieren. Bördeln wird verwendet, um Platinen und Rohre zu verbinden und Falzen, um zwei Platinen zu fügen. Bei den Verfahren Bördeln und Falzen werden die Werkstückkanten der zu verbindenden Bleche in der Art umgebogen, dass ein Formschluss entsteht. Für gewöhnlich sind diese Verbindungen nicht lösbar. Diese Fertigungsverfahren sind nach [DIN03m] der Hauptgruppe 4 „Fügen“ und hier der Gruppe 4.5 „Fügen durch Umformen“ zugeordnet. 6.2.1 Bördeln In der Norm wird das Fügen durch Bördeln (Ordnungsnummer 4.5.2.6) wie folgt deﬁniert: „Beim Fügen durch Bördeln wird ein Ende eines rohrförmigen Werkstücks formschlüssig verbunden. Es können auch an zwei ineinandergeschobenen Fügeteilen Borde gemeinsam hergestellt werden.“ Allgemein wird unter Bördeln das Winkligstellen von Werkstückrändern bei Blechteilen verstanden. Werden gerade Kanten gebördelt, so handelt es sich hierbei um eine reine Biegeumformung. Bei nicht geraden Kanten tritt entweder zusätzlich

512

6 Fügen durch Umformen

tangentiales Stauchen (bei konvexen Kanten) oder tangentiales Strecken (bei konkaven Kanten) auf. Beim Fügen durch Bördeln werden entweder an einem oder an beiden zu verbindenden Werkstücken Bördel angebracht. Die Bauteile mit Borden und Anschlagﬂächen werden in der Art gestaltet, dass man eine nicht lösbare, starre Verbindung nach dem Zusammenlegen, Ineinanderstecken und gegenseitigen Umklammern erhält. Das Bauteil, dass gebördelt wird, muss hierbei aus einem gut umformbaren Werkstoﬀ bestehen. An den Fügepartner wird eine solche Anforderung nicht gelegt, so dass dieser auch sprödhart sein kann. Daraus ergibt sich, dass auch Glaslinsen und Keramikteile mit Bördelteilen gefügt werden können. Es entsteht eine hohe Fügefestigkeit durch Umformen der Verbindungspartner. Die Umformung führt gleichzeitig zu einem Verdichten der Oberﬂäche [SPUR86]. In Abbildung 6.11 ist das Fertigungsverfahren Bördeln dargestellt.

F ü g e n d u r c h B ö r d e ln

F ü g e n d u rc h g e m e in s a m B ö r d e ln

Abbildung 6.11: Fügen durch Bördeln [DIN03m]

Als Fügeverfahren setzt man Bördeln überwiegend beim Behälterbau ein. Hierbei wird die Kante des Behälters oder auch das Ende eines Rohres partiell in der Art verformt, dass eine formschlüssige Verbindung mit einem anderen Werkstück entsteht (z. B. einer Versteifungskante bei einem Behälter). Je höher der Bord wird, desto größer wird die Streck- bzw. Staucharbeit. Um ein Reißen oder die Faltenbildung zu verhindern, sollten Borde möglichst so niedrig wie möglich gehalten werden [DRAE65]. 6.2.2 Falzen Das Falzen (Ordnungsnummer 4.5.2.7) wird nach der DIN-Norm so beschrieben: „Falzen ist das Fügen durch Umformen derart, dass an ihren Rändern vorbereitete Blechteile ineinandergelegt oder ineinandergeschoben werden und durch Umlegen der Ränder einen Formschluss erhalten.“ [DIN03m].

6.2 Bördeln und Falzen

513

Es werden also Bleche an ihren Rändern durch Umbiegen, Zusammenhaken und Zusammendrücken verbunden. Falzen ist ein Fügeverfahren für Blechteile. Mindestens ein Werkstück muss durch Umbiegen das zweite fest umschließen. Dafür werden die Ränder der zu verbindenden Blechteile zunächst – meist maschinell – vorgebogen (z. B. gebördelt). Nach dem Ineinanderschieben der Ränder wird der Falz zusammengedrückt. Beim Zusammendrücken können Relativbewegungen in der Fügestelle auftreten, die umso größer sind, je leichter sich die Teile einhaken lassen. Zusätzlich führen diese Verschiebungen zu Hohlräumen innerhalb der Falzung. Mit Hilfe einer Kombination mit dem Klebeverfahren kann hierbei ein guter Korrosionsschutz erreicht werden [SPUR86]. Entsprechend dem Verwendungszweck können die verschiedenen Falzformen handwerklich und/oder maschinell hergestellt werden [BITZ96]. In Abbildung 6.12 ist das Fertigungsverfahren Falzen dargestellt.

s te h e n d e r F a lz

s te h e n d e r D o p p e lfa lz

In n e n fa lz

lie g e n d e r F a lz

e in fa c h e r B o d e n fa lz

d o p p e lte r B o d e n fa lz

T r a p e z fa lz

S p itz fa lz

lie g e n d e r D o p p e lfa lz

A u ß e n fa lz

Abbildung 6.12: Fügen durch Falzen [RIED03]

Es ist zu erkennen, dass es eine Vielzahl unterschiedlicher Falzarten gibt. Sehr weit verbreitet sind die Falzverbindungen Flach- und Wulstfalz. Der Wulstfalz wird für gewöhnlich dort eingesetzt, wo an den Werkstückkanten noch Dichtungen anzubringen sind [RIED03]. Das Falzen ist nur bei Werkstoﬀen anwendbar, die auch im kalten Zustand eine hohe Dehnbarkeit besitzen. Eine Eignungsprüfung der Blechwerkstoﬀe wird hierbei mit dem Faltversuch [EN01b] und dem Hin- und Herbiegeversuch [ISO00] durchgeführt. Um einen erweiterten Korrosionsschutz zu erreichen, werden auch verzinkte oder kunststoﬀbeschichtete Feinbleche eingesetzt. Bei

514

6 Fügen durch Umformen

einer ungeschützten Schnittkante bietet sich das Doppelfalzen an, um einer Rost- bzw. Verletzungsgefahr vorzubeugen [SPUR86].

6.3 Anwendungsbeispiele Neue Werkstoﬀe und Konstruktionsprinzipien verlangen nach neuen Verbindungstechniken. Dabei richtet sich das Augenmerk zunehmend auf innovative Fügetechniken. Wo in der Vergangenheit ausschließlich Schweiß- und Blindnietverbindungen zur Anwendung kamen, stehen heute die Verfahren Stanznieten und Clinchen im Fokus, siehe Abbildung 6.13. A u d i A 2 R o h k a r o s s e a u s A lu m in iu m

A u fr e iß la s c h e e in e r G e tr ä n k e d o s e

S ta n z n ie te n

C lin c h e n

S c h w u n g r a d e in e s P k W

- G e tr ie b e s

S to ß fä n g e ra u fh ä n g u n g a u s S ta h l

Abbildung 6.13: Anwendungsbeispiele für das Stanznieten und Clinchen

Mit einem europäischen Bedarf von 38 Mrd. Getränkedosen im Jahre 2003 ist die Aufreißlasche einer Getränkedose sicherlich das bekannteste Bauteil, das mit einem Clinchpunkt ﬁxiert wird. Dabei werden ohne Voroperation mittels eines Stempels ein kleiner Bereich des Deckels in einem Tiefziehprozess in die Aufreißlasche und eine Matrize hinein verformt. Das Ergebnis ist eine gas- und ﬂüssigkeitsdichte Verbindung in der Art eines nicht lösbaren Druckknopfes. Die Oberﬂächenbeschichtungen bleiben dabei weitgehend erhalten. Nach Abschluss des Clinchvorgangs bildet sich an der Deckelinnenseite ein zylindrischer Eindruck und an der Aufreißlasche eine Erhebung. Die Verbindung von Deckel und Getränkedose erfolgt in einem kombinierten Bördelund Falzprozess. Dazu wird die tiefgezogene und abgestreckte Getränkedose auf eine Pinole geladen und axial in einen Bördelkopf gedrückt. Das oﬀene

6.3 Anwendungsbeispiele

515

Ende der Dose wird durch den rotierenden Bördelkopf und durch am Umfang verteilte Rollen nach außen gebogen und entsprechend der Geometrie der Neckrollen zum Bördel ausgeformt. Der Deckel wird nach dem Auﬂegen auf die gefüllte Dose in einem Falzprozess mit dieser gefügt. In der Luftfahrttechnik ist der Leichtbau und damit das mechanisches Fügen nicht wegzudenken. So nehmen die mechanischen Fügetechniken und insbesondere die Niettechnologie im Bereich der Luftfahrttechnik einen wichtigen Platz ein. Dies wird insbesondere bei der Betrachtung der Anzahl der Fügestellen in einem Airbus deutlich, die in einer Größenordnung von ca. zwei Millionen pro Flugzeug liegt. Sichtbar sind die Fügestellen in der Rohbaustruktur. Anhand dieser Größenordnung wird deutlich, dass einer Optimierung dieser Fertigungstechnologie ein entsprechender Stellenwert beizumessen ist. Neben dem mechanischen Fügen mittels Niet wird auch das Falzen und Bördeln als Verbindungstechnik in der Luftfahrt eingesetzt. Typische Falz und Bördelverbindungen werden in Bereichen eingesetzt, in denen zum einen verschiedenen Blechbauteile miteinander verbunden werden und zum anderen eine höhere Bauteilsteiﬁgkeit aufgrund der Konstruktion gefordert ist. Neben der Luftfahrttechnik wird das Fügen mittels Umformen zunehmend auch in der Automobilindustrie eingesetzt. 1994 öﬀnete die Audi AG mit dem A8 einen neuen Trend der Leichtbauweise im Automobilbau. Dabei wurde erstmalig in der Serienfertigung eines Pkw vermehrt Aluminium als Karosseriewerkstoﬀ eingesetzt, was besondere Anforderungen an die Verbindungstechnik stellte. Das übliche Widerstandspunktschweißen stieß insbesondere bei der gewünschten Prozesssicherheit an seine Grenzen. Das Stanznieten stieg deshalb zum Favoriten auf, weil sich damit besonders hohe dynamische Festigkeiten erzielen lassen. Wurden beim A8 noch 1.000 Stanzniete pro Karosse verarbeitet, erhöhte sich die Zahl beim Einstiegsmodell A2 im Jahre 1999 bereits auf 1.800 Stanzniete. Dies liegt zum einen in der kontinuierlichen Weiterentwicklung dieser Technik für den Einsatz in der Serienfertigung und zum anderen auch an der steigenden Substitution von unerwünschten Schweißpunkten. In der Großserienfertigung hat BMW mit der Rohkarosse des 6er einen weiteren Schritt in Richtung Leichtbau getan [GORO04]. Dazu werden verschiedenste Werkstoﬀgruppen verbaut. Wird die Fahrgastzelle vorwiegend aus Stahlblech gefertigt, so ist der Vorderbau aus Aluminium aufgebaut. Anbauteile wie Türen und Frontklappe werden aus Aluminium gefertigt. Weiterhin wird thermoplastischer Kunststoﬀ bei den vorderen Seitenwänden und SMC-Kunststoﬀ bei der Heckklappe verwendet. Im Aluminium Vorderbau wechseln sich umgeformte Aluminiumrohre, Gussteile, Strangpressproﬁle und Tiefziehbleche ab. Dieser Materialmix stellt hohe Anforderungen an die Fügetechnik. So verhindert BMW eine Kontaktkorrosion bei der Berührung von Aluminium und Stahl durch Aufbringen eines Epoxidharz-Klebers. Dieser wirkt zum einen als dichte Isolierschicht samt elektrochemischer Trennung und zum andern sorgt er für eine kraftschlüssi-

516

6 Fügen durch Umformen

ge Verbindung. Anschließend werden die Bauteile mit Stanznieten versehen. Diese bewirken neben einer zusätzlichen Festigkeit auch eine Fixierung der noch frischen Klebeverbindung, damit die Maßhaltigkeit bewahrt wird. Bei jedem Nietvorgang wird der Kraftverlauf abhängig vom Weg mit einer Sollkurve verglichen. Um auch bei den Stanznieten eine Kontaktkorrosion zu verhindern sind diese besonders beschichtet. Ein weiteres Beispiel, wo Stanznieten zum Einsatz kommen, ist die Schwungscheibe von Pkw-Getrieben. Diese besteht aus zwei Einheiten, einer mehrere Millimeter dicken Scheibe mit induktiv gehärteter Randverzahnung und einer Einlage zur Versteifung und Reduzierung der Geräuschentwicklung. Diese Schwungscheibe wird direkt an der Kurbelwelle angeﬂanscht, so dass zum Starten des Motors der Anlassermotor in die Verzahnung der Schwungscheibe eingreift. Die dabei auftretenden Kräfte versuchen die Schwungscheibe zu verformen, so dass die Einlage zur Versteifung bisher mittels Buckeloder Punktschweißen mit der Schwungscheibe verbunden wurde. Die hohe Anzahl an Schweißpunkten, die aufgrund der dynamischen Kräfte notwendig waren, konnten durch eine geringere Anzahl an Stanznieten ersetzt werden. Als wirtschaftlich erwies sich das Clinchen auch bei der Herstellung von Stoßfängerhalterungen. Hier konnte ein mehrfach gekantetes Blech in einem Clinchprozess verzugsfrei gefügt werden.

Literaturverzeichnis

[ADAM98] Adam, P.: Fertigungsverfahren von Turboﬂugwerken. Birkhäuser Verlag, Basel Boston Berlin, 1998 [ADLE66] Adler, G.: Umformen von Blech bei Raumtemperatur. In: Industrie Anzeiger 88 (1966), Nr. 88, S. 1823–1833 [ADLO89] Adlof, W.W.: Die Vielfalt von Schmiedeteilen. In: VDI-Berichte (1989), Nr. 774, S. 17–37 [ADLO04] Adlof, W.W.: Simulation in der Massivumformung. In: Info-Reihe Massivumformung, Extraausgabe, Industrieverband Massivumformung (2004), S. 7 [AHLR04] Ahlroos, T.; Parikka, R.; et al.: Tribological Properties of Environmentally Acceptable Lubricants for Metal Working Applications. In: Proceedings of the 2nd Int. Conf. on Tribology in Manufacturing Processes. Nyborg, Denmark, 2004 [AMBA79] Ambaum, E.: Untersuchungen über das Verhalten innerer Hohlstellen beim Freiformschmieden. Dissertation, RWTH Aachen, 1979 [APEL53] Apel, H.: Gewindewalzen. Carl Hanser Verlag, München, 1953 [AVER65] Avery, S.H.; Backofen, W.A.: A structural basis for superplasticity. In: Transactions of the American Society for Metals (ASM) 58 (1965), S. 551–562 [AYAD84] Ayada, T.; Higashino, K.; Mori, K.: Central Bursting in Extrusion of Inhomogenous Materials, Advanced Technology of Plasticity, Band 1. 1984 [BAND49] Bander, U.: Ableitung von Verformungsbestwerten für das Tiefziehen von Hohlkörpern aus dicken Stahlblechen. Dissertation, TU Stuttgart, 1949 [BARG83] Bargel, H.J.; Schulze, G.: Werkstoﬀkunde. VDI Verlag, 1983 [BARN04] Barnert, L.: Grundlagen des Gesenkschmiedens unter tribologischen Gesichtspunkten. In: Bartz, W.J. (Hrsg.): Tribologie und Schmierung bei der Massivumformung. Expert Verlag, RenningenMalmsheim, 2004 [BART87] Bartsch, G.: Kaltproﬁlgewalzte Zylinderräder für Leistungsgetriebe – Untersuchungen zur Technologie und zum Bauteilverhalten. Dissertation, RWTH Aachen, 1987 [BART94] Bartz, W.: Additive – Einführung in die Problematik. In: Bartz, W.; et al. (Hrsg.): Additive für Schmierstoﬀe. Expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 1994 [BART00] Bartz, W.; Möller, U.: Expert Praxislexikon Tribologie PLUS: 2010 Begriﬀe für Studium und Beruf. Expert Verlag, RenningenMalmsheim, 2000 [BATH65] Bath, C.: Streckziehen von Karosserieteilen. In: Werkstatt und Betrieb 98 (1965), Nr. 3, S. 143–144

518

Literaturverzeichnis

[BATH96]

Bathe, K.J.: Finite Element Procedures. Prentice Hall, London Sidney Toronto, 1996 [BAY94] Bay, N.: State of the art in cold forging lubrication. In: Journal of Materials Processing Technology 46 (1994), Nr. 1-2, S. 19–40 [BECK73] Beck, G.: Die Bedeutung des Werkstückwerkstoﬀes beim Feinschneiden. In: Bänder Bleche Rohre 14 (1973), Nr. 8, S. 339–344 [BEHR04a] Behrens, B.; Mathieu, H.: Rückwärtssimulation von Massivumformprozessen zur schnellen Auslegung der Stadienfolge. In: SchmiedeJournal (2004), S. 19–20 [BEHR04b] Behrens, B.A.; Hübner, S.; Poelemeyer, J.: Clinchen lackierter Stahlbleche – Werkzeuggeometrieoptimierung mittels FEM zur Minimierung der Lackschädigung. In: VDI-Z Integrierte Produktion (2004), Nr. 10, S. 62–64 [BEIT01] Beitz, W.; Grote, K.H. (Hrsg.): Dubbel - Taschenbuch für den Maschinenbau. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 2001, 20. Auﬂage [BENS81] Bensmann, G.; et al.: Möglichkeiten und Weiterentwicklung des hydromechanischen Tiefziehens. In: Werkstatt und Betrieb 114 (1981), Nr. 9, S. 679–685 [BETH80] Bethlehem, W.F.: Das Verhalten unterschiedlicher Werkstoﬀe beim Radialgewinderollen. In: Industrie Anzeiger 102 (1980), Nr. 70, S. 46–51 [BETH81] Bethlehem, W.F.: Mit antriebslosen Rollköpfen Gewinde spanlos formen. In: Drahtwelt 67 (1981), Nr. 5, S. 106–109 [BETH82] Bethlehem, W.F.: Die Flankenverschleißfestigkeit läßt sich erhöhen mit dem Einsteckgewindewalzen. In: Maschinenmarkt 80 (1982), Nr. 3, S. 18–20 [BETH83] Bethlehem, W.F.: Spanlos Gewinde herstellen. In: Industrie Anzeiger 105 (1983), Nr. 37, S. 20–22 [BETT03] Betten, J.: Finite Elemente für Ingenieure, Band 1. Springer Verlag, Berlin, 2003, 2. Auflage [BILL73] Billigmann, J.; Feldmann, H.D.: Stauchen und Pressen. Hanser Verlag, München, 1973, 1. Auflage [BIRZ74] Birzer, F.: Gefügestruktur und Feinstanzfähigkeit eines Stahles. In: Technisches Zentralblatt für praktische Metallbearbeitung 68 (1974), Nr. 3, S. 85–88 [BIRZ76] Birzer, F.; Haack, J.; Kurzhöfer, G.: Feinschneiden und Feinschneidwerkstoﬀe. Feintool AG, Lyss, Schweiz, 1976 [BIRZ78] Birzer, F.: Feinschneiden hochwertiger Feinkornstähle. In: Techn. Rundschau 44 (1978). Bern [BIRZ93] Birzer, F.: Präzionsfeinschnitteile für High-Tech-Anwendungen. In: VDI-Z-Special Blechbearbeitung (1993), S. 38–39 [BIRZ96] Birzer, F.: Feinschneiden und Umformen - Wirtschaftliche Fertigung von Präzisionsteilen aus Blech. In: Verlag Moderne Industrie (1996) [BIRZ97] Birzer, F.; Lange, K.; et al.: Umformen und Feinschneiden Handbuch für Verfahren, Werkstoﬀe und Teilegestaltung. Verlag Hallwag AG, Bern Schweiz, 1997 [BIRZ99] Birzer, F.: Feinschneiden und Umformen. Verlag Moderne Industrie, Landsberg/Lech, 1999 [BITZ96] Bitzel, H.; et al.: Faszination Blech. Dr. Josef Raabe Verlags GmbH, Stuttgart Berlin Bonn, 1996 [BLAI81] Blaich, M.: Umformeigenschaften von Blechen aus Aluminiumlegierungen. In: Industrie Anzeiger 103 (1981), Nr. 95, S. 32–33

Literaturverzeichnis [BLEC04] [BOBB00] [BOBZ00] [BOBZ04]

[BOET90] [BOET98] [BOWD50] [BRAC80] [BRAM71] [BRID44] [BROZ72] [BRÜL78a] [BRÜL78b] [BUCK68] [BUDD95] [BÜHL66]

[BÜHL70]

[BÜLT96] [BURG67]

519

Bleck, W.: Bericht des Sonderforschungsbereichs SFB 289, Teilprojekt F2 – Werkstoﬀverhalten und Bauteilprüfung, Antragszeitraum 2002 bis 2004. RWTH Aachen, 2004 Bobbert, S.: Simulationsgestützte Prozessauslegung für das Innenhochdruck-Umformen von Blechpaaren. Dissertation, FriedrichAlexander-Universität Erlangen-Nürnberg, 2000 Bobzin, K.: Benetzungs- und Korrosionsverhalten von PVDbeschichteten Werkstoﬀen für den Einsatz in umweltverträglichen Tribosystemen. Dissertation, RWTH Aachen, 2000 Bobzin, K.; Lugscheider, E.; Pinero, C.: Neue PVDSchichtkonzepte für hoch beanspruchte Werkzeuge für umweltverträgliche Fertigungsprozesse. In: Materialwissenschaft und Werkstoﬀtechnik 35 (2004), Nr. 10/11 Boetz, F.: Einbaufertig nach Entgraten - Stand der Technik beim Feinschneiden als Verfahren der Massenproduktion. In: Maschinenmarkt 96 (1990), Nr. 43, S. 50–56 Boetz, V.: Leichtmetall-Räder im Automobilbau. In: Werkstatt und Betrieb 131 (1998), Nr. 7-8, S. 668–671 Bowden, F.; Tabor, D.: The Friction and Lubrication of Solids. Oxford University Press, Oxford, 1950 Brackhoff, H.F.: Numerisch gesteuertes (CNC) Umformbearbeitungszentrum zum Drücken von Blechen. In: Industrie Anzeiger 102 (1980), Nr. 37, S. 17–21 Brambauer, E.: Ermittlung der maximalen Aufweitverhältnisse beim Kragenziehen. In: VEB Kombinat Umformtechnik Erfurt 3 (1971), Nr. 45-48 Bridgeman, P.: The stress distribution at the neck of tension specimen. In: Transactions of the American Society for Metals (ASM) 32 (1944), S. 553–574 Brozzo, P.; Luca, B.D.; Rendina, R.: A New Method for the Prediction of the Formability Limits of Metal Sheets. In: 7th Biennal Congress of the International Deep Drawing Research Group. 1972 Brüller, E.: Konstruktion und Funktion von Stanz- und Biegeautomaten. In: Blech Rohre Proﬁle 25 (1978), Nr. 4, S. 154–159 Brüller, E.: Stanz-Biege-Automaten im Einsatz, Teil 2. In: Drahtwelt (1978), Nr. 5, S. 181–186 Buckley, D.: The inﬂuence of the atomic nature of crystalline materials on friction. In: Transactions of the American Society of Lubrication Engineers (ASLE) 11 (1968), Nr. 89 Budde, L.; Pilgrim, R.: Stanznieten und Durchsetzfügen. Verlag Moderne Industrie, Landsberg, 1995 Bühler, H.; v. Finckenstein, E.: Hochgeschwindigkeitsumformung rohrförmiger Werkstücke durch magnetische Kräfte. In: Bänder Bleche Rohre 7 (1966), Nr. 3, S. 115–123 Bühler, H.; Pollmar, F.; Rose, A.: Einﬂuß von Werkzeugstoﬀ und seiner Wärmebehandlung auf das Schneiden von Feinblechen. In: Archiv für das Eisenhüttenwesen 41 (1970), Nr. 10, S. 989–996 Bülter, M.: Untersuchung zum Einﬂuß des Herstellungsprozesses auf die Oberﬂächenausbildung und die Umformeigenschaften von elektrolytisch verzinktem Feinblech. Dissertation, Universität Stuttgart, 1996 Burgdorf, M.: Über die Ermittlung des Reibwertes für Verfahren der Massivumformung durch den Ringstauchversuch. In: Industrie Anzeiger 89 (1967), Nr. 39, S. 799–804

520

Literaturverzeichnis

[BUSC69]

Busch, R.K.: Untersuchung über das Abstreckziehen von zylindrischen Hohlkörpern bei Raumtemperatur. Dissertation, Universität Stuttgart, 1969 [CHUN98] Chung, W.J.; Cho, J.W.; Belytschko, T.: On the Dynamic Effects of Explicit FEM in Sheet Metal Forming Analysis. In: Engineering Computations: International Journal for Computer-Aided Engineering and Software 15 (1998), Nr. 6 [CLIN67] Cline, H.E.; Alden, T.H.: Rate-sensitive deformation in tin-lead alloys. In: Transactions of the Metallurgical Society of the American Institute of Mining, Metallurgical, and Petroleum Engineers (AIME) 239 (1967), S. 710–714 [CLOU60] Clough, R.: The Finite Element Method in Plane Stress Analysis. In: Proceedings of the 2nd ASCE Conference on Electronic Computation. Pittsburgh, PA, USA, 1960 [COCK66] Cockroft, M.; Latham, O.: A simple Criterion of Fracture of ductile Materials. In: NEL Report. Glasgow, 1966, Band 240 [COEN88] Coenen, H.P.; Wetter, E.: Das Pressenschmieden von Kurbelwellen. In: Thyssen Technische Berichte (1988), Nr. 2, S. 349–353 [COUL85] Coulomb, C.: Theorie des machines simples, en ayant égard au frottement de leurs parties et a la roideur des cordages. In: Memoires de mathematique et de physique de L’Académie des Sciences. 1785, Band 10 [CRAH82] Crahay, J.; Bragard, A.: Production of surfaces of textured work rolls by means of laser pulses. In: 12th IDDRG Congress. S. Margherita Ligure, Italien, 1982 [CZIC68] Czichos, H.: Über den Zusammenhang zwischen Adhäsion und Elektronenstruktur von Metallen bei der Rollreibung im elastischen Bereich. In: Transactions of the American Society of Lubrication Engineers (ASLE) 11 (1968), Nr. 89 [CZIC73] Czichos, H.; Habig, K.: Grundvorgänge des Verschleißes metallischer Werkstoﬀe – Neuere Ergebnisse der Forschung. In: VDI-Berichte (1973), Nr. 194 [CZIC03] Czichos, H.; Habig, K.: Tribologie-Handbuch - Reibung und Verschleiß. Vieweg, Wiesbaden, 2003 [DANN69] Dannenmann, E.: Die Veränderung der Oberﬂächenbeschaﬀenheit beim Tiefziehen von Näpfen. In: Industrie Anzeiger 91 (1969), Nr. 93, S. 2253–2254 [DANN83] Dannenmann, E.: Einﬂuß der plastischen Eigenschaften und der Oberﬂächenmikrostruktur von Feinblechen auf Zieh- und Biegevorgängen. Dissertation, Universität Stuttgart, 1983 [DAWN79] Dawnson, D.: History of tribology. Langman, London New York, 1979 [DEIL03] Deiler, G.; Lobemeier, J.: Tiefziehwerkzeuge aus Kunststoﬀ – ideal für mittlere Serien. In: Blech InForm (2003), Nr. 1 [DENG91] Dengler, K.; G.Glomski: Die Hochleistungsimpulstechnik - eine zukunftsträchtige Hochgeschwindigkeits-Umformtechnologie. In: Blech Rohre Proﬁle 38 (1991), Nr. 4, S. 285–286 [DESE03] Desery, C.; Haller, B.; et al.: Thixoschmieden – Entwicklung der Thixoformingtechnologie für hochschmelzende Stahlwerkstoﬀe. In: wt Werkstattstechnik online 93 (2003), Nr. 10, S. 689–694 [DICK97] Dick, P.: Technologie des Hochdruckumformens ebener Bleche. Dissertation, Technische Hochschule Darmstadt, 1997 [DIET72] Dieterle, K.; Schröder, G.: Fließkurven. Lehrbuch der Umformtechnik, Band 1. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1972

Literaturverzeichnis [DIET75] [DIET86] [DIN75] [DIN77] [DIN83] [DIN86a]

[DIN86b] [DIN86c] [DIN93] [DIN94] [DIN00] [DIN02]

[DIN03a] [DIN03b]

[DIN03c] [DIN03d] [DIN03e] [DIN03f]

521

Dietz, H.; Hamann, F.: Hochgeschwindigkeitsverfahren zur Umformung metallischer Werkstücke. In: Siemens Forschungs- und Entwicklungs Berichte 4 (1975), Nr. 3, S. 141–147 Dieter, G.E.: Mechanical Metallurgy. McGraw-Hill, New York, 1986, 3rd Edition DIN 6935: Kaltbiegen von Flacherzeugnissen aus Stahl. Normenausschuss Werkzeuge und Spannzeuge (FWS), Oktober 1975 DIN 51350: Prüfung von Schmierstoﬀen; Prüfung im Shell-VierkugelApparat. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), Januar 1977 DIN 7952-4: Blechdurchzüge mit Gewinde, Teil 4: Maße für die Werkzeuge und deren Gestaltung. Normenausschuss Werkzeuge und Spannzeuge (FWS), März 1983 DIN 7523-2: Schmiedestücke aus Stahl; Gestaltung von Gesenkschmiedestücken; Bearbeitungszugaben, Seitenschrägen, Kantenrundungen, Hohlkehlen, Bodendicken, Wanddicken, Rippenbreiten und Rippenkopfradien. Normenausschuss Eisen-, Blech- und Metallwaren (NAEBM), September 1986 DIN 7952-1: Blechdurchzüge mit Gewinde, Teil 1: Maße. Normenausschuss Werkzeuge und Spannzeuge (FWS), Juli 1986 DIN 867: Bezugsproﬁle für Evolventenverzahnungen an Stirnrädern (Zylinderrädern) für den allgemeinen Maschinenbau und den Schwermaschinenbau. Normenausschuss Maschinenbau (NAM), Februar 1986 DIN 17864: Schmiedestücke aus Titan und Titan-Knetlegierungen (Freiform- und Gesenkschmiedeteile). Normenausschuss Nichteisenmetalle (FNNE), Februar 1993 DIN V ENV 1071-3: Hochleistungskeramik; Verfahren zur Prüfung keramischer Schichten. Teil 3: Bestimmung der Haftung mit dem Ritztest. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), Juni 1994 DIN 51347: Prüfung von Schmierstoﬀen – Prüfung im Mischreibungsgebiet mit dem Schmierstoﬀprüfgerät nach Brugger. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), Januar 2000 DIN V ENV 1071-6: Hochleistungskeramik – Verfahren zur Prüfung keramischer Schichten. Teil 6: Bestimmung des Abriebwiderstands von Schichten durch eine Mikroabriebprüfung. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), September 2002 DIN 8580: Fertigungsverfahren. Einteilung. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 DIN 8582: Fertigungsverfahren Umformen, Einordnung, Unterteilung, Alphabetische Übersicht. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 DIN 8583-1: Fertigungsverfahren Druckumformen – Teil 1: Allgemeines; Einordnung, Unterteilung, Begriﬀe. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 DIN 8583-2: Fertigungsverfahren Druckumformen – Teil 2: Walzen; Einordnung, Unterteilung, Begriﬀe. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 DIN 8583-3: Fertigungsverfahren Druckumformen – Teil 3: Freiformen; Einordnung, Unterteilung, Begriﬀe. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 DIN 8583-4: Fertigungsverfahren Druckumformen – Teil 4: Gesenkformen; Einordnung, Unterteilung, Begriﬀe. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003

522

Literaturverzeichnis

[DIN03g]

DIN 8583-6: Fertigungsverfahren Druckumformen – Teil 6: Durchdrücken; Einordnung, Unterteilung, Begriﬀe. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 [DIN03h] DIN 8584-3: Fertigungsverfahren Zugdruckumformen, Teil 3: Tiefziehen. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 [DIN03i] DIN 8584-4: Fertigungsverfahren Zugdruckumformen – Teil 4: Drücken. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 [DIN03j] DIN 8585-4: Fertigungsverfahren Zugumformen – Teil 4: Tiefen; Einordnung, Unterteilung, Begriﬀe. Normenausschusss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 [DIN03k] DIN 8586: Fertigungsverfahren Biegeumformen – Einordnung, Unterteilung, Begriﬀe. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 [DIN03l] DIN 8588: Fertigungsverfahren Zerteilen. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 [DIN03m] DIN 8593-5: Fertigungsverfahren Fügen, Teil 5: Fügen durch Umformen. Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 [DIN04a] DIN 50125: Prüfung metallischer Werkstoﬀe – Zugproben. Normenausschuss Materialprüfung, Juli 2004 [DIN04b] DIN 51834: Prüfung von Schmierstoﬀen – Tribologische Prüfungen im translatorischen Oszillations-Prüfgerät. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), März 2004 [DINK97] Dinkel, F.: Umformbarkeit von Aluminium-Karosserieblechen mit neuartigen Oberﬂächen. Dissertation, TU München, 1997 [DOEG71] Doege, E.; et al.: Tiefziehen auf einfach- und doppeltwirkenden Karosseriepressen unter Berücksichtigung des Gelenkantriebes. In: Werkstatt und Betrieb 104 (1971), S. 737–747 [DOEG76] Doege, E.: Wichtige Einﬂussgrößen beim Tiefziehen. In: Werkstattstechnik, Zeitschrift für industrielle Fertigung 66 (1976), Nr. 11, S. 615– 619 [DOEG80] Doege, E.; et al.: Einﬂuss der Umformmaschine auf die Werkstückgenauigkeit. In: HFF-Bericht (1980), Nr. 6 [DOEG86] Doege, E.; Meyer-Nolkemper, H.; Saeed, I.: Fließkurvenatlas metallischer Werkstoﬀe. Hanser-Verlag, München, 1986 [DOEG01] Doege, E.; Huskic, A.; et al.: Verschleißreduzierung an Schmiedegesenken durch Einsatz neuer Technologien. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. MAT INFO Werkstoﬀ-Informationsgesellschaft, Frankfurt, 2001 [DOEG03] Doege, E.; Haller, B.; et al.: Thixo-Schmieden von Stahl. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. MAT INFO Werkstoﬀ-Informationsgesellschaft, Frankfurt, 2003 [DOHM93a] Dohmann, F.: Innenhochdruckumformen. In: Lange, K. (Hrsg.): Umformtechnik - Handbuch für Industrie und Wissenschaft, Band 4: Sonderverfahren, Prozesssimulation, Werkzeugtechnik, Produktion. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1993, Band 2. Auﬂage [DOHM93b] Dohmann, F.; Hartl, C.: Möglichkeiten der Innenhochdruckumformung unter besonderer Beachtung des Formens von Strangpressproﬁlen. In: Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. DGM Verlag, Oberursel, 1993, S. 255–280

Literaturverzeichnis [DOLV91]

523

Dolves, J.: Electron beam texturing of rolls. In: Iron and Steel Engineer 68 (1991), Nr. 8, S. 33–38 [DOMA80] Domalski, H.H.: Stähle mit Mikrolegierungszusätzen. In: Reprints der 6. Tagung Kaltumformung. Düsseldorf, 1980 [DOMK86] Domke, W.: Werkstoﬀkunde und Werkstoﬀprüfung. W. Girardet Buchverlag, Düsseldorf, 1986, 10. verbesserte Auflage [DRAE65] Draeger, E.: Das Herstellen von Borden an Feinblechen. In: Industrie Anzeiger 87 (1965), Nr. 23, S. 393–397 [DRÖG54] Dröge, K.H.: Kräfte und Materialﬂuss beim Drücken. Dissertation, TU Stuttgart, 1954 [EBER67] Ebertshäuser, H.: Technologie der Blechverarbeitung. Michael Triltsch Verlag, Düsseldorf, 1967 [ECKS03] Eckstein, R.: Scherschneiden und Biegen metallischer Kleinstteile – Materialeinﬂuss und Materialverhalten. Dissertation, FriedrichAlexander-Universität Erlangen-Nürnberg, 2003 [EHRE75] Ehrenberg, H.: Vorrichtung zum Aushalsen von Behälterböden. In: Schweißtechnik 6 (1975), S. 98–100 [EICH80] Eichner, A.J.: Fertigen komplexer Formstücke in kleinen und mittleren Serien aus superplastischem Aluminium. In: Werkstatt und Betrieb 114 (1980), Nr. 10, S. 715–718 [EICH81] Eichner, K.W.: Beschreibung des Umformvorgangs „Rillenwalzen“. Dissertation, TH Darmstadt, 1981 [EICH86] Eichner, K.W.: Zahnradwalzen mit innenverzahnten Werkzeugen. In: Industrie Anzeiger 75 (1986), Nr. 108, S. 43–44 [EISE66] Eisenkolb, F.: Einführung in die Werkstoﬀkunde, Band I-V. 9. VEB Verlag Technik, Berlin, 1966 [ELMA01] ElMagd, E.; Abouridouane, M.: Einﬂuss der Umformgeschwindigkeit und -temperatur auf das Umformvermögen metallischer Werkstoﬀe. In: Kolloquium „Erweiterung der Formgebungsgrenzen“. 2001, S. 26–30 [EN97] DIN EN 10139: Kaltband ohne Überzug aus weichen Stählen zum Kaltumformen. Normenausschuss Eisen und Stahl (FES), Dezember 1997 [EN98] DIN EN 10267: Von Warmformgebungstemperatur ausscheidungshärtende ferritisch-perlitische Stähle. Normenausschuss Eisen und Stahl (FES), Februar 1998 [EN99] DIN EN 12420: Kupfer- und Kupferlegierungen – Schmiedestücke. Normenausschuss Nichteisenmetalle (FNNE), März 1999 [EN00] DIN EN 10243: Gesenkschmiedeteile aus Stahl – Maßtoleranzen. Normenausschuss Eisen-, Blech- und Metallwaren (NAEBM), Juni 2000 [EN01a] DIN EN 12476: Phosphatierüberzüge auf Metallen – Verfahren für die Festlegung von Anforderungen. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), Oktober 2001 [EN01b] DIN EN 13523-7: Prüfverfahren, Teil 7: Widerstandsfähigkeit gegen Rissbildung beim Biegen (T-Biegeprüfung). Normenausschuss Beschichtungsstoﬀe und Beschichtungen (NAB), Dezember 2001 [EN02] DIN EN 586: Aluminium und Aluminiumlegierungen – Schmiedestücke. Normenausschuss Nichteisenmetalle (FNNE), Februar 2002 [EN03] DIN EN 10268: Kaltgewalzte Flacherzeugnisse aus Stählen mit hoher Streckgrenze zum Kaltumformen. Normenausschuss Eisen und Stahl (FES), Januar 2003 [EN04] DIN EN 10130: Kaltgewalzte Flacherzeugnisse aus weichen Stählen zum Kaltumformen. Normenausschuss Eisen und Stahl (FES), Oktober 2004

524

Literaturverzeichnis

[ENGE02] [ESCH04]

[EVER04]

[EXNE86] [FAIT87a] [FAIT87b] [FELD84] [FELD01] [FINC88] [FINK32] [FINK74] [FINZ03]

[FISC72] [FLOR67] [FRAC90] [FRAN99] [FREU50] [FRIE88] [FRIE97] [FRIE02]

Engelhorn, R.: Verschleißmerkmale und Schleifeinsatzverhalten zweiphasig verstärkter Sol-Gel-Korunde. Dissertation, RWTH Aachen, 2002 Escher, C.; Henke, T.: Werkzeugwerkstoﬀe für die Verarbeitung von hochfesten Stahlblechwerkstoﬀen. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Blechumformung. MAT INFO WerkstoﬀInformationsgesellschaft, Frankfurt, 2004 Eversberg, K.: Schwerlasttaugliche Werkzeugbeschichtungen und deren Bedeutung für die Kaltumformung schwer umformbarer Edelstähle. In: Bartz, W. (Hrsg.): Tribologie und Schmierung bei der Massivumformung. Expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 2004 Exner, H.E.; Hougardy, H.P.: Einführung in die Quantitative Gefügeanalyse. DGM Informationsgesellschaft, Oberursel, 1986 Fait, J.: Grundlagenuntersuchung zur Ermittlung von Kenngrößen für das CNC-Schwenkbiegen. In: Industrie Anzeiger 109 (1987), Nr. 10, S. 36–37 Fait, J.; Rothstein, R.: Beitrag zur Prozesssimulation des Schwenkund U-Biegens. In: Industrie Anzeiger 109 (1987), Nr. 10, S. 45–46 Feldmann, H.D.: Glatt- und Festwalzen. In: Technisches Zentralblatt für praktische Metallbearbeitung 78 (1984), Nr. 3, S. 62–69 Feldhaus, U.: Simulieren geht über Probieren. In: Schmiede-Journal (2001), S. 30–31 von Finckenstein, E.; et al.: Die Prozesssimulation beim Biegeumformen als Voraussetzung für eine rechnerintegrierte Fertigung, Band 694. VDI Verlag, 1988 Fink, M.; Hofmann, U.: Zur Theorie der Reiboxidation. In: Archiv für das Eisenhüttenwesen 6 (1932), Nr. 161 Fink, C.: Theorie der Walzenarbeit. In: Zeitung Berg-, Hütten- und Salinenwesen 22 (1974), Nr. 5, S. 220 Finz, K.: Neue Werkzeugstähle hoher Belastbarkeit für die Kaltmassivumformung. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. MAT INFO Werkstoﬀ-Informationsgesellschaft, Frankfurt, 2003 Fischer, H.; Hentschel, B.: Ergebnisse der Untersuchungen über Langloch- und Rechteckdurchzüge. In: VEB Kombinat Umformtechnik Erfurt 3 (1972), S. 41–47 Floreen, S.: Superplasticity in pure Nickel. In: Scripta Metallurgia 1 (1967), Nr. 19-23 Frackiewicz, H.; Kalita, W.; et al.: Laserformgebung der Bleche. In: VDI-Berichte (1990), Nr. 876, S. 317–328 Frank, C.: Kunststoﬀ als Werkzeugwerkstoﬀ für das Tiefziehen von Feinblech. Dissertation, Universität Hannover, 1999 Freudenthal, A.: The Inelastic Behavior of Engeneering Metals and Structures. Wiley, New York, 1950 Friedrich, H.E.; et al.: SPF/DB on the Way to the production stage for Ti and Al. In: Superplasticity and Superplastic forming. The Minerals, Metals & Materials Society, 1988, S. 649–664 Friedrich, C.: Tribologische Problemlösungen mit PVDHartstoﬀschichten zum Verschleißschutz. Dissertation, TU Darmstadt, 1997 Friedrich, D.; Gottschalk, C.; et al.: Simulation von Fertigungsprozessen - Möglichkeiten und Grenzen der Bauteilauslegung.

Literaturverzeichnis

525

In: Eversheim, W.; et al. (Hrsg.): Wettbewerbsfaktor Produktionstechnik - Aachener Perspektiven. AWK Aachener WerkzeugmaschinenKolloquium, Shaker Verlag, Aachen, 2002, S. 217–267 [FRIT83] Fritsch, R.: Untersuchungen zum Einﬂuss unterschiedlicher Bearbeitungsverfahren auf die Dauerfestigkeit. Technologiearbeitskreis, WZL, RWTH Aachen, 1983 [FUCH83] Fuchsbauer, B.: Ermüdungseigenschaften festgewalzter Probestäbe. In: Festwalzen und Glattwalzen zur Festigkeitssteigerung von Bauteilen. Deutscher Verband für Materialprüfung, Berlin, 1983 [FÜLL04] Füller, K.; Baumeister, J.; Herold, R.: Keramische Umformwerkzeuge zum Umformen höchstfester Stähle. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Blechumformung. MAT INFO Werkstoﬀ-Informationsgesellschaft, Frankfurt, 2004 [FURL88] Furlan, R.; et al.: Production of Ti 6 Al 4 V components. In: Superplasticity and Superplastic forming. The Minerals, Metals & Materials Society, 1988, S. 665–677 [GAHR87] zum Gahr, K.: Microstructure and wear of materials. Elsevier, 1987 [GEIG91] Geiger, M.; Vollertsen, F.; Amon, S.: Flexible Blechumformung mit Laserstrahlung - Laserstrahlbiegen. In: Bleche Rohre Proﬁle 38 (1991), Nr. 11, S. 856–861 [GEIG93a] Geiger, M.; Heckel, W.: 3D-Lichtschnittsensor zur Biegewinkelerfassung. In: Blech Rohre Proﬁle 40 (1993), Nr. 3, S. 235–240 [GEIG93b] Geiger, M.; Vollertsen, F.: Laserstrahlbiegen von Eisen- und NELegierungen. In: Blech Rohre Proﬁle 40 (1993), Nr. 9, S. 666–670 [GEIL04] Geile, M.: Neue Entwicklungen von Werkzeugwerkstoﬀen für die Blechumformung. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Blechumformung. MAT INFO Werkstoﬀ-Informationsgesellschaft, Frankfurt, 2004 [GERB02] Gerbig, Y.; Ortmann, S.; et al.: Verbesserung des tribologischen Verhaltens durch In-Prozess-Strukturierung von Schichtoberﬂächen. In: Reibung, Schmierung und Verschleiß – Forschung und praktische Anwendung, Tribologie-Fachtagung. Gesellschaft für Tribologie e.V., Göttingen, 2002 [GERB03] Gerbig, Y.; Gerbig, F.; et al.: Weizen contra Raps: Eine vergleichende Studie zu anwendungsrelevanten Eigenschaften von Pﬂanzenölen. In: Tribologie und Schmierungstechnik 50 (2003), Nr. 1 [GERL61] Gerlach, H.H.: Das Glattwalzen von Gußeisen. Dissertation, TH Hannover, 1961 [GFT91] GfT-Arbeitsblatt 2: Schmierung beim Umformen. Gesellschaft für Tribologie e.V., Januar 1991 [GFT02] GfT-Arbeitsblatt 7: Tribologie – Deﬁnitionen, Begriﬀe, Prüfung. Gesellschaft für Tribologie e.V., September 2002 [GIAN99] Giannuzzi, L.A.; Stevie, F.A.: A review of focused ion beam milling techniques for TEM specimen preparation. In: Micron 30 (1999), S. 197–204 [GLAU58] Glaubitz, H.: Kaltverformte Verzahnungen. In: Klepzig Fachberichte 66 (1958), Nr. 11, S. 425–427 [GÖBE04] Göbel, R.; Henkenjohann, N.; Kleiner, M.: Process Optimization in Sheet Metal Spinning by Adaptive Sequential Design of Experiments. In: Proceedings of the Fourth Annual Meeting of ENBIS. Copenhagen, Denmark, 2004

526

Literaturverzeichnis

[GÖCK94] [GOLD01] [GOLO77] [GORB78] [GORO04] [GOSH76] [GOTT98] [GRÄB83] [GRÄF93] [GREE51] [GROB60] [GROC03]

[GROC04] [GRUN76]

[GUÉR99] [GUID65] [GURS77]

[HAAC79] [HABI68]

Göcke, R.: Präparation – Überblick über Präparationsmethoden. In: Schmidt, P.F. (Hrsg.): Praxis der Rasterelektronenmikroskopie und Mikrobereichsanalyse. Expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 1994 Gold, P.; Schmidtand, A.; et al.: Viskosität-Druck-Koeﬃzienten von mineralischen und synthetischen Schmierölen. In: Tribologie und Schmierungstechnik (2001), Nr. 47 Gologranc, F.: Theoretische Betrachtung zur Aufnahme von Fließkurven im kontinuierlichen hydraulischen Tiefungsversuch. In: Blech 4 (1977), S. 116–121 Gorbauch, S.; Heidel, K.H.; Kühmel, S.: Entwicklungsstand und Anwendungsmöglichkeiten des Abstreckdrückens. In: Fertigungstechnik und Betrieb 28 (1978), S. 174–177 Goroncy, J.: Intelligenter Leichtbau. In: Automobil Industrie OEM (2004), S. 84–85 Gosh, A.: A Criterion for Ductile Fracture in Sheets under Biaxial Loading. In: Met. Tran. 7 (1976), S. 523–533 Gottstein, G.: Physikalische Grundlagen der Materialkunde. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1998 Gräbener, T.: Entwicklung und Anwendung neuer Schmierstoﬀprüfverfahren für die Kaltmassivumformung. Dissertation, Stuttgart, 1983 Gräfen, H.: VDI-Lexikon - Werkstoﬀtechnik. VDI Verlag, Düsseldorf, 1993 Green, A.: A theoretical investigation of the compression of a ductile material between smooth ﬂat dies. In: Philosophical Magazine 42 (1951), S. 900–918 Grob, E.: Kaltwalzmaschinen für Keilwellen und Zahnräder. In: Werkstattstechnik 50 (1960), Nr. 7, S. 351–357 Groche, P.; Metz, C.; Kaufmann, M.: DIN-Fachbericht 137: Einbindung der Innenhochdruck-Verfahren in die Normenreihe DIN 8580ﬀ. Unterausschuss Wirkmedienbasiertes Umformen des Arbeitsausschusses Begriﬀe der Fertigungsverfahren (C.4) im Normenausschuss Technische Grundlagen (NATG), September 2003 Groche, P.; Schäfer, R.: Simulation der geometrischen Oberﬂächenwandlung beim Drücken optischer Bauteile. In: Materialwissenschaft und Werkstoﬀtechnik 35 (2004), Nr. 7, S. 454–460 Grundig, W.; Liebig, H.P.: Das Gesetz der Volumenkonstanz als allgemeine Voraussetzung bei der Ermittlung von Streck- und Tiefziehfähigkeit aus Ergebnissen des Zugversuches. In: Archiv für das Eisenhüttenwesen 41 (1976), Nr. 1, S. 27–32 Guérin, J.; Bartysand, H.; et al.: Finite element implementation of a generalized friction model: application to an upsetting-sliding test. In: Finite Elements in Analysis and Design 31 (1999), S. 193–207 Guidi, A.: Nachschneiden und Feinschneiden. Hanser Verlag, München, 1965 Gurson, A.: Continuum Theory of Ductile Rupture by Void Nucleation and Growth, Part 1 - Yield Criteria and Flow Rules for Porous Ductile Media. In: Journal of Engineering Materials and Technology (1977), S. 2–15 Haack, J.; Birzer, F.: Feinschneiden - Handbuch für die Praxis. Feintool AG, Lyss, Schweiz, 1979 Habig, K.: Zur Struktur- und Orientierungsabhängigkeit der Adhäsion und der trockenen Gleitreibung von Metallen. In: Materialprüfung 10 (1968), Nr. 417

Literaturverzeichnis [HAEF87]

527

Haefer, R.: Oberﬂächen- und Dünnschichttechnologie, Teil 1: Beschichtungen von Oberﬂächen. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1987 [HAHN96] Hahn, O.: Fügen durch Umformen - Nieten und Durchsetzfügen Innovative Verbindungsverfahren für die Praxis. Studiengesellschaft Stahlanwendung e. V., 1996 [HALL71] Haller, H.: Handbuch des Schmiedens. Hanser Verlag, München Wien, 1971 [HANT94] Hantschke, H.: Röntgenmikroanalyse mit dem Rasterelektronenmikroskop. In: Schmidt, P.F. (Hrsg.): Praxis der Rasterelektronenmikroskopie und Mikrobereichsanalyse. Expert Verlag, RenningenMalmsheim, 1994 [HASE77] Hasek, V.V.: Anwendung von Grenzformänderungsschaubildern. In: Industrie Anzeiger 99 (1977), Nr. 20, S. 343–347 [HASE78] Hasek, V.V.: Untersuchung und theoretische Beschreibung wichtiger Einﬂußgrößen auf das Grenzformänderungsschaubild. In: Blech Rohre Proﬁle 25 (1978), S. 213–220, 285–292, 493–499, 613–627 [HASE80a] Hasek, V.V.: Steuerung des Stoﬀﬂusses beim Ziehen von großen unregelmäßigen Blechteilen und Untersuchung von Möglichkeiten zur Vermeidung von Faltenbildung. Dissertation, Universität Stuttgart, 1980 [HASE80b] Hasek, V.V.; Lange, K.: Das Grenzformänderungsschaubild und seine Anwendung bei Tiefzieh- und Streckziehvorgängen. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Blechbearbeitung. Forschungsgesellschaft Umformtechnik mbH, Stuttgart, 1980 [HASE81] Hasek, V.V.: Beeinﬂussung des Werkstoﬀﬂusses durch Ziehwulste und Ziehstäbe. In: Industrie Anzeiger 103 (1981), Nr. 59, S. 26–27 [HASH84] Hashish, M.: A modeling study of metal cutting with abrasive water jets. In: Transactions of the American Society of Mechanical Engineers (ASME) 106 (1984), S. 88–100 [HAUB67] Hauber, O.: Titanverarbeitung im Flugzeugzellenbau. In: Blech (1967), Nr. 10, S. 44–54 [HAYA81] Hayama, M.; Kawai, K.: Das Drücken von Blechen in der Kleinserienfertigung. In: Blech Rohre Proﬁle 28 (1981), Nr. 1, S. 514–517 [HEBE87] Heberer, K.: Funkenerodiermaschine zur Oberﬂächenbearbeitung von Kaltwalzen. In: Stahl und Eisen 107 (1987), Nr. 3, S. 109–110 [HEID75] Heidemeyer, J.: Einﬂuss der plastischen Verformung von Metallen bei Mischreibung auf die Geschwindigkeit ihrer chemischen Reaktionen. In: Schmiertechnik, Tribologie 22 (1975), Nr. 84 [HEIN99] Hein, P.: Innenhochdruck-Umformen von Blechpaaren: Modellierung, Prozessauslegung und Prozessführung. Dissertation, FriedrichAlexander-Universität Erlangen-Nürnberg, 1999 [HEIZ03] Heizmann, J.: Wirkmedienunterstützte Umformtechnologien – Status und Ausblicke. In: Siegert, K. (Hrsg.): Hydroforming von Rohren. Strangpressproﬁlen und Blechen, Tagungsband der internationalen Konferenz Hydroforming. MAT INFO, Frankfurt, 2003, 3 [HELL94] Hellwig, W.; Semlinger, E.: Spanlose Fertigung: Stanzen. Vieweg & Sohn Verlag, 1994 [HENN01] Hennige, T.: Flexible Formgebung von Blechen durch Laserstrahlumformen. Meisenbach Verlag, Bamberg, 2001 [HERM69] Hermanns, M.; Telgentren, G.: Glattwalzen als Vorbehandlung zylindrischer Werkstücke zum Hartverchromen. In: Werkstattstechnik 59 (1969), Nr. 8, S. 369–372

528

Literaturverzeichnis

[HERR92]

Herres, W.U.: Prozessüberwachung beim Feinschneiden. Dissertation, Rheinisch-Westfälische Technische Hochschule Aachen, 1992 [HESS91] Hessler, C.: Beitrag zur Entwicklung des hydraulischen RohrInnendruck-Umformens. Dissertation, TH Darmstadt, 1991 [HESS92] Hessler, C.; Engel, B.: Komplizierte Leichtbau-Werkstücke durch hydraulisches Innendruckumformen. In: Werkstatt und Betrieb 125 (1992), Nr. 6, S. 477–481 [HEUS96] Heussen, J.: Untersuchungen zum Materialverhalten von Metallen im Bereich der Solidustemperatur. Dissertation, RWTH Aachen, 1996 [HILB70] Hilbert, H.: Stanzereitechnik, Band 2: Umformende Werkzeuge. Carl Hanser Verlag, München, 1970 [HILL50] Hill, R.: The mathematical theory of plasticity. Engineering Science Theories. Clarendon Press, Oxford, 1950 [HIPT03] Op de Hipt, M.: Anlagentechnische Genauigkeit. In: ICAFT 2003 International Conference on Accuracy in Forming Technology, 10th saxon Conference on Forming Technology. SFU, 2003 [HIRO90] Hirohashi, M.; Asanuma, H.: Superplasticity of hypoeutectoid AlZn alloy sheets. In: Aluminium 66 (1990), Nr. 11, S. 1074–1078 [HIRT98] Hirt, G.; Witulski, T.; et al.: Thixoforming: Eine zukünftige Alternative zur Herstellung komplex geformter Stahlschmiedeteile? In: 13. Aachener Stahlkolloquium „Umformtechnik Stahl- und NEWerkstoﬀe – Impulse für Produktivitätssteigerung und Arbeitsplatzsicherung“. 1998 [HOFM63] Hofmann, R.: Neuzeitliche Streckziehpressen, Konstruktionen. In: Technik und Forschung 47 (1963), Nr. 195, S. 893–894 [HOJA91] Hojas, M.; et al.: Superplastische Aluminiumbleche. In: Metall 2 (1991), Nr. 45, S. 130–134 [HORL89] Horlacher, U.: Prüfung des Einﬂusses von Schmierstoﬀadditiven auf das Tribosystem bei der Kaltmassivumformung. Dissertation, Stuttgart, 1989 [HORT01] Hortig, D.: Werkzeugbeschichtungen mit Trockenschmierstoﬀeigenschaften für das Tiefziehen. Dissertation, Darmstadt, 2001 [HUBM94] Hubmann, A.: Grundöle - deren Abstimmung mit Additiven und Bedeutung für Bedeutung für die Anwendungseigenschaften der Schmierstoﬀe. In: Bartz, W.J.; et al. (Hrsg.): Additive für Schmierstoﬀe. Expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 1994 [HUEB82] Huebner, K.H.; Thornton, E.A.: The Finite Element Method for Engineers. John Wiley & Sons, New York Chichester Brisbane, 1982, 2nd Edition [HUSK02] Huskic, A.; Berg, M.E.S.: Verschleißminderung an Schmiedegesenken mittels Kombinationsbehandlungen bestehend aus einer Plasmanitrierung und PACVD-Viellagenbeschichtung. In: Galvanotechnik 1 (2002) [HUXH93] Huxholl, L.: Biegemaschinen auf der EMO 93. In: Blech Rohre Proﬁle 40 (1993), Nr. 11, S. 824–827 [IBIN80] Ibinger, K.; Spalke, H.: Oberﬂächenbehandlung von Umformwerkzeugen. In: Werkstatt und Betrieb 113 (1980), Nr. 3 [ISIN93] Ising, G.: Verwaltung inklusive. In: Industrie Anzeiger 35 (1993), S. 65–67 [ISLA03] Islamgaliev, R.K.; Yunusova, N.F.; et al.: Characteristics of superplasticity in an ultraﬁne-grained aluminum alloy processed by ECA pressing. In: Scripta Materialia 49 (2003), Nr. 5, S. 467–472

Literaturverzeichnis [ISO90] [ISO00] [ISO03] [ISO04a] [ISO04b] [JAHN81] [JANS99] [JEME47] [JOHN68] [JOLY96] [JOST66] [KAEH92] [KAHL82] [KAJD98] [KALC60] [KAPR98]

[KIEN54] [KIEN63] [KIEN68] [KITT93]

529

DIN ISO 286-1: ISO-System für Grenzmaße und Passungen, Teil 1: Grundlagen für Toleranzen, Abmaße und Passungen. Normenausschuss Länge und Gestalt (NLG), November 1990 DIN EN ISO 7799: Bleche und Bänder mit einer Dicke unter 3 mm, Hin- und Herbiegeversuch. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), Juli 2000 DIN EN ISO 20482: Bleche und Bänder – Tiefungsversuch nach Erichsen. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), Dezember 2003 DIN EN ISO 6507-1: Metallische Werkstoﬀe – Härteprüfung nach Vickers. Teil 1: Prüfverfahren. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), Juli 2004 DIN EN ISO 7438: Biegeversuch. Normenausschuss Materialprüfung (NMP), Mai 2004 Jahnke, H.; Retzke, R.; Weber, W.: Umformen und Schneiden. VEB Verlag Technik, Berlin, 1981, 5. Auflage Janschek, P.: Entwicklung einer Schmiedetechnologie zur Herstellung von Verdichterschaufeln aus γ-Titanaluminid. In: SchmiedeJournal (1999), Nr. 9, S. 22–23 Jemeljaneko, D.T.; Zukovsskij, B.D.: Das Kalibrieren von Walzen der kontinuierlichen Rohrwalzenstraßen. In: Stahl (1947), Nr. 7, S. 616–626 Johnston, R.; Fogg, B.; Chisholm: An Investigation into the Fine Blanking Process. In: Proceedings of the 96th Machine Tool Design and Research Conference. Birmingham, 1968, S. 397–410 Joly, P.A.; Mehrabian, R.: The Rheology of partial solid alloy. In: Journal of Materials Science (1996), Nr. 11, S. 1393ﬀ Jost, H.P.: Lubrication (Tribology) Education and Research – A Report of the Present Position and Industry’s Needs. Department of Education and Science, Her Majesty’s Stationary Oﬃce, London, 1966 Kaehler, K.: Zu neuen Einsätzen. In: Industrie Anzeiger 46 (1992), S. 21–23 Kahl, K.W.: Vorausbestimmung des Biegewinkels. In: Industrie Anzeiger 104 (1982), Nr. 85, S. 22–24 Kajdas, C.: Tribochemistry of Ceramics. In: Tribologia 2 (1998), S. 148–167 Kalckhoff, M.: Proﬁl-Streckziehen im Flugzeugbau. In: Metall 14 (1960), Nr. 3, S. 224–227 Kapranos, P.; Kirkwood, D.H.; Barkhudarov, M.R.: Modeling of Structural Breakdown During Rapid Compression of Semi-Solid Alloy Slugs. In: Bhasin, A.K.; et al. (Hrsg.): Proceedings of the 5th International Conference on Semi-Solid Processing of Alloys and Composites. Golden, Colorado, USA, 1998 Kienzle, O.; Timmerbeil, H.: Herstellung und Gestaltung durchgezogener enger Kragen an Fein- und Mittelblechen. In: Mitteilungen der Forschungsgesellschaft Blechverarbeitung. 1954, S. 2–9, 41–43, 66–70 Kienzle, O.; Meyer, M.: Verfahren zur Erzielung glatter Schnittﬂächen bei vollkantigem Schneiden von Blechen. Westdeutscher Verlag, Köln Opladen, 1963 Kienzle, O.: Mechanische Umformtechnik; Plastizitätstheorie, Werkstoﬀmechanik. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1968 Kittel, S.; Küpper, F.; et al.: Laserstrahlumformen von Blechen. In: Bänder Bleche Rohre (1993), Nr. 3, S. 54–62

530

Literaturverzeichnis

[KIUS03]

[KLAA93] [KLEI02] [KLIN56a] [KLIN56b] [KLIN56c] [KLOC02a] [KLOC02b] [KLOC03a] [KLOC03b] [KLOC03c] [KLOC04a]

[KLOC04b]

[KLOC04c]

[KLOC04d]

[KLOC04e]

Kiushi, M.: Neuere Entwicklungen auf dem Gebiet des ThixoSchmiedens. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. MAT INFO Werkstoﬀ-Informationsgesellschaft, Frankfurt, 2003 Klaas, F.; Kaehler, K.: Herstellung innovativer Hohlteilformen mit dem Innenhochdruckverfahren. In: 14. Umformtechnisches Kolloquium Hannover. 1993, S. 9/1–9/10 Kleiner, M.; Göbel, R.; et al.: Combinded Methods for the Prediction of Dynamic Instabilities in Sheet Metal Spinning. In: Annals of the CIRP 51 (2002), Nr. 1, S. 209–214 Klinger, R.; Krucker, E.: Praxis des Abkant- und Proﬁlpressens. In: Technische Rundschau 48 (1956), Nr. 20, S. 17–29 Klinger, R.; Krucker, E.: Praxis des Abkant- und Proﬁlpressens. In: Technische Rundschau 48 (1956), Nr. 21, S. 17–29 Klinger, R.; Krucker, E.: Praxis des Abkant- und Proﬁlpressens. In: Technische Rundschau 48 (1956), Nr. 26, S. 17–33 Klocke, F.; Raedt, H.: Innovationen in der Feinschneidtechnik. In: Werkstatttechnik online 92 (2002), Nr. 6, S. 268–272 Klocke, F.; Raedt, H.W.; et al.: Friction and Wear in Cold Forming. In: Proceedings of the International Conference Recent Developments in Metal Forming Technology. Columbus, Ohio, USA, 2002 Klocke, F.; Breuer, D.: FEM und KNN als Werkzeuge zur Bruchvorhersage in der Umformtechnik. In: Tagungsband 18. Jahrestreﬀen der Kaltmassivumformer. 2003 Klocke, F.; Kuwer, C.; et al.: Einsatz keramischer Werkzeuge in der Blechumformung. Abschlussbericht des AiF-Projektes 12575N. Forschungsvereinigung Stahlverformung (FSV), Hagen, 2003 Klocke, F.; Maßmann, T.; Kuwer, C.: Aktuelle Ansätze zur Verschleißminimierung in der Blechumformung. In: ZWF Zeitschrift für wirtschaftlichen Fabrikbetrieb 98 (2003), Nr. 10, S. 472–475 Klocke, F.; Breuer, D.: Using The Finite Element Method And Artiﬁcial Neural Networks To Predict Ductile Fracture In Cold Forming Processes. In: Proceedings of the 8th International Conference on Numerical Methods in Industrial Forming Processes. Columbus, Ohio, USA, 2004, S. 1944–1950 Klocke, F.; Kuwer, C.: Optimierung der Ziehkantengeometrie eines Keramikwerkzeuges. In: EFB-Kolloquium „Lösungen für die Verarbeitung moderner Blechwerkstoﬀe“. Europäische Forschungsgesellschaft für Blechverarbeitung e. V., Fellbach, 2004 Klocke, F.; Maßmann, T.; Grams, J.: Grundlagenuntersuchungen zum Einsatz umweltverträglicher Tribosysteme beim Zerspanen und in der Kaltumformung. In: Materialwissenschaft und Werkstoﬀtechnik 35 (2004), Nr. 10/11 Klocke, F.; Maßmann, T.; et al.: Carbon based tool coatings as an approach for environmentally friendly metal forming processes. In: Proceedings of the 2nd International Conference on Tribology in Manufacturing Processes. Nyborg, Denmark, 2004, Band 2 Forming Tribology Klocke, F.; Maßmann, T.; et al.: On the Tribological Performance of Newly Developed Rape Oil Based Biodegradable Lubricants for Cold Forging Processes. In: Annalen der Wissenschaftlichen Gesellschaft für Produktionstechnik (WGP): Production Engineering 11 (2004), Nr. 2

Literaturverzeichnis

531

[KLOC04f] Klocke, F.; Wehrmeister, T.: Laser-Assisted Metal Spinning of Advanced Materials. In: Proceedings of the Fourth LANE. Meisenbach Verlag, Bamberg, Erlangen, 2004, S. 1183–1192 [KNOT92] Knothe, K.; Wessels, H.: Finite Elemente – Eine Einführung für Ingenieure. Springer Verlag, Berlin, 1992, 2. Auflage [KOBA89] Kobayashi, S.; Oh, S.I.; Altan, T.: Metal Forming and the Finite Element Method. Oxford University Press, New York Oxford, 1989 [KÖNI54] König, H.: Glattwalzen. Schriftenreihe Feinbearbeitung. Deutscher Fachzeitschriften- und Fachbuchverlag Stuttgart, 1954 [KÖNI81a] König, W.; Rotter, F.; Muhr, R.: Glattwandige massgenaue Löcher im Stahlbau durch Feinschneiden. In: Industrie Anzeiger 103 (1981), S. 27–29 [KÖNI81b] König, W.; et al.: Blechumformung mit elastischen Wirkmedien. In: Industrie Anzeiger 103 (1981), Nr. 35, S. 20–23 [KÖNI82a] König, W.; Rotter, F.; et al.: Neue Möglichkeiten der Feinschneidtechnologie durch hochfeste perlitarme Stähle. In: Technisches Zentralblatt für praktische Metallbearbeitung 76 (1982), Nr. 3, S. 52–58 [KÖNI82b] König, W.; Rotter, F.; et al.: Stanzen von Löchern hoher Formtreue und Oberﬂächengüte in dickwandige Bauteile aus Stahl durch Anwendung der Feinschneidtechnologie. In: KfK-PFT Kernforschungszentrum Karlsruhe (1982), Nr. 18 [KÖNI83] König, W.; Weck, M.; Bartsch, G.: Kaltwalzen von Zahnrädern für Leistungsgetriebe – Bestimmung von Werkzeugproﬁl und Rohteilgeometrie – Tragfähigkeitsvergleich. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. Forschungsgesellschaft Umformtechnik mbH (FGU), Stuttgart, 1983 [KÖNI84] König, W.; Rotter, F.; Krapoth, A.: Feinschneiden dicker Bleche - Experiment und Theorie. In: Industrie Anzeiger 106 (1984), Nr. 14, S. 24–28 [KÖNI93a] König, W.; Koll, W.: Kaltﬂießpressen ohne Schmierstoﬀ, Dünne Schichten - große Leistung. In: Umformtechnik 27 (1993), Nr. 5 [KÖNI93b] König, W.; Weck, M.; et al.: Formgebung mit Laserstrahlung. In: VDI-Z 135 (1993), Nr. 4, S. 14–17 [KÖNI02] König, W.; Klocke, F.: Fertigungsverfahren, Band 1: Drehen, Fräsen, Bohren. VDI Verlag, Düsseldorf, 2002, 7. Auflage [KOPP87] Kopp, R.; Welschof, K.: Partielles Schmieden – ein ﬂexibles Umformverfahren zur Verbesserung der Energie- und Rohstoﬀausnutzung. In: Aluminium 63 (1987), Nr. 2, S. 168–172 [KOPP99] Kopp, R.; Wiegels, H.: Einführung in die Umformtechnik. Verlag Mainz, Aachen, 1999, 2. Auflage [KORF94] Korff, J.: Additive für Kühlschmierstoﬀe. In: Bartz, W.J.; et al. (Hrsg.): Additive für Schmierstoﬀe. Expert Verlag, RenningenMalmsheim, 1994 [KOST51] Kostron, H.: Zur Mathematik des Zugversuchs. In: Archiv für das Eisenhüttenwesen 22 (1951), S. 317–325 [KRÄM68] Krämer, W.: Beitrag zur Kraft- und Arbeitsermittlung beim Schneiden von Blech. In: Industrie Anzeiger 90 (1968), S. 361–365 [KRÄM69] Krämer, W.: Untersuchungen über das Genauschneiden von Stahl und NE-Metallen. Verlag W. Giradet, Essen, 1969 [KRAP78a] Krapfenbauer, H.: Kaltwalzen eng tolerierter Verzahnungen. In: Werkstatt und Betrieb 111 (1978), Nr. 10, S. 657–661

532

Literaturverzeichnis

[KRAP78b] Krapfenbauer, H.: Präzisionszahnräder, aus vollem Material kaltgewalzt. In: Technische Rundschau (1978), Nr. 21. Sonderdruck [KRAP79] Krapfenbauer, H.: Kaltgewalzte Präzisionsverzahnungen. In: VDIBerichte (1979), Nr. 332 [KRAP84] Krapfenbauer, H.: Neue Gesichtspunkte für die Fertigung von Stirnzahnrädern durch Kaltwalzen. In: Präzisions-Fertigungstechnik aus der Schweiz. Carl Hanser Verlag, München, 1984 [KRAU62] Krause, U.: Vergleich verschiedener Verfahren zum Bestimmen der Formänderungsfestigkeit bei der Kaltumformung. Dissertation, TH Hannover, 1962 [KRAU66] Krauss, W.: Neue Verfahren der Umformung von Blechen und Proﬁlen aus den USA. In: Bänder Bleche Rohre 7 (1966), Nr. 7, S. 403–408 [KREI82] Kreissig, B.; Schulz, W.: Kaltwalzen von Evolventenproﬁlen mit Flachbackenwerkzeugen (Roto-Flo-Verfahren), Band 4/82. Technische Akademie Esslingen, Eislingen/Fils, 1982, Lehrgang Zahnradfertigung [KREI83] Kreissig, B.: Kaltwalzen von Verzahnungen mit dem Roto-FloVerfahren. In: die maschine (dima) 37 (1983), Nr. 9 [KROH65] Krohn, P.: Das Glattwalzen zylindrischer Werkstücke im Einstechverfahren. Dissertation, TH Braunschweig, 1965 [KÜBE80] Kübert, M.: Aufbringen und Auswerten von Meßrastern beim Blechumformen. In: Werkstatt und Betrieb 113 (1980), Nr. 7, S. 483–487 [KÜBE81] Kübert, M.: Verfahrensbeschreibung und Anwendungsbeispiele zum Tiefziehen dicker Bleche mit und ohne Faltenbildung. In: Blech Rohre Proﬁle 28 (1981), Nr. 9, S. 404–408 [KUBL95] Kubli, W.; Reissner, J.: Optimisation of sheet-metal forming processes using the special purpose program „Autoform“. In: Journal of Material Processing Technology 50 (1995), S. 292–305 [KUHN58] Kuhn, W.: Untersuchungen über das Streckziehen von Stahlhülsen mit mehreren Ziehringen. Dissertation, TH Zürich, 1958 [KÜHN82] Kühne, R.: Ermittlung von Verfahrensgrenzen beim Drücken. In: Industrie Anzeiger 104 (1982), Nr. 102, S. 22–23 [KÜPP71] Küppers, W.: Das Verhalten nichtrostender Feinbleche beim Kragenziehen. In: Blech Rohre Proﬁle 10 (1971), S. 403–409 [KURS60] Kursetz, E.: Blechumformung im amerikanischen Flugzeugbau. In: Blech 7 (1960), Nr. 5, S. 260–268 [KURS65] Kursetz, E.: Umformung von Blechen und Proﬁlen auf Streckformmaschinen. In: Maschinenmarkt 71 (1965), Nr. 75, S. 21–24 [KURS69] Kursetz, E.: Kombiniertes Streckformen und Tiefziehen. In: Maschinenmarkt 75 (1969), Nr. 60, S. 1368–1370 [KURS71] Kursetz, E.: Das Streckformziehen als modernes Verfahren der Blechformteilherstellung. In: Technisches Zentralblatt für praktische Metallbearbeitung 65 (1971), Nr. 8, S. 357–362 [LANE55a] Lane, F.B.: Streckformen, eine neue Art der Blechumformung im Flugzeugbau. In: Luftfahrttechnik (1955), S. 91–96 [LANE55b] Lane, F.B.: Streckformmaschinen. In: Werkstatt und Betrieb 88 (1955), Nr. 5, S. 247–249 [LANG74] Lange, E.: Untersuchung des Tiefziehverhaltens von Feinblechen unter besonderer Berücksichtigung des Gelenkantriebes. Dissertation, TU Clausthal, 1974 [LANG81a] Lange, K.; Gräbener, T.: Untersuchung der Möglichkeiten für eine technologische Schmierstoﬀprüfung für Verfahren der Umformtechnik.

Literaturverzeichnis

[LANG81b] [LANG83]

[LANG90a] [LANG90b] [LANG90c] [LANG93] [LEE67]

[LEHM58] [LEYK78]

[LI95] [LIND65] [LIPP59] [LOWA01] [LUDO81] [LUDW09] [LUDW69] [LUIG90]

533

In: BMFT bei der DFVLR Köln (Hrsg.): Tribologie: Reibung, Verschleiß, Schmierung. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1981, Metallurgie, Werkstoﬀentwicklung, Rückgewinnung Lange, K.; Kling, E.: Entwicklungen in der Blechbearbeitungstechnik am Beispiel jüngerer Forschungsergebnisse. In: Blech Rohre Proﬁle 28 (1981), Nr. 3, S. 99–104 Lange, K.: Radialumformen – wirtschaftliche Herstellung von Halbzeugen im Rahmen gemischter ﬂexibler Fertigungssysteme. In: Tagungsband: Flexible Fertigungssysteme, Kolloquium zum SFB 155. Universität Stuttgart, 1983 Lange, K.: Umformtechnik - Handbuch für Industrie und Wissenschaft, Band 1: Grundlagen. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1990 Lange, K.: Umformtechnik - Handbuch für Industrie und Wissenschaft, Band 2: Massivumformung. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1990 Lange, K.: Umformtechnik - Handbuch für Industrie und Wissenschaft, Band 3: Blechbearbeitung. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1990 Lange, K.: Umformtechnik - Handbuch für Industrie und Wissenschaft, Band 4: Sonderverfahren, Prozesssimulation, Werkzeugtechnik, Produktion. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1993 Lee, D.; Backofen, W.A.: Superplasticity in some Ti- and Zr-alloys. In: Transactions of the Metallurgical Society of the American Institute of Mining, Metallurgical, and Petroleum Engineers (AIME) 239 (1967), S. 1034–1040 Lehmann, T.: Probleme des Blechbiegens. In: VDI-Z 100 (1958), Nr. 27, S. 1295–1300 Leykamm, H.: Berechnung der Fließkurve von Fließpressstählen und der Festigkeit, Bruchdehnung und Brucheinschnürung kaltumgeformter Werkstücke aus der Werkstoﬀanalyse nach Wagenbach. In: Draht 29 (1978), S. 648–651 Li, J.: Untersuchung der Wirkﬂächenreibung für die Finite-ElementeSimulation der Massivumformung. Dissertation, RWTH Aachen, 1995 Lindner, H.: Massivumformung von Stahl zwischen 600-900° - Halbwarmschmieden. Dissertation, TU Hannover, 1965 Lippmann, H.: Ebenes Hochkantbiegen eines schmalen Balkens unter Berücksichtigung der Verfestigung. In: Ingenieur-Archiv 27 (1959), S. 153 – 168 Lowak, H.; Vollrath, K.: Aluminium-Schmiedeteile mit hochinteressanten Leichtbauoptionen. In: Maschinenmarkt (2001), Nr. 32, S. 44–46 Ludowig, G.; Zicke, G.: Programmiersystem für das CNCWalzrunden. In: Werkstattstechnik, Zeitschrift für industrielle Fertigung 71 (1981), S. 287–291 Ludwik, P.: Elemente der technologischen Mechanik. Springer Verlag, Berlin, 1909 Ludwig, H.I.: Grundlagen und Anwendungsgebiete der Drückverfahren. In: Bänder Bleche Rohre 10 (1969), Nr. 9, S. 540–548, 623–629 und 667–676 Luig, H.; Bobke, T.: Beanspruchung und Schadensarten an Schmiedegesenken. In: Tribologie und Schmierungstechnik 37 (1990), Nr. 2, S. 76–81

534

Literaturverzeichnis

[LUIG93] [MACH81] [MAED68] [MANG83] [MANG01] [MARC73] [MARC79] [MASS93] [MATT03] [MAY61] [MCCL68] [MEIE01] [MERK03] [MESS01]

[MICH85] [MICH93] [MIKK70] [MILC78] [MISE13] [MÖHR62] [MÜCK95]

Luig, H.: Einﬂuß von Verschleißschutzschichten und Rohteilverzunderung auf den Verschleiß beim Schmieden. Dissertation, Hannover, 1993 Macherauch, E.: Praktikum in Werkstoﬀkunde. Vieweg Verlag, 1981 Maeda, T.; Nakagava, T.: Experimental Investigation on ﬁne blanking. In: Scientiﬁc papers of the Institute of physical and chemical research 62 (1968), S. 65–80 Mang, T.: Die Schmierung in der Metallbearbeitung. Vogel, Würzburg, 1983 Mang, T.; Dresel, W.: Lubricants and Lubrication. Wiley-VCH Verlag, Weinheim, 2001 Marciniak, Z.; Chodakowski, A.; Kopacz, Z.: Neue Verfahren zum plastischen Kaltumformen von Maschinenteilen. In: VDI-Z 115 (1973), Nr. 1, S. 9–12 Marciniak, Z.; Kopacz, Z.: WPM and WPMR transverse cold rolling process. In: Proceedings of the 1st International Conference on Rotary Metalworking Processes (RoMP 1). London, 1979, S. 367–380 Massberg, W.; Bugdoll, P.M.: Anbiegen im automatischen Walzrundprozeß. In: Blech Rohre Proﬁle 40 (1993), Nr. 6, S. 476–480 Matthes, K.J.; Riedel, F.: Fügetechnik - Überblick, Löten, Kleben, Fügen durch Umformen. Fachbuchverlag Leipzig im Carl Hanser Verlag, Leipzig, 2003 May, O.: Die Traktrix-Kurve, Ziehring mit schraubenförmiger Schulter und das Abstrecken durch mehrere Züge. In: Werkstattstechnik 51 (1961), Nr. 9, S. 476–479 McClintock, F.: A Criterion for Ductile Fracture by the Growth of Holes. In: Transactions of the American Society of Mechanical Engineers (ASME), Journal of Applied Mechanics 90 (1968), S. 363–371 Meier, H.; Gänsicke, B.: Verbesserung des Umformvermögens beim Walzrundbiegen mittels partieller Drucküberlagerung. In: Kolloquium „Erweiterung der Formgebungsgrenzen“. 2001, S. 14–18 Merkel, M.; Thomas, K.H.: Taschenbuch der Werkstoﬀe. Fachbuchverlag Leipzig, 2003 Messmer, G.: Simulation des Thixo-Schmiedens von Aluminiumlegierungen mit Flow-3D. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. MAT INFO WerkstoﬀInformationsgesellschaft, Frankfurt, 2001 Michaelis, R.: Präzisionsschmieden mit integrierter Wärmebehandlung. Dissertation, Universität Hannover, 1985 Michel, B.: In einem Arbeitsgang. In: Industrie Anzeiger 35 (1993), S. 26–28 Mikkers, J.: In: Bänder Bleche Rohre 11 (1970), Nr. 4, S. 223–228 Milcke, F.: Ermittlung der Längseigenspannungen in walzproﬂierten Kaltproﬁlen. Dissertation, TU Dortmund, 1978 von Mises, R.: Mechanik der festen Körper im plastisch deformablen Zustand. In: Nachrichten der Gesellschaft der Wissenschaften in Göttingen. 1913, Mathematisch Physikalische Klasse, S. 582–592 Möhrlin, W.: Die grundlegenden Tiefziehverfahren. In: Industrie Anzeiger 84 (1962), S. 1901–1904 Mücke, K.: Innen-Hochdruck-Umformen in der Serienfertigung. In: Blech Rohre Proﬁle 42 (1995)

Literaturverzeichnis [MÜLL60]

535

Müller, M.: Möglichkeiten und Beispiele für das Kaltrollen von Formteilen. In: Fertigungstechnik und Betrieb 10 (1960), Nr. 10, S. 582–588 [MÜLL69] Müller, H.: Vorgänge beim elektrohydraulischen und elektromagnetischen Umformen von metallischen Werkstücken. Berichte aus dem institut für umformtechnik, nr. 11, Universität Stuttgart, 1969 [MÜSC69] Müschenborn, W.: Untersuchungen der Formänderungen an zwei Ziehteilen mit Hilfe eines photochemisch aufgebrachten Netzgitters. In: Thyssenforschung 1 (1969), Nr. 3, S. 109–115 [MÜSC72] Müschenborn, W.; et al.: Die erzeugungsbedingten Gütemerkmale von kaltgewalztem Feinblech unter dem Blickwinkel der Kaltumformbarkeit. In: Thyssenforschung 4 (1972), Nr. 1+2, S. 43–55 [MÜSC74] Müschenborn, W.: Herstellung und Eigenschaften von hochfestem kaltgewalztem Feinblech aus mikrolegiertem Stahl. In: Thyssen Technische Berichte 6 (1974), Nr. 1, S. 22–27 [NAKA93] Nakagawa, T.: Neue Entwicklungen bei der Fertigung von Karosserieteilen. In: Blech Rohre Proﬁle 40 (1993), Nr. 12, S. 906–909 [NEUD04] Neudecker, T.: Tribologische Eigenschaften keramischer Blechumformwerkzeuge – Einﬂuss einer Oberﬂächenendbearbeitung mittels Excimerlaserstrahlung. Dissertation, Erlangen-Nürnberg, 2004 [NITT04a] Nittel, K.: Chemische Beschichtungssysteme als Schmierstoﬀträger für die Massivumformung. In: Bartz, W. (Hrsg.): Tribologie und Schmierung bei der Massivumformung. Expert Verlag, RenningenMalmsheim, 2004 [NITT04b] Nittel, K.: Seifen und Festschmierstoﬀe für die Kaltmassivumformung. In: Bartz, W. (Hrsg.): Tribologie und Schmierung bei der Massivumformung. Expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 2004 [NN72] NN: Streckziehpressen. Fritz Müller Pressenfabrik, Esslingen, 1972 [NN75] NN: Fabricating Wiggin Nickel Alloys, Band 3590. Henry Wiggin & Comp. (Ltd.), Hereford, England, 1975 [NN79] NN: Firmenschrift. Fa. Hilgeland, 1979 [NN80] NN: Fertigung von Präzisionsrohren mit CNC-gesteuerten Streckdrückmaschinen. In: Industrie Anzeiger 102 (1980), Nr. 43, S. 22–23 [NN81a] NN: Das Incremental-Verfahren. Fa. Escoﬁer & Cie., Chalon-sur Saöne, Frankreich, 1981 [NN81b] NN: Herstellung von rotationssymmetrischen Hohlkörpern durch Drücken. In: Industrie Anzeiger 103 (1981), Nr. 93, S. 22–23 [NN82a] NN: Entwicklungen und Trends beim Metalldrücken. In: Blech Rohre Proﬁle 29 (1982), Nr. 6, S. 255 [NN82b] NN: Mitteilungen. Fa. MBB/VFh, Bremen, 1982 [NN86] NN: Niedriglegierte Kupferwerkstoﬀe. Deutsches Kupfer Institut e. V., Düsseldorf, 1986 [NN87] NN: Fertigungsprozesse mit neuen Leistungs- und Anwendungsbereichen. Produktionstechnik: Auf dem Weg zu integrierten Systemen. In: AWK, Aachener Werkzeugmaschinenkolloquium. VDI Verlag, 1987, S. 301–348 [NN88] NN: Kupfer-Zink-Legierungen Messing und Sondermessing. Deutsches Kupferinstitut e. V., Düsseldorf, 1988 [NN94a] NN: Schmiedeteile – Gestaltung, Anwendung, Beispiele. Infostelle Industrieverband Massivumformung e. V., Hagen, 1994 [NN94b] NN: Werkzeugwechsler für Gesenkbiegepressen. In: Blech Rohre Proﬁle 41 (1994), Nr. 2, S. 116

536

Literaturverzeichnis

[NN95] [NN96] [NN01a] [NN01b] [NN01c] [NN03] [NN04] [NOVO02]

[OEHL44] [OEHL63] [OEHL64a] [OEHL64b] [OEHL72] [OEHL83] [OEHL01] [OPIT62] [OROW43] [OYAN80] [PADM80] [PAHL66] [PANK64] [PANK66a] [PANK66b]

NN: PARCOM Decision 95/1 on the Phasing Out of Short Chained Chlorinated Paraﬃns. Convention for the Prevention of Marine Pollution from Land-Based Sources, Paris, 1995 NN: Handbuch der Umformtechnik. Springer Verlag, Berlin Heidelberg, 1996 NN: Forschung und Entwicklung – Wir denken Stahl weiter. ThyssenKrupp Stahl AG, Duisburg, 2001 NN: Kupfer. Deutsches Kupfer Institut e. V., Düsseldorf, 2001 NN: Massivumformtechniken für die Fahrzeugindustrie – Varfahren, Werkstoﬀe und Entwicklung, Band 213 von Die Bibliothek der Technik. Verlag Moderne Industrie, Landsberg/Lech, 2001 NN: Bronze – unverzichtbarer Werkstoﬀ der Moderne. Deutsches Kupfer Institut e. V., Düsseldorf, 2003 NN: Kupfer-Zinn-Knetlegierungen (Zinnbronzen). Deutsches Kupfer Institut e. V., Düsseldorf, 2004 Novotny, S.: Innenhochdruck-Umformen von Blechen aus Aluminium- und Magnesiumlegierungen bei erhöhter Temperatur. Dissertation, Friedrich-Alexander-Universität Erlangen Nürnberg, 2002 Oehler, G.: Scharfkantiges Biegen dicker Bleche. In: Werkstattechnik 38 (1944), S. 157 –158 Oehler, G.: Biegen. Carl Hanser Verlag, München, 1963 Oehler, G.: Das zylindrische Stülpziehen unter ölhydraulischen Pressen. In: Werkstatt und Betrieb 97 (1964), Nr. 10, S. 133–134 Oehler, G.: Streckziehmaschine für Teile großer Abmessungen. In: Mitteilungen der Forschungsgesellschaft Blechverarbeitung (1964), Nr. 1/2, S. 20–22 Oehler, G.: Blechdurchzüge für Gewinde. In: Werkstattstechnik, Zeitschrift für industrielle Fertigung 62 (1972), Nr. 7, S. 386–388 Oehler, G.: Einﬂuss der Rückfederung auf Maßtoleranzen an Blechen. In: Bänder Bleche Rohre 30 (1983), Nr. 3, S. 99 Oehler, G.; Kaiser, F.: Schnitt-, Stanz- und Ziehwerkzeuge. Springer Verlag, 2001, 7. Auflage Opitz, H.: Stand und Bedeutung der Technologie der Fertigungsverfahren. In: Industrie Anzeiger 9 (1962), Nr. 72, S. 1709–1720 Orowan, E.: In: Proceedings of the Institute of Mechanical Engineers 150 (1943), S. 140–167 Oyane, M.; Sato, T.; Okimoto, K.: Criteria for Ductile Fracture and their Applications. In: Journal of Mechanical Working Technology 4 (1980), S. 65–81 Padmanabhan, K.; Davies, G.J.: Superplasticity. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1980 Pahlitzsch, G.; Krohn, P.: Über das Glattwalzen zylindrischer Werkstücke im Einstechverfahren. In: Werkstattstechnik 56 (1966), S. 2–12 Panknin, W.: Die Bestimmung der Fließkurve und der Dehnungsfähigkeit von Blechen durch den hydraulischen Tiefungsversuch. In: Industrie Anzeiger 49 (1964), S. 915–918 Panknin, W.: Bedeutung der Werkstoﬀeigenschaften für die Verarbeitung von Blech. In: Grundlagen der bildsamen Formgebung. Verlag Stahleisen GmbH, 1966, S. 364–383 Panknin, W.: Sonderverfahren der Tiefziehtechnik. In: Grundlagen der bildsamen Formgebung. Verlag Stahleisen GmbH, 1966, S. 489–503

Literaturverzeichnis [PANK70]

537

Panknin, W.: Gesetzmäßigkeiten des Ziehens und Drückens bei der Blechumformung. In: Zeitschrift für Metallkunde 61 (1970), Nr. 6, S. 407–414 [PANK77] Panknin, W.: Herstellung zweiteiliger Dosen durch Tiefziehen und Abstreckziehen. In: Werkstatt und Betrieb 110 (1977), Nr. 6, S. 380– 384 [PANK90] Pankert, R.: Aufrauhen von Arbeitswalzen in Kaltwalzwerken. In: Stahl und Eisen 110 (1990), Nr. 3, S. 55–60 [PAWE64] Pawelski, O.: Ein neues Gerät zum Messen des Reibungsbeiwertes bei plastischen Formänderungen. In: Stahl und Eisen 84 (1964), Nr. 20, S. 1233–1243 [PAWE76] Pawelski, O.: Wege und Grenzen der Plastomechanik bei der Anwendung in der Umformtechnik, Band 256. Westdeutscher Verlag, 1976 [PEAR34] Pearson, C.E.: The Viscous Properties of Extruded Eutectic Alloys of Lead-Tin and Bismuth-Tin. In: The Journal of the Institute of Metals 54 (1934), S. 111–124 [PERE92a] Perevezentsev, V.N.; et al.: The theory of structural superplasticity I. In: Acta metallurgica et materialia 40 (1992), Nr. 5, S. 887–894 [PERE92b] Perevezentsev, V.N.; et al.: The theory of structural superplasticity II. In: Acta metallurgica et materialia 40 (1992), Nr. 5, S. 895–905 [PETE02] Peters, M.; Leyens, C.: Titan und Titanlegierungen. Wiley VCH, Weinheim, 2002 [PETE04] Peter, A.: Entwicklung eines Modells zur Abbildung der Reibverhältnisse beim Innenhochdruck-Umformen. Dissertation, Technische Universität Darmstadt, 2004 [PETZ94] Petzow, G.; Carle, V.: Metallographisches, keramographisches, plastographisches Ätzen. Bornträger, Berlin Stuttgart, 1994, 6. vollständig überarbeitete Auflage [PFES97] Pfestorf, M.: Funktionale 3D-Oberﬂächenkenngrößen in der Umformtechnik. Dissertation, Erlangen-Nürnberg, 1997 [PHIL82] Philippe, J.; Muth, H.W.; Lubich, V.: Werkzeugwerkstoﬀe für das Schmieden. In: VDI-Berichte (1982), Nr. 432 [PISC95] Pischel, H.: Bewährtes Innenhochdruck-Umformen. In: Werkstatt und Betrieb 128 (1995) [PÖHL84] Pöhlandt, K.: Vergleichende Betrachtung der Verfahren zur Prüfung der plastischen Eigenschaften metallischer Werkstoﬀe. Dissertation, Universität Stuttgart, 1984 [PÖHL99] Pöhlandt, K.: Werkzeuge der Kaltmassivumformung, Band 581 von Kontakt & Studium. Expert Verlag, 1999 [POPP04] Popp, U.; U.Engel: Micro Texturing of Cold Forging Tools - Inﬂuence on Tool Life. In: Proceedings of the 2nd Int. Conf. on Tribology in Manufacturing Processes. Nyborg, Denmark, 2004 [PRAG54] Prager, W.; Hodge, P.G.: Theorie idealplastischer Körper. Springer Verlag, Wien, 1954 [PUGH70] Pugh, H.L.D.: The mechanical behaviour of materials under pressure. Elsevier Publishing Co. FtD., Amsterdam London New York, 1970 [QUAA96] Quaak, C.J.: Rheology of partial solidiﬁed Aluminium Composites. Dissertation, TU Delft, 1996 [QUIN62] Quinn, T.F.J.: The role of oxidation in the mild wear of steel. In: Brit. J. Appl. Phys. 13 (1962), Nr. 33 [RADT65] Radtke, H.: Der Umformvorgang beim Stülpziehen. In: Mitteilungen der Forschungsgesellschaft Blechverarbeitung (1965), Nr. 11, S. 185– 195

538

Literaturverzeichnis

[RADT79]

Radtke, H.: Scharfkantiges Formbiegen hochfester Blechwerkstoﬀe. In: Maschinenmarkt 85 (1979), Nr. 10, S. 158–160 [RAED02] Raedt, J.W.: Grundlagen für das schmiermittelreduzierte Tribosystem bei der Kaltumformung des Einsatzstahles 16MnCr5. Dissertation, RWTH Aachen, 2002 [RAPA04] Rapaport, D.C.: The Art of Molecular Dynamics Simulation. Cambridge University Press, 2004, 2nd Edition [RAUT75] Rauter, A.; Reissner, J.: Ein Beitrag zur Theorie des Kragenziehprozesses. In: Bänder Bleche Rohre 11 (1975), S. 461–463 [REDD93] Reddy, J.N.: An Introduction to the Finite Element Method. McGraw-Hill, New York, 1993, 2nd Edition [REIC51] Reicherter, K.: Untersuchungen über das plastische Verhalten zylindrischer Proben im Druckversuch. Dissertation, TH Stuttgart, 1951 [REIH59] Reihle, M.: Verhalten des Gleitreibungskoeﬃzienten von Tiefziehblechen bei hohen Flächenpressungen. Dissertation, TH Stuttgart, 1959 [REIH61] Reihle, M.: Ein einfaches Verfahren zur Aufnahme von Fließkurven von Stahl bei Raumtemperatur. In: Archiv für das Eisenhüttenwesen 32 (1961), S. 331–336 [REIS76] Reissner, J.; et al.: Das Grenzaufweitverhältnis beim Kragenziehen in Feinblechen. In: Maschinenmarkt 82 (1976), Nr. 99, S. 1919–1920 [RENT97] Rentsch, C.: Feinschneiden mit beschichteten Werkzeugen. Dissertation, RWTH Aachen, 1997 [RICE69] Rice, J.R.; Tracey, D.: On the Ductile Enlargement of Voids in Triaxial Stress Fields. In: Journal of the Mechanics and Physics of Solids 17 (1969), S. 201–217 [RIED03] Riedel, F.; Lang, H.; et al.: Fügetechnik. Fachbuchverlag Leipzig im Carl Hanser Verlag, München Wien, 2003 [RISC04] Risch, C.; Beerwald, C.; et al.: On the Signiﬁcance of the Die Design for Electromagnetic Sheet Metal Forming. In: Kleiner, M. (Hrsg.): Proceedings of the 1st International Conference on High Speed Forming. Dortmund, 2004 [ROLL81] Roll, K.: Stand moderner numerischer Lösungsverfahren für die Berechnung der Verfahrensgrößen beim Kaltmassivumformen. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. Forschungsgesellschaft Umformtechnik mbH, Stuttgart, 1981 [ROLL93] Roll, K.; Tekkaya, A.E.: Numerische Verfahren der Prozesssimulation in der Umformtechnik. In: Lange, K. (Hrsg.): Umformtechnik, Handbuch für Industrie und Wissenschaft. Springer Verlag, Berlin Heidelberg, 1993, Band 4: Sonderverfahren, Prozesssimulation, Werkzeugtechnik, Produktion [ROLL01] Roll, K.; Bobbert, S.: Potentiale und Perspektiven der wirkmedienbasierten Blechumformung im Fahrzeugbau. In: Siegert, K. (Hrsg.): Kolloquium Wirkmedienumformung. LFU, Dortmund, 2001, S. 95–100 [ROMA71] Romanowski, W.P.: Handbuch der Stanzereitechnik. VEB Verlag Technik, Berlin, 1971 [ROTT84] Rotter, F.: Feinschneiden dicker Bleche. Dissertation, RWTH Aachen, 1984 [ROTT85] Rotter, F.: Genaue Werkstücke wirtschaftlich fertigen. In: Industrie Anzeiger 26 (1985), S. 17–21 [RÜDI81] Rüdinger, K.: Zum Umformverhalten von bandgefertigtem Titanblech. In: Blech Rohre Proﬁle 28 (1981), Nr. 6, S. 234–237 [RUPP97] Rupp, M.: Möglichkeiten und Grenzen der Kaltmassivumformung zinkphosphatschichtfreier Drähte. Dissertation, TU Darmstadt, 1997

Literaturverzeichnis [RYBK77]

539

Rybke, Z.K.J.: Proﬁle Rolling of Involute Splines. In: Metallurgia and Metal Forming (1977), S. 201–204 [SACH24] Sachs, G.: Einﬂuss der Probenhöhe auf den Stauchversuch. In: Metallkunde 16 (1924), S. 55–58 [SACH27] Sachs, G.: Z. In: Zeitschrift für Angewandte Mathematik und Mechanik 7 (1927), S. 235 [SACH51] Sachs, G.: Roll forming and drawbench forming straight sections. In: Corporation, R.P. (Hrsg.): Principles and Methods of Sheet Metal Fabricating. New York, 1951 [SACH74] Sachs, G.; Expey, G.: Eﬀect of spacing between die in the tandem drawing of tubular parts. In: Transactions of the American Society of Mechanical Engineers (ASME) (1974), S. 139–143 [SALM82] Salmang, H.; Scholze, H.: Keramik, Teil 1: Allgemeine Grundlagen und wichtige Eigenschaften. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1982 [SALM83] Salmang, H.; Scholze, H.: Keramik, Teil 2: Keramische Werkstoﬀe. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1983 [SANS67] Sanson, M.: Blechformung durch Streckziehpressen. In: Technisches Zentralblatt für praktische Metallbearbeitung 61 (1967), Nr. 3, S. 147– 149 [SCHÄ93] Schäfer, R.: Feinschneiden und Umformen elektrotechnischer Bauteile. In: Schweizer Präzions-Fertigungstechnik (1993), S. 30–34 [SCHE76] Schelosky, H.: Beitrag zum Verhalten superplastischer Werkstoﬀe beim Massivumformen. Dissertation, Universität Stuttgart, 1976 [SCHI62] Schimz, K.: Kaltformﬁbel II. Draht-Welt. Triltsch Verlag, Düsseldorf, 1962 [SCHI93] Schilling, R.: Umform-Eigenspannungen in Blechen berechnen mit der FE-Methode. In: Bänder Bleche Rohre 34 (1993), Nr. 7, S. 29–32, 37–38 [SCHL77] Schlosser, D.: Geometrische Eigenschaften tiefgezogener kreiszylindrischer Näpfe. Dissertation, Universität Stuttgart, 1977 [SCHM81] Schmoeckel, D.; Eichner, K.W.; Neff, F.J.: Lagebericht: Verzahnungen durch Umformen. In: Werkstatt und Betrieb 113 (1981), Nr. 12, S. 33–34 [SCHM88] Schmoeckel, D.; Schlagau, S.: Verbesserung der Verfahrensgrenzen beim Kragenziehen durch Überlagerung von Druckspannungen. In: Annals of the CIRP Vol. 37/1. 1988, S. 271–274 [SCHM94] Schmidt, P.F.: Aufbau eines Rasterelektronenmikroskops. In: Schmidt, P.F. (Hrsg.): Praxis der Rasterelektronenmikroskopie und Mikrobereichsanalyse. Expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 1994 [SCHN92] Schneider, C.; Prange, W.: „Tailored blanks“ - ein Werkstoﬀ für neue Formen der Konstruktion. In: Thyssen Technische Berichte (1992), Nr. 1, S. 97–106 [SCHR84] Schröder, G.: Isothermschmieden – Ein neuer Weg für die Präzisionsumformtechnik. In: der ehemaligen Mitarbeiter des Instituts für Umformtechnik Stuttgart e. V., V. (Hrsg.): Umformtechnik ’84 – Festschrift zum 65. Geburtstag von Professor Dr.-Ing. K. Lange. Stuttgart, 1984 [SCHR93a] Schröder, G.: Umformen bei besonderen Werkstoﬀzuständen. In: Lange, K. (Hrsg.): Umformtechnik, Handbuch für Industrie und Wissenschaft. Springer Verlag, Berlin Heidelberg, 1993, Band 4: Sonderverfahren, Prozesssimulation, Werkzeugtechnik, Produktion

540

Literaturverzeichnis

[SCHR93b] Schröder, G.: Umformen von Nickelbasislegierungen (Superlegierungen). In: Lange, K. (Hrsg.): Umformtechnik, Handbuch für Industrie und Wissenschaft. Springer Verlag, Berlin Heidelberg, 1993, Band 4: Sonderverfahren, Prozesssimulation, Werkzeugtechnik, Produktion [SCHR04] Schruff, I.: Der Einﬂuss des Werkzeugstahles auf den Werkzeugverschleiß beim Gesenkschmieden. In: Bartz, W. (Hrsg.): Tribologie und Schmierung bei der Massivumformung. Expert Verlag, RenningenMalmsheim, 2004 [SCHU64] Schuler, L.: Handbuch für die spanlose Formgebung. Ernst Klett Verlag, 1964 [SCHÜ73] Schürmann, E.; et al.: Zur Verzunderung von unlegiertem Stahl. In: Archiv für das Eisenhüttenwesen 44 (1973), Nr. 12, S. 927–934 [SCHU89] Schunk, U.: Gewindeherstellung mit Rollköpfen. In: VDI-Z 131 (1989), Nr. 8, S. 106–110 [SCHU04a] Schulz, J.: Alternativen zu chlorhaltigen Produkten. In: TribologieFachtagung: Reibung, Schmierung und Verschleiß. Gesellschaft für Tribologie e. V., Göttingen, 2004 [SCHU04b] Schumann, H.; Oettel, H.: Metallographie. Wiley-VCH, Weinheim, 2004, 14. wesentlich überarbeitete und erweiterte Auflage [SCHW87] Schwager; et al.: Neue Verfahrenskombinationen UmformenSpanen. In: Blech Rohre Proﬁle 34 (1987), Nr. 11, S. 739–742 [SEID04] Seidel, H.: Schmierstoﬀe für Massivumformprozesse im Warm- und Halbwarmbereich. In: Bartz, W. (Hrsg.): Tribologie und Schmierung bei der Massivumformung. Expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 2004 [SELL55] Sellin, W.: Tiefziehtechnik. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1955 [SEML73] Semlinger, E.: Stanztechnik. Vieweg Verlag, Braunschweig, 1973, 2. Auflage [SHAH57] Shah, P.: Der Umformvorgang bei der Erzeugung von Rillen. Dissertation, TH Hannover, 1957 [SHAW63] Shaw, M.: The role of friction in deformation processing. In: Wear 6 (1963), S. 140–158 [SIEB27] Siebel, E.; Pomp, A.: Die Ermittlung der Formänderungsfestigkeit von Metallen aus dem Stauchversuch. In: Mitteilungen des KaiserWilhelm-Institut für Eisenforschung 9 (1927), S. 157–171 [SIEB32] Siebel, E.: Die Formgebung im bildsamen Zustand. Verlag Stahleisen, Düsseldorf, 1932 [SIEB48] Siebel, E.; Schwaigerer, S.: Zur Mechanik des Zugversuchs. In: Archiv für das Eisenhüttenwesen 19 (1948), S. 145–152 [SIEB52] Siebel, E.: Werkstoﬀmechanik. In: VDI-Z 14 (1952), S. 465–71 [SIEB54] Siebel, E.; Weiss, H.: Untersuchungen über das Abstrecken. In: Mitteilungen der Forschungsgesellschaft Blechverarbeitung (1954), Nr. 11 [SIEB55] Siebel, E.; Beisswänger, H.: Tiefziehen. Carl Hanser Verlag, München, 1955 [SIEB62] Siebel, E.: Grundlagen und Begriﬀe der bildsamen Formgebung. VDI Verlag, Düsseldorf, 1962 [SIEG92] Siegert, K.; Werle, T.: Verfahrenskombination verbessert Umformteile aus Blech. In: Wissenschaft und Technik (1992), Nr. 4, S. 66–68 [SIKO63] Sikorski, M.: Correlation of the coeﬃcient of adhesion with various physical and mechanical properties of metals. In: Transactions of the American Society of Mechanical Engineers (ASME) 85 (1963), Nr. 279

Literaturverzeichnis [SING76] [SPAL81] [SPUR83] [SPUR84] [SPUR85] [SPUR86] [STAE98] [STAH92] [STAH93] [STEE99] [STEI99]

[STEN65] [STEN82] [STRA80] [STRA82]

[STRI71] [STRO70] [SU94] [SUH73] [SUY77] [TELG80]

541

Singer, H.: Wirtschaftliches Feinschneiden mit optimalen Werkstoffen. In: Technische Rundschau (1976), Nr. 12, S. 13–14 und 19–21 Spallarassa, G.; Gropetti, R.: Numerisch gesteuertes Streckziehen. In: Werkstatt und Betrieb 114 (1981), Nr. 8, S. 565–567 Spur, G.; Söferle, T.: Handbuch der Fertigungstechnik Band 2/1 Umformen. 1983 Spur, G.; Söferle, T.: Handbuch der Fertigungstechnik Band 2/2 Umformen. 1984 Spur, G.; Söferle, T.: Handbuch der Fertigungstechnik Band 2/3 Umformen und Zerteilen. 1985 Spur, G.; Stöferle, T.: Handbuch der Fertigungstechnik, Band 5: Fügen, Handhaben, Montieren. Carl Hanser Verlag, München Wien, 1986 Staeves, J.: Beurteilung der Topographie von Blechen im Hinblick auf die Reibung bei der Umformung. Dissertation, Darmstadt, 1998 Stahl, W.: Schonende Behandlung der Oberﬂäche. In: SMM Schweizer Maschinenmarkt 37 (1992), S. 24–29 Stahl, W.: Schneller Wechsel. In: Maschinenmarkt 99 (1993), Nr. 35, S. 32–35 Steenberg, T.; Olsen, J.; et al.: Estimation of temperature in the lubricant ﬁlm during cold forging of stainless steel based on studies of phase transformations in the ﬁlm. In: Wear 232 (1999), S. 140–144 Steinhoff, K.; Kapoor, A.; Guillon, N.: Controlled wear as mechanism for the design of geometrically deﬁned nanometric surface structures on forming tools. In: Advanced Technology of Plasticity. Springer Verlag, Berlin, 1999, Band 1 Stenger, H.: Über die Abhängigkeit des Formänderungsvermögens metallischer Werkstoﬀe vom Spannungszustand. Dissertation, RWTH Aachen, 1965 Stenzhorn, F.: Beitrag zur empirisch-theoretischen Vorausplanung des Freiformschmiedens großer Blöcke mit Hohlräumen. Dissertation, RWTH Aachen, 1982 Strasser, F.: Blechdurchzüge. In: Werkstatt und Betrieb 113 (1980), Nr. 1, S. 50–52 Straßburger, C.; Maid, O.; Müschenborn, W.; König, W.; Rotter, F.: Feinschneidbarkeit von Warmbändern aus höherfesten, mikrolegierten und sulﬁdkontrollierten Feinkornbaustählen. In: Thyssen Technische Berichte 2 (1982), S. 146–153 Strigens, P.: Zum Einﬂuss der Oberﬂächenverfestigung auf die Dauerfestigkeit von Stählen. Dissertation, TH Darmstadt, 1971 Stromberger, C.; Pfaff, K.O.: Lochen von austenitischen Feinblechen mit Stempeln kleinen Durchmessers. In: Werkstatt und Betrieb 103 (1970), Nr. 2, S. 135–140 Su, J.: Auslegung von Fließpressmatrizen mit der Boundary-ElementMethode im Verbund mit CAD-Systemen. Dissertation, TU Stuttgart, 1994 Suh, N.: The delamination theory of wear. In: Wear 25 (1973), Nr. 111 Suy, J.: Ziehen unregelmäßiger Blechteile. In: Industrie Anzeiger 99 (1977), S. 1704–1706 Telgentren, G.: Oberﬂächenfeinwalzen. In: Werkstatt und Betrieb 113 (1980), S. 408–413

542

Literaturverzeichnis

[TELG83]

Telgentren, G.: Aufbohren, Schälen und Glattwalzen von Rohren. In: Werkstattstechnik 73 (1983), S. 695–696 [TELG84] Telgentren, G.: Eingeebnet – Glätten von Oberﬂächen mit Walzverfahren. In: Maschinenmarkt 92 (1984), Nr. 24, S. 29–32 [TERL01] Terlinde, G.; Witulski, T.; Fischer, G.: Schmieden von Titan. In: Siegert, K. (Hrsg.): Neuere Entwicklungen in der Massivumformung. MAT INFO Werkstoﬀ-Informationsgesellschaft, Frankfurt, 2001 [THAM61] Thamasett, E.: Kräfte und Grenzformänderungen beim Abstreckdrücken zylindrischer, rotationssymmetrischer Hohlkörper aus Aluminium. Dissertation, TU Stuttgart, 1961 [THIE67] Thiessen, P.; Meyer, K.; Heinicke, G.: Grundlagen der Tribochemie. Akademie Verlag, Berlin, 1967 [THOM69] Thomsen, T.H.; et al.: The forming of superplastic sheet-metal in bulging dies, Final Report “Deformation processing of anisotropic materials“. Massachusetts Institute of Technology, 1969 [TIES02] Tiesler, N.: Grundlegende Untersuchungen zum Fließpressen metallischer Kleinstteile. Dissertation, Uni Erlangen, 2002 [TIET93] Tietmann, A.L.: Gießschmieden und Thixoschmieden von Aluminiumknetlegierungen. Dissertation, RWTH Aachen, 1993 [TIET94] Tietz, H.D. (Hrsg.): Technische Keramik. VDI Verlag, Düsseldorf, 1994 [TIMM56] Timmerbeil, F.W.: Der Einﬂuß der Schneidkantenabnutzung auf den Schneidvorgang am Blech. In: Werkstattechnik und Maschinen 46 (1956), S. 58–66 [TÖLK70] Tölke, K.D.: Unerwünschte Verformungen und Proﬁlverkrümmungen beim Walzproﬁlieren. Dissertation, TU Hannover, 1970 [TOUS00] Toussant, A.: Einﬂuss des Werkzeugverschleißes auf die Teilequalität beim Scherschneiden von Elektroblechen. Dissertation, TU München, 2000 [TRES64] Tresca, H.: Sur l’écoulement des corps solides soumis á de fortes pressions. In: Comptes Rendus de l’Académie des Sciences (Paris) 59 (1864), S. 754–764 [TRIS64] Trisevskij, I.S.; Klepanda, V.V.; Skokov, F.I.: Kaltgeformte Stahlleichtproﬁle. Büro Neue Technik WB Stahl- und Walzwerke, Berlin, 1964 [TSCH77] Tschätsch, H.: Taschenbuch Umformtechnik: Verfahren, Maschinen, Werkzeuge. Hanser Verlag, München Wien, 1977, 1. Auflage [TURN71] Turno, A.; Romanowski, M.; et al.: Spanlose Herstellung von Zahnrädern und verzahnten Werkstücken. VDI Verlag, Düsseldorf, 1971 [UHLM04] Uhlmann, E.; Jurgasch, D.: New Impulses in the Forming of Magnesium Sheet Metals. In: Kleiner, M. (Hrsg.): Proceedings of the 1st International Conference on High Speed Forming. Dortmund, 2004 [ULLM04] Ullmann, R.: Tribologie und Schmierung in der Massivumformung Fließpressöle für die Kaltmassivumformung. In: Bartz, W. (Hrsg.): Tribologie und Schmierung bei der Massivumformung. Expert Verlag, Renningen-Malmsheim, 2004 [VAHL04] Vahl, M.: Beitrag zur gezielten Beeinﬂussung des Werkstoﬀ ﬂusses beim Innenhochdruck-Umformen von Blechen. Dissertation, FriedrichAlexander-Universität Erlangen-Nürnberg, 2004 [VATE70] Vater, M.; Stapper, H.: Biegen von Grobblechen zu U-Proﬁlen mit Gegenhalter. In: Mitteilungen der Deutschen Forschungsgesellschaft

Literaturverzeichnis

[VDI76] [VDI77] [VDI79] [VDI86] [VDI89] [VDI92] [VDI94] [VDI97] [VDI98] [VDI99a] [VDI99b] [VDI00] [VDI01] [VDI02]

[VDI04] [VOIG88] [VOLL96] [VOLL00] [VOVK04] [VULC04] [WAGE99]

543

für Blechverarbeitung und Oberﬂächenbehandlung (DFBO) 21 (1970), S. 153–55 VDI 3137: Begriﬀe, Benennungen, Kenngrößen des Umformens. Verein Deutscher Ingenieure, Januar 1976 VDI 3166: Halbwarmﬂießpressen von Stahl. Verein Deutscher Ingenieure, April 1977 VDI/VDE 2251: Feinwerkelemente. Blatt 2: Stauch- und Biegeverbindungen. Verein Deutscher Ingenieure / Verband der Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik, Januar 1979 VDI 3176: Vorgespannte Presswerkzeuge für das Kaltmassivumformen. Verein Deutscher Ingenieure, Oktober 1986 VDI 3174-1: Walzen von Außengewinden. Verein Deutscher Ingenieure, Juli 1989 VDI 3198: Beschichten von Werkzeugen der Kaltmassivumformung – CVD- und PVD-Verfahren. Verein Deutscher Ingenieure, August 1992 VDI 2906: Schnittﬂächenqualität beim Schneiden, Beschneiden und Lochen von Werkstücken aus Metall, Blatt 5 Feinschneiden. Verein Deutscher Ingenieure, Mai 1994 VDI 3186-2: Werkstoﬀe für Kaltﬂießpresswerkzeuge – Anleitung zur Gestaltung, Bearbeitung und Eigenschaftenverbesserung. Verein Deutscher Ingenieure, April 1997 VDI 3138-1: Kaltmassivumformen von Stählen und NE-Metallen. Verein Deutscher Ingenieure, März 1998 VDI 3138-2: Kaltmassivumformen von Stählen – Anwendung, Arbeitsbeispiele, Wirtschaftlichkeitsbetrachtung für das Kaltﬂießpressen. Verein Deutscher Ingenieure, August 1999 VDI 3146: Innenhochdruck-Umformen – Grundlagen und Bauteilgestaltung. Verein Deutscher Ingenieure, 1999 VDI 3141: Einﬂießwulste und Ziehstäbe in Stanzerei-Großwerkzeugen. Verein Deutscher Ingenieure, Januar 2000 VDI 3824-4: Qualitätssicherung bei der PVD- und CVDHartstoﬀbeschichtung. Blatt 4: Prüfplanung für Hartstoﬀbeschichtungen. Verein Deutscher Ingenieure, August 2001 VDI 3824-1: Qualitätssicherung bei der PVD- und CVDHartstoﬀbeschichtung. Blatt 1: Eigenschaftsproﬁle und Anwendungsgebiete von Hartstoﬀbeschichtungen. Verein Deutscher Ingenieure, März 2002 VDI 3840: Kohlenstoﬀschichten – Grundlagen, Schichttypen und Eigenschaften. Verein Deutscher Ingenieure, Mai 2004 Voigtländer, O.: Perspektiven der Massivumformung in den 90er Jahren. In: Werkstatt und Betrieb 121 (1988), Nr. 7, S. 561–567 Vollertsen, F.: Lasergestützte Formgebung: Verfahren, Mechanismen, Modellierung. Meisenbach Verlag, Bamberg, 1996 Vollertsen, F.: Accuracy in process chains using hydroforming. In: Journal of Materials Processing Technology 103 (2000), Nr. 3, S. 424– 433 Vovk, V.; Sabelkin, V.: New Achievements in the Field of Impulse Processing Technologies. In: Kleiner, M. (Hrsg.): Proceedings of the 1st International Conference on High Speed Forming. Dortmund, 2004 Vulcan, M.: Superplastische Aluminium-Blechumformung. In: wt Werkstattstechnik online 94 (2004), Nr. 10, S. 500–501 Wagemann, A.: Umformwerkzeuge aus Hochleistungskeramik. In: Blech Rohre Proﬁle (1999), Nr. 1/2, S. 28–29

544

Literaturverzeichnis

[WAGE00] [WAGN96] [WANH87] [WANH99] [WEBE04]

[WEIM66] [WEIM68] [WEND71] [WERL95] [WEST03] [WILH75] [WILK58] [WILL88] [WITT80] [WITT89] [WOLF03] [WU00]

[WU03]

Wagemann, A.: Umformwerkzeuge aus Hochleistungskeramik. In: Umformtechnik 4 (2000), S. 20–21 Wagner, S.: 3D-Beschreibung der Oberﬂächenstrukturen von Feinblechen. Dissertation, Stuttgart, 1996 Wanheim, T.; Bay, N.: Friction stress and normal stress in bulk metal forming processes. In: Journal of Mechanical Working Technology 14 (1987), S. 203–223 Wanheim, T.; Bay, N.: Modelling and Testing of Friction and Lubrication in Bulk Metal Forming. In: Transactions of the American Society of Mechanical Engineers (ASME), Journal of Tribology (1999) Weber, M.; Bewilogua, K.; et al.: Anwendung und Potenzial neuartiger hochbelastbarer Kohlenstoﬀschichten für die Umformtechnik. In: Dünne Schichten: Tagungsband zum EFDS-Workshop „Kohlenstoﬀschichten - tribologische Eigenschaften und Verfahren zu ihrer Herstellung“. EFDS Europäische Forschgesellschaft, Dortmund, 2004 Weimar, G.: Längsdehnungen und Verwerfungen beim Bandproﬁlwalzen. Dissertation, TH Hannover, 1966 Weimar, G.: Messung und Beeinﬂussung von Kantendehnungen beim Walzproﬁlieren. In: Industrie Anzeiger 90 (1968), S. 2012–2013 Wend, E.F.: Aussagekraft der Werkstoﬀkenngrößen für das Umformverhalten rost- und säurebeständiger Bleche und Bänder. In: VDI-Z 113 (1971), Nr. 8, S. 582–588 Werle, T.: Superplastische Aluminiumblechumformung unter besonderer Beachtung der Formänderungsgeschwindigkeit. Dissertation, Universität Stuttgart, 1995 Westkemper, E.; Scharft, D.: Taumelclinchen, ein Verfahren zum kraftreduzierten Durchsetzfügen. Fraunhofer Institut Produktionstechnik und Automatisierung, 2003 Wilhelm, H.: Zugdruckumformen. In: Lange, K. (Hrsg.): Umformtechnik, Handbuch für Industrie und Wissenschaft. Springer Verlag, Berlin Heidelberg New York, 1975, Band 3: Blechumformung Wilken, R.: Das Biegen von Innenborden mit Stempeln. In: Mitteilungen der Forschungsgesellschaft Blechverarbeitung (1958), S. 56–63 Willmann, G.; Wielage, B.: Technische Keramik. Vulkan Verlag, Essen, 1988 Witthüser, K.P.: Untersuchung von Prüfverfahren zur Beurteilung der Reibungsverhältnisse beim Tiefziehen. Dissertation, Universität Hannover, 1980 Witt, S.: Präzisionsgeschmiedete Getriebeteile. In: Industrie Anzeiger 111 (1989), Nr. 28, S. 31–34 Wolf, A.: Thixo-Schmieden von Al-Mg-Si Legierungen. Dissertation, Universität Stuttgart, 2003 Wu, W.T.; Tang, J.P.; Li, G.: Recent Developments of Process Simulation and its Applications to Manufacturing Processes. In: 1st International Conference on Thermal Process Modelling and Computer Simulation. Shanghai, P. R. China, 2000 Wu, W.T.; Jinn, J.T.; Fischer, C.E.: Modeling Techniques in Forming Processes. In: Dieter, G.E.; Kuhn, H.A.; Semiatin, S.L. (Hrsg.): Handbook of Workability and Process Design. ASM International, Materials Park, 2003

Literaturverzeichnis [WÜNS02]

[ZIBU04] [ZICK79] [ZIEN00] [ZIKA72] [ZIMN98] [ZITZ95] [ZWIC74]

545

Wünsch, M.; Pyka, P.: Chlorfreie Tiefziehöle für Edelstahl. In: Reibung, Schmierung und Verschleiß – Forschung und praktische Anwendungen. Tribologie-Fachtagung. Gesellschaft für Tribologie e.V., Göttingen, 2002 Zibulla, G.: Trocken schmieren - Moderne Entwicklung bei Schmierstoﬀen für die Blechumformung. In: Bänder Bleche Rohre (2004) Zicke, G.: Automatisierung in der Umformtechnik am Beispiel des Walzrundens. In: Industrie Anzeiger 101 (1979), Nr. 79, S. 72–76 Zienkiewicz, O.; L.Taylor, R.: The Finite Element Method: Volume 1 – The Basis. Butterworth-Heinemann, Oxford Auckland Boston, 2000, 5th edition Zika, J.; Reißner, J.: Beanspruchungs- und fertigungsgerechte Werkstoﬀauswahl in der Blechumformtechnik. In: Fertigung (1972), Nr. 1, S. 9–15 Zimnik, W.; Ritterbach, B.; Müll, K.: Pretex – Ein neues Verfahren zur Erzeugung texturierter Feinbleche für höchste Ansprüche. In: Stahl und Eisen 118 (1998), Nr. 3, S. 75–80 Zitz, U.: Abschätzung der Rissentstehung bei der Kaltumformung. Dissertation, RWTH Aachen, 1995 Zwicker, U.: Titan und Titan-Legierungen. Reihe Reine und angewandte Metallkunde in Einzeldarstellungen Bd. 2. Springer Verlag, Berlin Heidelberg, 1974

Sachwörterverzeichnis

Abgraten, 244–252 Abrasion, 142–144 Abrisstiefe, 472 Absetzen, 233 Abstreckziehen, 341 Abstreckziehversuch, 184 Adhäsion, 144–145 AFP-Stahl, 99 Alkaliseife, 152 Aluminium, 89 Analysemethoden, 70 Anisotropie, 5, 84 Anschlagstift, 467 Anstauchen im Gesenk, 241 Antriebswalze, 408 Anwärmgeschwindigkeit, 256 Arbeitsbedarf, 210 Armierung, 196 Atomverschiebung, 6 Ätzverfahren, 80 Auflichtmikroskop, 70 Aufpanzerung, 261 Aufweiten im geschlossenen Gesenk, 427 Aufweitung, 356 Aufweitverhältnis, 358 Ausklinken, 461 Ausscheidung, 70 Bördeln, 510 Bahnlinie, 211 Bake-Hardening Stahl, 83 Bauschinger-Eﬀekt, 55, 189 Beanspruchungskollektiv, 130 Beschichten, 349 Beschichtungsprüfgeräte, 177 Beschichtungsverfahren, 165 Biegebogen, 404 Biegefähigkeit, 127 Biegen, 394–422 – Biegehalbmesser, 398

– Biegeradius, 396 – Biegewinkel, 397 – frei, 400 – im Gesenk, 403 – neutrale Faser, 395 – Rückfederung, 396 – Randdehnung, 398 – Randverformung, 399 – Schwenkbiegen, 406 – V-Gesenk, 400 – Walzbiegen, 407 – – Walzproﬁlieren, 410 – – Walzrunden, 407 – – Walzziehbiegen, 411 – – Wellbiegen, 410 – Werkzeuge, 411 Biegeprüfung, 125 Biegerichten, 401 Biegestadienplan, 419 Biegestempel, 413 Biegeversuch, 122 Biegezange, 415 Biegungsarbeit, 213 Bindung – atomar, 144 – ionisch, 144 – Kraft, 7 – metallisch, 3, 144 – nichtmetallisch, 110 – van der Vaals, 144, 156 Bissverhältnis, 230, 268 Blausprödigkeit, 223 Blechdickenreduzierung, 357 Blechdopplung, 422 Blechdurchzug, 362 Blechprüfung, 124 Blechprüfverfahren, 182 Blechqualitäten, 350 Breiten, 239 Bruchdehnung, 116 Brucheinschnürung, 9

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Sachwörterverzeichnis

Bruchkriterium, 34, 35 Bruchumformgrad, 32 Chemisorption, 156 Chevrons, 198 Chlorparaﬃn, 158, 487 Clinchen, 503 Complex-Phasen Stahl, 84 Dauerfestigkeitssteigerung, 315 Dauerschwingfestigkeit, 269 Dehngrenze, 9 Dehnung, logarithmische, 25 Dehnung, wahre, 25 Dehnungsgeschwindigkeit, 26 Dehnungstensor, 27 Diskretisierung, 49, 57 Dispersionshärtung, 99 Dorn, 229, 302 Drücken, 377–394 – Abstreckdrücken, 381 – Einsatzkriterien, 393 – Fertigungsbeispiele, 386 – Fertigungsqualitäten, 392 – konventionell, 378 – Kräfte, 384 – Maß- und Formgenauigkeit, 392 – Oberﬂächengüte, 393 – Projizierstreckdrücken, 379 – Werkstoﬀe, 391 – Werkzeuge, 389 – zulässige Formänderungen, 382 Drückfutter, 379 Drückverhältnis, 383 Drei-Walzen-Verfahren, 308 Dreieckelement, 53 Dreiwalzenrundmaschine, 408 Dressierwalze, 170 Druck, hydrostatisch, 18 Druckaufnahmevermögen, 177 Druckﬂießgrenze, 163 Druckumformen, 187, 190 Dual-Phasen Stahl, 83 Durchdrücken, 190 Durchlaufverfahren, 252, 310 Durchschmiedung, 234 Durchsetzen, 233 Durchsetzfügen, 503 – mehrstuﬁg, 508 – mit Schneidanteil, 506 – ohne Schneidanteil, 506 Durchstrahlungsmikroskop, 70 Einbettmittel, 79

Eindrückverfahren, 233 Einhängestift, 467 Einlagerungsatom, 5 Einrollen, 511 Einschritt-Simulation, 69 Einspreizen, 511 Einstechgewindewalzen, 307 Einstechverfahren, 252 Einzelgesenk, 246 Eisenoxalat, 216 Elastizitätsgrenze, 113 Elastizitätsmodul, 5, 113 Elektronenmikroskopie, 72 Elektronenstrahl, 73 Elementarzelle, 3 Elementgleichung, 49 Elementtyp, 49, 52 Endformung, 240 Energiebedarf, 139 Energiedispersive Röntgenspektrometrie (EDX), 78 Energiemethode, 39 Ermüdungsverschleiß, 145 Erwärmen, 256–260 Explosionsumformung, 441 Falex-Prüfmaschine, 176 Faltenbildung, 326, 382 Faltversuch, 125 Falzbiegen, 418 Falzen, 510 Fangstift, 467 Faserverlauf, 81 Fehlerabgleichverfahren, 47 Feinschneidöl, 487 Feinschneiden, 473–500 – Kräfte – – Gegenkraft, 484 – – Ringzackenkraft, 483 – – Schneidkraft, 484 – Ringzacke, 482 – Schneidkantengeometrie, 481 – Schneidspalt, 481 Feinschneidschwierigkeitsgrad, 480 FEM, 48 – Blech, 66 – Crash, 66 – Massiv, 58 Ferrit, 96 Fertigungsgenauigkeiten, 217 Festigkeitswert, 8 FIB-Präparation, 79 Finite Element Methode, 48

Sachwörterverzeichnis Finite Elemente Analyse, 48 Flachbahnversuch, 182 Flachstauchversuch, 119 Fließbedingung nach Tresca, 21, 41 Fließbedingung nach von Mises, 21, 42 Fließbeginn, 20 Fließgesetz, 28, 30, 37 Fließgrenze, 28 Fließkurve, 10, 30, 45 Fließkurvenermittlung, 112 Fließortkurve, 87 Fließpressen, 190–209 – Auswerfer, 196 – Fertigungsbeispiele, 206 – mit Wirkmedien, 191 – Quer, 193 – Rückwärts, 192 – Verfahren, 190 – Vorwärts, 192 – Werkzeuge, 194 Fließregel, 30 Fließspannung, 10, 24, 45 Fließverhalten, 11 Folgeschnitt, 466 Folgeschnittwerkzeug, 489 Folgeverbundwerkzeug, 489 Formänderung, 6, 210 Formänderungsanalyse, 128 Formänderungsfestigkeit, 24 Formänderungsgeschwindigkeit, 44 Formänderungsvermögen, 32 Formänderungswirkungsgrad, 376 Formklotz, 368 Formsattel, 241 Formstauchen, 241 Formwerkzeug, 369 Freibiegevorgang, 403 Freischnitt, 461 Fremdatom, 5 Fressverschleiß, 141 Funktionskeramik, 109 Gefüge, 70 Gegenhalter, 476 Gesamtschnitt, 466 Gesamtschnittwerkzeug, 488 Geschlossene Gesenke, 261 Geschwindigkeitsfeld, 44 Gesenkbeanspruchung, 262 Gesenkdrücken, 403 Gitterfehler, 4 Gitterstruktur, 7 Gitterverzerrung, 44

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GKZ, 97 Glattwalzen, 311 Gleichmaßdehnung, 9, 113, 374 Gleitebene, 7 Gleitlinienverfahren, 43 Gleitung, 6 Gratspalt, 242 Grenzﬂächenbindung, 144 Grenzformänderung, 32, 37 Grenzformänderungsschaubild, 127 Grenzreibung, 132 Grenzumformgrad, 36 Grenzziehverhältnis, 87, 124 Grobkorn, 15 Härte, 9 Härteprüfverfahren, 71 Höherfester Stahl, 83 Haftbedingung, 135 Halbwarmumformung, 222–225 Hartglattwalzen, 315 Hauptlinienverfahren, 43 Hauptnormalspannung, 18 Hexaederelement, 53 Hin- und Herbiegeversuch, 125 Hochgeschwindigkeitsumformung, 441 Hohldornen, 233 Hooke’sches Gesetz, 6, 22 Idealkristall, 4 IF Stahl, 82 Innenhochdruckumformung, 422–433 Instationärer Prozess, 211 Integrationspunkte, 50 Interpolationsfunktion, 49 isoparametrische Elemente, 52 Ist-Verzerrungsmethode, 43 Kühlmittel, 267 Kaltumformung, 8, 16, 187–222 Kaltverfestigung, 10, 15 Kaltverschweißung, 141 Kanteneinzug, 499 Karbid, 96 Kegelstauchversuch, 120 Keilzugversuch, 184 Keramik, 109 Kerben, 511 Kerbschlagzähigkeit, 268 Klemmwalze, 409 Knabberschneiden, 461 Knetgefüge, 268 Kontaktbedingung, 58 Kontaktﬂäche, 133

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Kontaktnormalspannung, 178 Kontinuitätsgleichung, 40 Kontinuumsbetrachtung, 50 Kontinuumselement, 52 Kontinuumskinematik, 23 Kontinuumsmechanik, 17 Kontrastierung, 80 Korngröße, 13, 14 Korngrößenverteilung, 70 Korngrenze, 5 Korngrenzengleiten, 15 Krümmungsradius, 116, 384 Kraftbedarf, 210 Kragenansatz, 361 Kragenringﬂäche, 365 Kragenziehen, 355–365 – Fertigungsbeispiele, 360 – Fertigungsgenauigkeiten, 364 – Grundlagen, 355 – Werkzeuge, 363 Kristallaufbau, 3 Kristallerholung, 11 Kristallgitter, 4 Kristallorientierung, 77 Kristallphysik, 17 Kunststoﬀ, 111 Kupfer, 90 L-IP Stahl, 84 Längsvorschubverfahren, 310 Lösungsdomäne, 49 Lösungsverfahren, 51 Laserstrahlumformung, 436–440 Laserumschmelzen, 173 Leerstelle, 5 Lichtmikroskopie, 70 Liniennetzverfahren, 329 Lippenbildung, 353 Ludwik-Gleichung, 115 Maßgenauigkeit, 216 Machbarkeitsanalyse, 66 Matrize, 191 Matrizenverfahren, 434 Mehrstufengesenk, 246 Membranelement, 52 Messerschneidverfahren, 233 Messraster, 328 – Verfahren, 43 Metallograﬁe, 70 Mikrogeometrie, 130 Mikrohärteprüfung, 71 Mikroskopie, 70

Mischreibung, 132 Mohr’scher Spannungskreis, 18 Molybdändisulﬁd, 151 Molykote, 321 Nachdrücken, 403 Netzgenerator, 57 Nibbeln, 461 Nichtlinearität, 54 Nickel, 94 Niederhalter, 347 Nietstempel, 504 Nitrieren, 163 Normalspannung, 17 Oberﬂächenbehandlung, 348 Oberﬂächenbeschaﬀenheit, 132 Oberﬂächenenergie, 166 Oberﬂächengüte, 218 Oberﬂächenqualität, 223 Oberﬂächenrauheit, 313 Oberﬂächentechnik, 163 Oberﬂächentopograﬁe, 170 Oberﬂächenzerrüttung, 145, 162 Oberhofer Ätzung, 80 Oﬀene Gesenke, 261 Oxalatschicht, 150 Paraﬃnöl, 154 Patrizenverfahren, 434 Penalty-Term, 50 Perlit, 96 Phasengrenze, 70 Phasenumwandlung, 99 Phosphatschicht, 150 Physisorption, 156 Plastizitätstheorie, 37, 38 Plastomechanik, 17, 41 Plattenführungsschnitt, 463 Pore, 35, 70 Präparationsmethode, 78 Preprozessor, 57 Probeneinbettung, 78 Proﬁlgrundform, 412 Proﬁlstreckziehen, 373 Proﬁltraganteil, 313 Proportionalitätsfaktor, 37 Prozesskinematik, 58 Prozesssimulation, 54 Querschnittssimulation, 69 Röhrenmodell, 40 Rückfederung, 6

Sachwörterverzeichnis Rückfederungsfaktor, 397 Radialumformen, 239 Raﬃnat, 154 Randentkohlung, 259 Randoxidation, 258 Rasterelektronenmikroskopie, 73 Realkristall, 5 Reckwalzen, 241 Reibarbeit, 213 Reibfaktorgesetz, 135 Reibgesetze, 133 Reibkraft, 132 Reibschubspannung, 133 Reibung, 132 Reibwertermittlung, 174 Reibzahl nach Coulomb, 134 Reicherttest, 176 Rekristallisation, 11, 70 Rekristallisationsgeschwindigkeit, 15 Rekristallisationsglühen, 352 Restaustenitstahl, 84 Ringstauchversuch, 180 Rinnenproﬁl, 415 Riss, 70 Risswachstumsgeschwindigkeit, 318 Rollen, 241 Rollwerkzeug, 415 rostfreier Stahl, 84 Roto-Flo-Verfahren, 296 Rundhämmern, 252 Rundkneten, 252–256 Runge-Kutta-Verfahren, 42 Säulenführungsschnitt, 464 Salze, 160 Schädigungsansatz, 34 Schadensarten, 264 Schadenswert, kritisch, 35 Schalenelement, 52 Scheibenmodell, 40 Scherfestigkeitsfaktor, 485 Schichteigenschaften, 165 Schichtwerkstoﬀe, 166 Schiebung, 6 Schiebungsarbeit, 213 Schlankheitsgrad, 119, 231 Schliﬀbild, 6 Schmiedbarkeit, 101 Schmieden, 226–274 – Freiform, 228 – – Anwendungsbeispiele, 234 – – Breiten, 232 – – Hohlraumerzeugung, 232

– – Recken, 229 – – Stauchen, 231 – – Trennen, 233 – – Werkzeuge, 260 – Gesenk, 239 – – Anwendungsbeispiele, 245 – – Formpressen, 242–245 – – Isotherm, 276 – – Präzision, 274 – – Schmierung, 266 – – Werkzeuge, 261–266 – – Zwischenformung, 240 – Schmiedestücke, 268 Schmiedesattel, 260 Schmierﬁlm, 154 Schmierstoﬀ, 215 – Additive, 155 – Anforderung, 148 – Basis, 148 – Eigenschaften, 149 – Emulsion, 153 – fest, 159 – Fett, 153 – ﬂüssig, 152 – Mineralöl, 154 – Trägerschicht, 149 – trocken, 160 – Viskosität, 153 Schmierstoﬀprüfgeräte, 174 Schmierstoﬀtasche, 170 Schmierung, 148–161 Schmierungszustand, 132 Schneiden, 449–472 – Fertigungsgenauigkeiten, 470 – Glattschnittanteil, 479 – Grathöhe, 459 – Rückzugskraft, 455 – Rissbildung, 456 – Scherebene, 456 – Scherfestigkeit, 453 – Scherschneiden, 450 – Schneidkorrekturkoeﬃzient, 452 – Schneidkraft, 453 – Schneidkraftverringerung, 456 – Schneidspalt, 452 – Schneidwiderstand, 454 – Schnittﬂäche, 479 – Schnittﬂächengüte, 452 – Schnittﬂächenvergleich, 474 – Schnittgrat, 472 – Schnittlinie, 452 – Schnittliniengeometrie, 460 – Schnittteilgeometrie, 457

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– Schnittteilgestaltung, 480 – Werkzeugverschleiß, 458 – – Kolkverschleiß, 459 – – Mantelﬂächenverschleiß, 458 – – Stirnﬂächenverschleiß, 458 – Zipfelbildung, 456 Schrankenverfahren, 46 Schubﬂießspannung, 135 Schubspannung, 6, 17, 21 Schubspannungshypothese, 21 Schubumformverfahren, 233 Seifen, 160 Seitenschneider, 467 Sicken, 511 Simulation, 54 Solidustemperatur, 99 Spannelement, 366 Spannungsarmglühen, 352 Spannungstensor, 17, 29 Spannungszustand, 17, 19, 33 Spannzange, 366 SRV-Gerät, 177 Stahl, rostfrei, 97 Stanzgitter, 458 Stanznieten, 503 – Hohlniet, 504 – Vollniet, 504 Stationärer Prozess, 211 Stauchen, 187–190, 239 – Bedeutung, 187 – Fertigungsbeispiele, 187 Stauchgrad, 231 Steigen, 239 Stoﬀﬂuss, 40 Stoﬀﬂusssimulation, 63 Stoﬀgesetz, 37, 54 Stoﬀschwierigkeitsgrad, 272 Strahlbehandlung, 171 Strahlintensität, 438 Streckziehen, 365–377 Streckziehkraft, 376 Streckziehprüfung, 124 Streifenmodell, 40 Streifenziehversuch, 182 Strenge Lösung, 42 Stribeck-Kurve, 149 Stromlinie, 212 Strukturkeramik, 109 Stufenversetzung, 8 Subdomänen, 49 Substitutionsatom, 5 Suchstift, 467 Superplastizität, 281, 434

Symmetrie, 56 Systemgleichungen, 49 Tailored Blanks, 350 Tangentialstreckziehen, 368 Tetraederelement, 53 Textur, 5 Texturierung, 171 Thermische Kopplung, 52 Thixoschmieden, 285 Tiefungsversuch, 121 Tiefungswert nach Erichsen, 125 Tiefziehen, 323–355 – Blechronde, 323 – Blechzuschnitt, 324 – Bodenreißer, 332, 352 – Bremswulst, 337 – Einﬂießwulst, 337 – Elastische Werkzeuge, 342 – Fehler, 334, 352 – Fertigungsgenauigkeiten, 352 – Fließﬁgur, 354 – Formänderung, 327 – Grenzformänderung, 330 – Grenzziehverhältnis, 330 – Knickstabilität, 326 – Kräfte, 330 – Niederhalter, 326 – Niederhalterkraft, 332 – niederhalterlos, 335 – Stülpziehen, 339 – Stempelkantenrundung, 346 – Werkstückwerkstoﬀe, 349 – Werkzeuge, 346 – Werkzeuggestaltung, 346 – Ziehfolie, 159 – Ziehkante, 348 – Ziehkantenrundung, 346 – Ziehkraft, 331 – Ziehsicke, 337 – Ziehspalt, 328, 347 – Ziehwulst, 337 Tiefziehgüte, 82 Tiefziehprüfung, 124 Tiefziehverhältnis, 330 Titan, 95, 435 Topograﬁeeinﬂüsse, 169 Tragfähigkeit, 154 Traktrixeinlauf, 335 Translation, 6 Transmissionselektronenmikroskopie, 76 Tribochemischer Verschleiß, 146, 162

Sachwörterverzeichnis Tribologie, 129 Tribometer, 177 Tribosystem, 129 TRIP Stahl, 84 Twisten, 250 U-Gesenk, 404 Umformarbeit, 40 Umformarbeit, ideell, 213 Umformgeschwindigkeit, 15, 26, 30 Umformgrad, 15, 25, 30 Umformleistung, 46 Umformtemperatur, 15 Umformtextur, 13 Umformwirkungsgrad, 40, 331 Umwinden, 511 Unterwalze, 409 Variationsprinzip, 49 Variationsrechnung, 47 Verbundwerkzeug, 364 Verdrallen, 511 Verdrehen, 233 Verdrehversuch, 122 Verfestigungsexponent, 115, 375 Verﬂechten, 511 Vergleichsumformgeschwindigkeit, 31 Vergleichsumformgrad, 31, 39, 45, 116 Verknoten, 511 Vernetzung, 57 Verschleiß, 141 Verschleißerscheinungsformen, 141 Verschleißmechanismen, 141 Versetzung, 5 Versetzungswanderung, 8 Verzunderung, 258 Viereckelement, 53 Vierkugelapparat, 176 Visioplastizität, 43 Viskositäts-Druck-Verhalten, 154 Viskositäts-Temperatur-Verhalten, 153 Viskositätsindex, 154 Volldornen, 233 Volumenelement, 40, 52 Volumenkonstanz, 27, 46 Vorlochen, 362 Vorschubbegrenzung, 467 Vorschubverfahren, 252 Wärmebehandlung, 14 Wärmedruckspannung, 437 Wahre Dehnung, 25 Walzen, 291–321 – Abwälzverfahren, 293 – Aufﬂießhöhe, 292

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– Durchlaufverfahren, 295 – Einstechverfahren, 295 – Festwalzen, 314 – Gewinde, 302 – Gewinderollen, 304 – Kalt, 293 – Kinematik, 292 – Längs, 292 – Maßwalzen, 314 – Oberﬂächenfeinwalzen, 310 – Proﬁlwalzen, 291 – Quer, 292 – Schräg, 292 – Verzahungsproﬁl, 293 – Walzeisen, 309 – Werkstoﬀe, 319 – Werkzeugbaustoﬀe, 320 Walzenvorschub, 467 Walzrolleneingriﬀ, 301 Walztextur, 85 Wanddickenänderung, 341 Warmstreckziehen, 373 Warmumformung, 15, 226–274 Weichglühen, 97 Weiterzug, 330 Wellenlängendispersive Röntgenspektrometrie (WDX), 78 Werkstückdrehbewegung, 300 Werkstoﬀe – Blech, 82 – Massiv, kalt, 88 – Massiv, warm, 98 Werkstoﬀmodell, 54 Werkstoﬀprüfung, 111 Werkzeugbeschichtung, 164 Werkzeuggravur, 239 Wirkebene, 18 Wirtschaftlichkeitsbetrachtung, 218 Zeitschrittweite, 51 Zementit, 96 Zerspanbarkeit, 274 Zerteilen, 449 Ziehkraft, 330 Ziehkraftformel, 42 Zink, 90 Zinkphosphat, 216 Zipfelbildung, 86, 353 Zugdruckumformen, 323, 378 Zugfestigkeit, 9 Zugversuch, 24, 112 Zwillingsbildung, 6 Zwischenform, 240 Zwischengitteratom, 5 Zylinderstauchversuch, 117