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antriebstechnik 9/2016

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Experimentelle

Experimentelle Untersuchung der Eigenspannungen nach dem Schälwälzfräsen 01 Prozesskinematik und lokale Spanungsgrößen beim Schälwälzfräsen (n 0 – Drehzahl des Schälwälzfräsers, n w – Drehzahl des Werkstücks, f z – Axialvorschub, a e,max – lokale maximale Eingriffstiefe, a p – lokale Eingriffsbreite) Stepan Jermolajev, Stefan Henning, André Wagner, Volker Böß, Ekkard Brinksmeier, Berend Denkena Dieser Beitrag konzentriert sich auf die Untersuchung des lokalen Eigenspannungszustandes, welcher die Veränderung der Randzoneneigenschaften infolge des Schälwälzfräsens indiziert. Die industrielle Relevanz dieser Untersuchung lässt sich anhand von des nachgewiesenen Einflusses des Eigenspannungszustandes auf die Dauerfestigkeit der Zahnflanke im Betrieb untermauern. Das Ziel ist es, eine andwendungsorientierte Abschätzung des resultierenden Eigenspannungszustandes nach dem Schälwälzfräsen zu erleichtern. Stepan Jermolajev ist Mitarbeiter des Stiftung Institut für Werkstofftechnik (IWT), Bremen; Stefan Henning ist Wissenschaftlicher Mitarbeiter am Produktionstechnischen Zentrum Hannover, Leibniz Universität Hannover; André Wagner ist Abteilungsleiter des Stiftung Institut für Werkstofftechnik (IWT), Bremen; Volker Böß ist Leiter CAx-Entwicklung am Produktionstechnischen Zentrum Hannover, Leibniz Universität Hannover; Prof. Dr.-Ing. habil. Dr.-Ing. E.h. Ekkard Brinksmeier ist Leiter des Stiftung Institut für Werkstofftechnik (IWT), Bremen; Prof. Dr.-Ing. Berend Denkena ist Leiter des Produktionstechnischen Zentrum Hannover, Leibniz Universität Hannover Das Schälwälzfräsen ist zuerst vor einigen Jahrzehnten als Alternative zu den Schleifverfahren in der Hartfeinbearbeitung von Verzahnungen zum breiteren industriellen Einsatz gekommen ([1], [2]). Die Motivation zur Einführung des Schälwälzfräsens bestand vor allem darin, dass sowohl die Vorverzahnung als auch die Hartfeinbearbeitung an einer Werkzeugmaschine durchführbar waren. Wie jedoch bereits frühere wissenschaftliche Arbeiten aufgezeigt haben (z. B. [3], [4]), war der Einsatz des Schälwälzfräsprozesses mit bestimmten Nachteilen verbunden. Dazu gehörten unter anderem hohe Werkzeugkosten, hohe Prozesskräfte und dadurch hohe Anforderungen an die dynamische Steifigkeit der Maschinenachsen. Gegenüber den hier genannten Nachteilen des Schälwälzfräsens lassen sich neuere Untersuchungen erwähnen (z. B. [5]), welche die Einsetzbarkeit dieses Verfahrens als Vorbearbeitung zum nachfolgenden Schleifen begründen. Einige aktuelle Industrieberichte (z. B. [6]) weisen auf die Vorteile des Schälwälzfräsens im Falle anspruchsvollerer Bauteilgeometrien hin, welche aufgrund eines unzureichenden Werkzeugauslaufs zum Schleifen nicht geeignet wären. Die genannten Beispiele des aktuellen Einsatzes dieses Verfahrens werfen erneut die Forschungsfrage auf, inwiefern die aktuell erreichbare Qualitätsgrenze beim Schälwälzfräsen (Oberflächenqualität des Werkstücks und dessen Randzoneneigenschaften) den heutigen Anforderungen an Verzahnungen entspricht. Dies soll zukünftig neue und wirtschaftliche Anwendungspotenziale aufzeigen. Dazu soll auch diese Veröffentlichung mit dem Fokus, die erreichbaren Eigenspannungen nach dem Schälwälzfräsen zu identifizieren, beitragen. Stand der Wissenschaft Kinematik des Schälwälzfräsprozesses Beim Schälwälzfräsen wird die bearbeitete Oberfläche, ähnlich wie bei konventionellen Fräsprozessen, durch die einzelnen Werkzeugschneiden bzw. Werkzeugzähne eingehüllt. Eine Zahnlücke des schälwälzgefrästen Werkstücks wird dementsprechend durch eine 80 antriebstechnik 9/2016

WÄLZFRÄSEN Vielzahl der Werkzeugzähne bearbeitet. Die Position einiger ausgewählter Werkzeugzähne ist im Bild 1 in der Mitte dargestellt. Die resultierenden lokalen Randzonenveränderungen entlang des Zahnprofils bzw. entlang der Flankenlinie ergeben sich aus der Summe von einzelnen Zahneingriffen (Wälzstellungen). Unter Berücksichtigung des Ziels, den resultierenden Eigenspannungszustand zu identifizieren, ergibt sich daraus die Notwendigkeit, die Auswirkung der einzelnen Wälzstellungen auf den resultierenden Eigenspannungszustand zu charakterisieren. Einen möglichen Lösungsweg zeigen an dieser Stelle die Untersuchungen eines Planfräsprozesses in [8] und [9] auf. Hier wird der resultierende Eigenspannungszustand mit den Spanungsgrößen beim Planfräsen in Zusammenhang gebracht. In [8] wird die lokale Variation der Eigenspannungen infolge der lokal veränderlichen Spanungsgrößen berücksichtigt. Um die Übertragbarkeit dieser Vorgehensweise auf das Schälwälzfräsen zu prüfen, werden jeder Wälzstellung lokale Spanungsgrößen (lokale maximale Eingriffstiefe a e,max, lokale Eingriffsbreite a p ) durch die Anwendung eines vereinfachten analytischen Ansatzes nach [7] zugeordnet (Bild 1 rechts). Wie der Verlauf von a e,max, a p zeigt, lassen sich die lokalen Spanungsgrößen für unterschiedliche Wälzstellungen nicht miteinander vergleichen. Diese Erkenntnis führt zu der Erwartung, dass die durch die unterschiedlichen Wälzstellungen eingebrachte Eigenspannung variabel ist. Dies erschwert die Identifizierung der resultierenden Eigenspannung nach dem Schälwälzfräsen gegenüber dem Planfräsprozess, bei welchem alle Werkzeugzähne einen vergleichbaren Span erzeugen (konstanter Verlauf von a e,max und a p im Bild 1 rechts). Um den resultierenden Eigenspannungsverlauf identifizieren zu können, ist es notwendig, die Auswirkungen der einzelnen Wälzstellungen auf den resultierenden Eigenspannungszustand isoliert zu betrachten. Dies wird experimentell mithilfe von Analogieversuchen durchgeführt. Eigenspannungsmessung auf evolventischen Zahnflanken Wie mehrere Autoren (z. B. [7], [10]) angeben, kann der Eigenspannungszustand einen deutlichen Einfluss auf die Wälzfestigkeit bzw. auf die Zahnfußfestigkeit des bearbeiteten Zahnrades haben. Dies lässt sich durch die Überlagerung des Eigenspannungszustandes aus der Fertigung und der lokalen mechanischen Beanspruchung im Betrieb erklären. In der Vergangenheit haben sich aus dieser Motivation einige wissenschaftliche Arbeiten (z. B. [11]) damit befasst, den lokalen Eigenspannungszustand nach der Hartfeinbearbeitung zu identifizieren. Die meisten Untersuchungen basieren dabei auf der Erfassung der Eigenspannung mittels Röntgendiffraktion (Bild 2). Die lokale Eigenspannung wird nach dem Hookeschen Gesetz aufgrund der Veränderung des Gitterparameters (entsprechend der elastischen Verformung) abgeleitet. Um den Gitterparameter zu bestimmen, wird zuerst ein bestimmter Winkel q gesucht, unter welchem die sogenannte konstruktive Interferenz der Strahlen 1, 2 erreicht wird [12]. Dieser konstruktiven Interferenz entspricht ein bekannter Wert der Phasenverschiebung (ganzzahliges Vielfaches der Strahlwellenlänge), welcher zur Berechnung des Gitterparameters herangezogen wird. Wie aus der Theorie der Eigenspannungsmessung bekannt ist, sind die gemessenen Eigenspannungswerte richtungsabhängig [9]. Um eine vollständige Beschreibung des lokalen Eigenspannungszustands zu gewährleisten, muss der sogenannte Eigenspannungstensor T s abgeschätzt werden (Bild 3). Dazu werden in der Regel Eigenspannungsmessungen in drei Richtungen (0°, 45° und 90° gegenüber der Flankenlinie) unter Anwendung des sogenannten sin 2 Y-Verfahrens durchgeführt [12]. Die gemessenen Eigenspannungen s 0 , s 45 und s 90 weisen oft eine Abhängigkeit von dem untersuchten Bereich des Winkels q (0° – 90° bzw. 90° – 180°) auf. Diese Abhängigkeit ist größtenteils auf die Schubspannungen zurückzuführen, welche während des Fertigungsprozesses in die Randzone eingebracht werden [9]. Eine brauchbare Abschätzung des lokalen 02 Vereinfachtes Prinzip der Eigenspannungsmessung mittels Röntgendiffraktion nach [12] 03 Identifizierung des lokalen Eigenspannungstensors Eigenspannungszustands ist daher erst durch die Umrechnung der gemessenen Werte in den Eigenspannungstensor T s (nach der sog. Dölle-Hauk-Methode laut [12]) möglich, in welchem die Normalspannungen (bez. als s) und die Schubspannungen (bez. als τ) getrennt bewertet werden. Der Nachteil dieser Messmethode besteht darin, dass die Normalspannung s z nicht erfassbar ist und daher in der Regel als gleich Null angenommen wird [12]. Die Komponenten des Eigenspannungstensors T s können graphisch mithilfe eines Materialelements (Bild 3 rechts) dargestellt werden. Soll die Fläche (x, y) dieses Materialelements mit der Werkstückoberfläche identisch sein, sind die entsprechenden Tensorkomponenten s z, s zx, τ zy sowie aufgrund der Tensorsymmetrie τ xz, τ zy, τ yz gleich Null. Dies würde auf einen zweiachsigen Spannungszustand hinweisen. Da alle gemessenen Eigenspannungen jedoch als gewichtete Mittelwerte (laut dem Absorptionsgesetz nach [12]) in einem Bereich bis ungefähr 20 μm unter der Werkstückoberfläche erfasst werden, sind die Tensorkompoenenten τ zx, τ zy, τ xz, τ yz in der Regel von Null unterschiedlich. Der Eigenspannungstensor ermöglicht es, die lokalen Normalund Schubspannungen in einer beliebigen Richtung (durch die Rotation des Koordinatensystems) abzuschätzen. Es ist daher möglich, den lokalen Eigenspannungszustand in einem Koordinatensystem zu betrachten, welcher später während des Betriebs wichtig ist (es wird dort z. B. die Fließgrenze erreicht) [13]. In Anlehnung an die hier dargestellten Konventionen der röntgenographischen Eigenspannungsmessung werden in den folgenden Abschnitten zwei Systeme von Eigenspannungen verwendet: n Eigenspannungen s 0, s 45 und s 90, welche als Eingangswerte für die Berechnung des Eigenspannungstensors T s gemessen werden. Die Messrichtung von s 0 entspricht der Flankenlinienrichtung x, die Messrichtung von s 90 entspricht der Profilrichtung y. Mithilfe der Messwerte von s 0, s 45 und s 90 kann die Reproduzierbarkeit der Eigenspannungsmessung auf evolventischen Zahnflanken geprüft werden. Die Eigenspannungen s 0, s 45 und s 90 sind jedoch für eine direkte Bewertung des resultierenden Eigenspannungszustands nicht anwendbar, da sie keine Differenzierung zwischen Normalund Schubspannungen ermöglichen. n Tensorkomponenten s x, s x und s z, welche zusammen mit den entsprechenden Schubspannungen aufgrund der Werte von s 0, s 45 und s 90 für unterschiedliche Winkel q (Bild 2) berechnet werden. Die Achse x des hier betrachteten Koordinatensystems entspricht der Flankenlinienrichtung, die Achse y entspricht der Profilrichtung. antriebstechnik 9/2016 81

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