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1. 600 a N um Nr Spannfutter hsp 200 1 1 K 1 F KST H III 160 30 c 2 F KFL K FLA Ill 165 30 g 0 3 F KST K 123 4567 8910 111213 BROS 0 O 4 F KST H I 250 40 D Nm um m 5 F KFL K I 250 40 28 6 F KFL K FLAI250 40 5 0 4 Y 7 F KFL K BSWI250 40 x u X 0 8 F KST H III 250 40 c so 23 45367 82310 111213 9 F KFL K FLAII250 40 2 10 F KST K BSW III 265 40 N o N um m 20 e 11 F KST H II 160 30 12 F KFL K II 160 30 10 21 i 13 F KFL K II 250 40 0 123 4567 8910 111213 Spannfutter Bild 5 16 Spannfuttersteifigkeiten Beim Keilfl chenfutter erfolgt die Verbindung der Grundbacke mit dem Spanngetrie be ber eine Keilfl che wodurch eine gr ere Kontaktfl che als bei der Verbindung ber die Verzahnungen beim Keilstangenfutter erreicht wird Die gr ere Kontaktfl che bedingt eine gr ere radiale Steifigkeit beim Keilfl chenfutter Die experimentel len Ermittlungen der radialen Spannfuttersteifigkeiten von Keilstangenfuttern ergaben Steifigkeiten von 40 80 im Vergleich zum Keilfl chenfutter Nach WARNECKE 126 kann die radiale Steifigkeit der Verzahnung der Grundbacke mit dem Spanngetriebe von Keilstangenfuttern wie folgt angen hert berechnet wer den E s 05 _05 kn ih 5 24 r GB 28 10 h v Zum Erreichen einer m glichst hohen Steifigkeit muss ein m glichst dicker niedriger Zahn gew hrt werden
2. 15 T T 15 a 7 A _ Spannfutter F KFL K I 250 si 53 3 g S 5 Qizg 8 d GB sp E E Sals g 3 J9 d cB eB umkNiS HR N 8128 um kN 3 I 1a Fi S o 21 Lg 5 r GB AB ISS 32155 z m 100 d Fk Fk kej o o Ij lt f ER ml lt en Q s3 22 x Aufsatzbacke WB S 250 x s 8 8 15 gt 9 5 2 xo 5 ej T d AB sp 2 2 8 amp al d AB AB E 6 2 5 6 laus mm Ko I a 0 ee p 5 gE 3 c 10 d 15 nitiki e 20 So paa naaa c f 25 0 0 g 30 40 20 0 20 40 mm 80 0 10 20 30 mm 50 Spannabstand hsp Spannabstand hsp Bild 6 42 Kennlinien eines Keilfl chenfutters und seiner Aufsatzbacke mit Spitzver zahnung zur Spannkraftverlustberechnung 25 10 g Spannfutter o co g F KST K BSW III 265 x eo Tg 9 x SS Ex Er d cij a N 58 E r GB sp g S z9 22 Pig f d um kN u N DN um kN 2 r GB GB 2 J 2z 28 f 2 ae d nAn l g 32 Be ee ee sI 5 a adi r FK FK s e J STEERER x slalle les e 61 1Lz224 sous Aufsatzbacke WB K III 250 Be ail 3 25 g Q D xo 3 c 2 Aae dr AB s o 2 d o 8 z2 iagi n e x ES REES a e l la d D olj 5 O og 5 9 r AB AB s o EIS 25 2S eA 1018 e elle _ 82_ s lus mm z sl It 72 b Sis e lt J2 aus all L ZZ ANA a x 0 5 v oD O 2g a gt Q a 0 a 2 3 y ea O pra O
3. 7 experimentell m E nach VDI 3106 Q UL kN FEM 0 nach Berechnungsmodell 2 30 c Spannfutter F KFL K I 250 Spannbacke WB S 250 1 a 20 I 15mm 2 aus 6 hsp 40 mm Q dsp 80 mm m Kred w 287 N um 0 0 1000 2000 3000 min 5000 Drehzahl n Bild 6 27 Dynamische Spannkraftverl ufe eines kraftbet tigten Keilfl chenfutters 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 131 Q O v F pgo 30 kN experimentell v F pgo 20 kN experimentell KN e FEM 8 nach VDI 3106 30 0 nach Berechnungsmodell Spannfutter F KFL K I 250 Backenspannkraftverlust AF SpB 20 Spannbacke WB S I 250 1 Lis 15 mm h 40 mm 10 SP dsp 80 mm Kedw 287 N um 0 1000 2000 3000 min 5000 Drehzahl n Bild 6 28 Spannkraftverluste eines kraftbet tigten Keilfl chenfutters Beim Keilfl chenfutter ohne Backenschnellwechselsystem sind T Nutensteine zur Befestigung der Aufsatzbacke auf der Grundbacke erforderlich so dass schwere Grund und Aufsatzbacken bzw gro e Backenfliehkr fte bei Rotation auftreten Zum Vergleich stellt Tabelle 6 2 die Backenmassen und die zul ssigen Drehzahlen der untersuchten Spannmittel bei einem zul ssigen Backenspannkraftverlust von 20 kN dar Die zul ssige Drehzahl des Keilfl chenfutters wird nach dem Berechnungsmo dell auf 3830 min berechnet Dies entspric
4. 300 ER D Spannfutter F KST K BSW III 185 N um Ha un Aufsatzbacke WB K III 160 1 2 4 100 ES a ii k pa 2 Pa O Spannfutter F KST K BSW III 265 D 0 Aufsatzbacke WB K III 250 5 50 laus 2 mm o _ N um m lt Kr 30 A Spannfutter F KFL K II 160 5 20 Aufsatzbacke WB S II 160 D _ S 10 BN Dee lius 1 5 mm 0 z 20 25 30 35 mm 45 Spannabstand hsp Bild 5 51 Tangentiale Futtersteifigkeiten 250 N N um radiale Verlagerungssteifigkeit k e5 EN 3 2 150 N 0 radiale Neigungssteifigkeit ky o L 100 2 so t wa d A 4 tangentiale Verlagerungssteifigkeit k pe D S D 0 A tangentiale Neigungssteifigkeit Kt 20 c N um m A A 2 nn Spannfutter F KST K BSW III 185 Es Aufsatzbacke WB K III 160 1 DE 5 I 82 mm D O aus zo 0 10 15 20 25 mm 35 Spannabstand hsp Bild 5 52 Tangentiale und radiale Futtersteifigkeiten 5 8 Ermittlung der axialen Futtersteifigkeiten Die w hrend der Bearbeitung am Werkst ck auftretenden Axialkr fte und Kippmo mente verursachen eine Axialkraft an jeder Spannbacke Die axiale Steifigkeit kenn zeichnet die axiale Verlagerung der Spannfl che unter dem Einwirken der Axialkraft Zur Ermittlung der Axialsteifigkeit des Spannfutters wurde ein Versuchsstand aufge baut Bild 5 53 Wie bei der experimentellen Untersuchungen der Tangentialsteifig k
5. 44444444444HRRn Rennen 108 5 9 Zusammenfassung 109 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs uuuuu000000nnnnnnnnnnnn 110 5 1 Allgemeiness cecs ces 110 6 2 Theoretische Analyse des Spannkraftverlustes 444444 111 6 3 3D FEM Modelle zur Berechnung des Spannkraftverlustes 119 6 4 Versuchsaufbau zur Ermittlung des Spannkraftverlustes 120 6 5 Untersuchungsergebnisse nnnmnennnsnsnensnsnnnennnsnnnennnennnennnsnnhennnnnnnenenen 123 6 5 1 Einfluss der Systemsteifigkeiten nnnnnnnnnnnnnnnnnnn nen 123 6 5 2 Spannkraftverlust beim kraftbet tigten Keilstangenfutter 127 6 5 3 Spannkraftverlust beim handbet tigten Keilstangenfutter 130 6 5 4 Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter 00s222220000 130 6 5 5 Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich 133 6 5 6 Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem 4444444444nnnnen nennen 136 6 5 7 Vergleich der berechneten und gemessenen Spannkraftverluste 137 6 6 Kennlinien zur Berechnung des Spannkraftverlustes 139 8 7 Zusammenfassung are 141 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskraften 2 4 ss 142 7 1 Belastungen der Werkst ckspannung 22 2 44 444444444404 44000 14
6. Auskragl nge lus 10 15 20 mm 30 129 Backenspannkraftverlust AF SpB Bild 6 24 Systemsteifigkeitseinflussfaktoren und Spannkraftverluste in Abh ngigkeit von der radialen Position der Grundbacken Zur Validierung des Berechnungsmodells wurden die dynamischen Spannkraftver l ufe und verluste bei verschiedenen Spannabst nden radialen Positionen der Grundbacken Aufsatzbackentypen sowie Futtergr en experimentell ermittelt und mit den berechneten Werten verglichen Bild 6 25 Bei den verschiedenen Spannsi tuationen haben die berechneten Spannkraftverluste eine gute bereinstimmung mit den experimentell ermittelten Werten Bei kleinerem Spannfutter Kurve D hat der Spannabstand aufgrund seiner geringeren Kippsteifigkeit st rkeren Einfluss auf den Spannkraftverlust Spannfutter Spannbacke laus mm d MM Krea w IN um A F KST K BSW III 265 WB K III 250 3 80 287 E B F KST K BSW III 265 WB K III 250 22 130 181 v C F KST K BSW III 265 HB K III 250 2 120 196 A D F KST K BSW III 185 WB K III 160 1 8 2 80 287 0 8 2 w 5 8 D D E 207 5 zZ c 5 A D B o 0 6 T 5 27 sg 5 sg po a O E 0 5 SL E rt tD gt O 04 10 20 30 mm 50 10 20 30 mm 50 Spannabstand Nas Spannabstand Mas Bild 6 25 Systemsteifigkeitseinflussfaktoren der kraftbet tigten Keilstangenfutter 130 6 5 3 Spannkraftverlust beim handbet
7. 2 ge a au 5 9 3 w ae 5 10 Der Kippwinkel der Grundbacke nimmt mit der Auskragl nge quadratisch zu k k cB on 7 5 11 lief aus Hierbei ist keso die grundlegende Spannfutterkippsteifigkeit bei Null Auskragl nge laus 0 und Ireraus ein spannfutterspezifischer Parameter der den Einfluss der 74 Grundbackenposition auf die Spannfuttersteifigkeit kennzeichnet Wenn die Auskrag l nge der Grundbacke gleich dieser Referenzl nge ist wird die Spannfutterkippstei figkeit halbiert Beim Spannfutter mit Spitzverzahnung kann der Einfluss der Grundbackenposition auf die Spannfuttersteifigkeit aufgrund des geringen Backenhubs vernachl ssigt werden Ku ce Kr cso 5 12 Spannbackensteifigkeit Die Verformung einer Aufsatzbacke unter Einwirkung der Spannkraft besteht aus dem Teil der Starrk rperbewegung und der Eigenverformung Bild 5 8 Eine Auf satzbacke kann mit unterschiedliichem Spannabstand hsp bzw unterschiedlichem Kraftangriffspunkt angewendet werden Dar ber hinaus ist die Aufsatzbacke mit Spitzverzahnung gegen ber der Grundbacke radial verstellbar Somit ist die Auskragl nge haus ein variabler Parameter Zur Beschreibung der Aufsatzbackenstei figkeit sind die an der Spannstelle gemessenen Steifigkeiten mit einem Grundspann abstand hago und einer Null Auskragl nge laus 0 bei der Aufsatzbacke mit Spitz verzahnung als grundlegende radiale Steifigkeit und Kippsteifigkeit defini
8. FEM g O nach Berechnungsmodell x 0 6 u D 3 Spannfutter Spannbacke laus dsp Kram E mm mm N um a 05 Q D A F KFL K 1250 HB S I 250Vor 32 2 120 214 x D 5 0 4 B F KFL K I 250 WB S I 250 2 19 9 120 235 17 E C F KFL K 1250 WB S I 250 1 15 80 287 20 3 2 10 20 30 mm Spannabstand hsp Bild 6 29 Systemsteifigkeitseinflussfaktoren der Keilfl chenfutter m 30 Q Y experimentell N y LL 0 nach Berechnungsmodell mit lt Ber cksichtigung xx 3 KIN nach Berechnungsmodell ohne D Ber cksichtigung xek amp g 20 Spannfutter F KFL K 250 II ei Spannbacke WB S 250 Il T lus 16 5 mm 2 15 d 80 mm ta p g Kred w 287 N um 8 n 5000 min Mm 10 10 20 30 mm 50 Spannabstand hsp Bild 6 30 Einfluss der Futterk rper und kobenfliehkraft auf den Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter mit gro er Bohrung amp oO Aufsatzbacke HB S 250Hin experimentell y Aufsatzbacke HB S 250Vor experimentell nach VDI 3106 Z Spannfutter F KFL K 250 I hsp 50 mm lius 7 5 MM dsp 63 mm Kanu 360 N um s oO red w Backenspannkraftverlust AF pB oO 2000 4000 Drehzahl n 1000 min oO Bild 6 31 Spannkraftverluste eines Keilfl chenfutters bei verschiedener Befestigung der harten Aufsatzbacken 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 133 Die Anpassung verschiedener Spanndurchmesser
9. BEITZ W K TTNER K H BOETZ V BONGARTZ B CZICHOS H HABIG K H DIETZEL R DOI M MASUKO M DOI M MASUKO M ITO Y DRESCHER H EIDENM LLER B EMA S MARUI E High speed cutting of cast iron and alloy steels state of research In VDI Berichte 1399 D ssel dorf VDI Verlag 1998 S 309 332 Flexible Spannbacken f r die Drehbearbeitung Technische Universit t Berlin Diss 1998 Dubbel Taschenbuch f r den Maschinenbau 17 Auflage Berlin Heidelberg Springer Verlag 1990 Hochgeschwindigkeitsbearbeitung von Stahl Grauguss und NE Metall In Werkstattstechnik 87 1997 Nr 9 10 S 419 422 Spannzeugauslegung f r das Drehen mit h heren Schnittgeschwindigkeiten In VDI Z 124 1982 Nr 17 S 639 643 Tribologie Handbuch Reibung und Verschlei Braunschweig Wiesbaden Verlag Vieweg 1992 HSC Tangentialdrehfr sen erzeugt hohe Oberfl cheng te In Maschinenmarkt 107 2001 Nr 6 S 24 26 Considerations of Chucking Force in Chuck Work In Bulletin of JSME 29 1986 Nr 250 S 1344 1349 The Effects of Damping Capacity at the Chuck Workpiece System on the Chatter Vibration In Bulletin of JSME 28 1985 Nr 242 S 1768 1774 Zur Mechanik der Reibung zwischen festen K r pern In VDI Z 101 1959 Nr 17 S 697 732 Die Produktion als Wettbewerbsfaktor Das Poten tial der Mitarbeiter nutzen Herausforderung an das Produktionsma
10. PAHLITZSCH G HELLWIG W 203 Schneidwerkzeuge f r die Drehbearbeitung Es geht auch Trocken In Schweizer Maschinen markt 97 1996 Nr 25 S 32 34 Trocken und hart In Werkstatt und Betrieb 131 1998 Nr 12 S 1140 1143 Rundlaufgenauigkeit unter 3 um Spannsystem f r den Hochleistungsbereich In Schweizer Maschi nenmarkt 102 2001 Nr 34 S 62 65 Komplettbearbeitung mit Hartdrehen und Schlei fen In Werkstatt und Betrieb 134 2001 Nr 1 2 S 36 40 CBN Schneidstoff zum HSC Drehen von geh rte tem Stahl In Maschinenmarkt 104 1998 Nr 9 S 34 Das Buch vom Spannen D sseldorf Paul Forkardt KG 1960 Spannfutter f r CNC Drehmaschinen Vorteile sprechen f r das Zugprinzip In Die Maschine 44 1990 Nr 7 8 S 25 26 Auch bei hohem Tempo prozesssicher Auswahl kriterien von Spannsystemen und techniken f r Werkzeuge zur Hochgeschwindigkeitsbearbei tung In Maschinenmarkt 108 2002 Nr 14 S 70 73 Automatisierte berwachung und Diagnose kraft bet tigter Spannmittel Universit t Hannover Diss 1993 Spannkraft berwachung an Drehmaschinen Me system zur Erfassung der dynamischen Spann kraft In VDI Z 133 1991 Nr 6 S 113 121 Spannkraft berwachung an Drehmaschinen Reibzustands berwachung von Spannfuttern In VDI Z 133 1991 Nr 7 S 71 74 ber die Kippsteifheit der Werkst ckeinspannung in Dreibackenfuttern In Werkstattstechnik 55 1965 Nr 6 S
11. Op 7 32 zZ Z Daraus ergibt sich die axiale Reaktionskraft auf Backe1 Bild 7 36 Berechnung der Reaktionskr fte an den Spannfl chen bei Belastung durch ein Kippmoment Durch die Kippung des Werkst cks kommt es zu einem axialen Abstand der Backen spannkr fte Al der sich aus der Verschiebung der Backenspannkraft auf Backe1 Alg und der auf Backe2 3 Algas zusammensetzt Bild 7 37 Neben dem Kippwinkel des Werkst cks ergeben sich durch die Verschiebungen der Backenspannkr fte zus tzli che Kippwinkel der Backenfl chen die abh ngig von der Gesamtkippsteifigkeit des 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 169 Spannmittels K sp sp Sind Die Kippwinkel des Werkst cks und der Backenfl che an Backe1 und Backe2 3 k nnen wie folgt berechnet werden Fans i Alg Fg Al Om w Op 0w23 s und Gas E E 7 34 k sp sp Kk sp sp Die Verschiebungen der Kraftangriffspunkte sind nach Gleichung 7 25 oder 7 27 zu berechnen Unter der Annahme dass die Spannbacken das Werkst ck immer auf der vollen Spannl nge ber hren ergeben sich die Verschiebungen der Backen spannkr fte an Backe1 und Backe2 3 wie folgt k 0 Alg Q Krspsp Ow und 7 35 1 Q FB k 0 Alp23 Q Kr sp sp On 7 36 2 1 Q FB 2 mit Q lsp ad wo Nash Unter der Ber cksichtigung Q lt lt 1 ergibt sich der Abstand zwischen den Angriffs punkten der Backenspannkr fte an Backe
12. x 2z tan a 8 5 ergibt sich der Spannwirkungsgrad Fx n A ania ania 8 6 Fx zZz tan a Fp Fop 3 Spannbacke Futterk rper Fi E EOP Keilfl che Bild 8 1 Vereinfachte Darstellung des Spanngetriebes von Keilfl chenfuttern Kraftdiagramme zur Bestimmung des Wirkungsgrades Mit zunehmender Reibung ist eine Verminderung des Spannwirkungsgrades verbun den Bild 8 2 links Bei einem Keilwinkel von 15 und einer Reibungszahl der in den Backenf hrungen und Keilfl chen herrschenden Grenzreibung in der Gr enord nung von 0 05 bis 0 2 ergibt sich der Spannwirkungsgrad zwischen 48 und 82 Das bersetzungsverh ltnis wird durch den Keilwinkel bestimmt Je gr er der Keil winkel ist desto gr er ist der Backenhub und desto kleiner ist die Spannkraft In einem Bereich von 15 50 des Keilwinkels ist die Auswirkung des Keilwinkels auf den Spannwirkungsgrad relativ gering Bild 8 2 rechts 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkraft 185 100 100 Keilwinkel a 15 Reibungszahl u 0 1 oO 8 S 60 60 N D E z 40 40 3 c c Sg 20 20 dp 0 0 00 01 02 03 04 05 06 0 10 20 30 40 o 60 Reibungszahl u tan 8 Keilwinkel a Bild 8 2 Theoretischer Spannwirkungsgrad der Keilfl chenfutter in Abh ngigkeit von der Reibungszahl und dem Keilwinkel Der tats chliche Spannwirkungsgrad wi
13. Kreuz versatz versatz 74 74 84 26 45 45 82 Abstand h cs mm Abstand Ics mm 12 32 24 7 20 12 32 24 7 20 16 40 35 Abstand Ics gt mm 44 Fi 51 55 18 18 Abstand Ics mm 12 20 16 40 35 aspa fre rate Tele Tele 4 12 20 Abstand heg mm 8 8 Abstand heg2 mm 10 10 12 5 14 Abstand Bcs mm nn A m o x O Q 2 c S b 0 15 113 6 5 15 113 6 5 21 115 5 6 21 15 5 6 Abstand h cs mm Abstand der Spitzverzah nung Befestigungsschrauben M16 1 16 22 48 26 7 43 9 0 938 M12 1 16 23 56 5 13 5 22 30 9 45 1 11 159 M16 1 16 29 61 Masse pro Grundbacke mces kg Schwerpunktslage in ra diale Richtung Xes mm ooe mefe 2 brsfasfie pe e rafa wele or o e fe lel o o 22 12 28 9 0 446 M12 1 16 23 47 56 2 10 616 M12 Schwerpunktslage in axia le Richtung h cs mm N ae es aor e e e e ee mo o1 posee we ai fesl belel siei ee 13 2 36 5 0 216 M8 13 2 36 5 0 218 M8 17 0 56 2 0 598 M12 25 2 30 7 10 501 Tabelle 4 2 Technische Daten der untersuchten Grundbacken 66 Die blichen Aufsatzbacken weiche Backe WB harte Backe HB sowie Krallenba cke KB Kapitel 2 3 3 wurden f r jedes untersu
14. bei Innenspannung bei Au enspannung mit AF 2 23 je k Dabei wird deutlich dass die Werkst cksteifigkeit einen starken Einfluss auf den Spannkraftverlust hat 75 77 126 Bild 2 29 Massive Werkst cke mit h herer Stei figkeit f hren zu einem hohen Spannkraftverlust Bei d nnwandigen verformungsan f lligen Werkst cken mit geringerer Steifigkeit ist der Spannkraftverlust geringer 140 kN PEN oO oO 80 60 Spannkraft Fap 40 20 nach VDI 3106 0 0 1000 2000 3000 min 5000 Drehzahl n Bild 2 29 Einfluss der Werkst cksteifigkeit auf die Betriebsspannkraft 78 126 Die Untersuchungen zur radialen Werkst cksteifigkeit wurden bereits von WAGNER 126 durchgef hrt Unter Ber cksichtigung der lokalen Verformung in der Kontaktzo ne der Spannbacke mit dem Werkst ck wurde der Begriff der reduzierten Radialstei figkeit Krea w die sich aus der idealisierten Radialsteifigkeit des Werkst cks kwi der Kotaktsteifigkeit der Spannbacke k s sowie der Kontaktsteifigkeit des Werkst cks kw zusammensetzt eingef hrt Bild 2 30 52 1 1 T E EA 2 24 i kg Kw Kwi Ks Ku k kw wi k gt k red w Bild 2 30 Mechanisches Ersatzbild f r das Bild 2 31 G ltigkeitsbereiche der System Drehfutter Werkst ck un Berechnungstheorien der ter Ber cksichtigung der Kontakt Werkst cksteifigkeit 79 steifigkeiten 126
15. e Berechnung der radialen Steifigkeiten und Kippsteifigkeiten der Aufsatzbacke an der Spannstelle aus den Messdaten bei verschiedenen Spannabst nden und bei Null Auskragl nge f r die Aufsatzbacken mit Spitzverzahnung e Ermittlung der radialen Steifigkeit k aso und Kippsteifigkeit kkaso nach den Gleichungen 5 13 und 5 14 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmiitteln 95 e Anpassung der Kippsteifigkeiten und der radialen Steifigkeiten mit den Glei chungen 5 18 und 5 19 und dadurch Ermittlung des Parameters h ef aB Bild 5 32 fasst die Steifigkeiten der Aufsatzbacken mit verschiedenen Backengr en und Befestigungsarten in Abh ngigkeit vom Spannabstand zusammen Die Spann backensteifigkeiten k nnen nach den Gleichungen 5 18 und 5 19 mit den in Tabelle 5 2 angegebenen Steifigkeitsparametern genau berechnet werden 800 Aufsatzbacke Z Q N um F 2 a m WB K IlI 160 1 o 400 WB K III 250 x I o WB S III 160 1 200 D inneas o WB S1250 1 D 0 Q Berechnete Spannbacken 60 7 e l steifigkeiten nach 2 o N um m Beschreibungsmodell g 40 Parameter in Tabelle 5 2 D 5 30 i 20 aus 7 O f r Aufsatzbacken a nn mit Spitzverzahnung 0 0 10 20 30 mm 50 Spannabstand Na Bild 5 32 Vergleich der gemessenen und der nach Beschreibungsmodell berech neten Spannbackensteifigkeiten Einfluss der radialen Position der Aufsatzbacke zur Grun
16. Befestigungsposition der Messplatte zur Messung 1 der Verformung der Spannfl che 2 der Starrk rperkippung der Aufsatzbacke 3 der radiale Starrk rperverlagerung der Aufsatzbacke der Verformung der Aufsatzbackenaufnahme Bild 5 26 Befestigungspositionen der Messplatten zur Messung der Aufsatzbacken steifigkeit 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 5 4 3 Untersuchungsergebnisse Die Steifigkeitsparameter der Aufsatzbacken k nnen aus den experimentell ermittel ten Daten mit Hilfe der Gleichungen 5 13 5 21 bestimmt werden Die Parameter k aso und kkaso bezeichnen die grundlegende radiale Steifigkeit und Kippsteifigkeit der Aufsatzbacke Der Einfluss des Spannabstandes hsp auf die Spannbackensteifig keiten wird mit dem Referenzabstand hetas beschrieben Bei den Aufsatzbacken mit Spitzverzahnung beschreibt Ijeraus den Einfluss der Auskragl nge laus Die ermittelten Steifigkeitsparameter der untersuchten Aufsatzbacken sind in Tabelle 5 2 zusam mengefasst Aufsatzbacke Steifigkeitsparameter USER haso Kraso kaso hetas Iretaus siehe Tabelle 4 3 mm N um Nm fum m mm mm WB K II 160 25 153 0 156 54 WB K III 160 1 25 135 0 144 40 WB K I 250 1 40 284 0 633 30 WB K III 250 40 305 0 632 38 HB K II 160 25 146 0 117 26 HB K III 160 25 132 0 120 28 HB K 1250 40 293 0 575 32 HB
17. In ZwF 86 1991 Nr 10 S 512 516 Handbuch der Fertigungstechnik Band 3 1 Spa nen M nchen Carl Hanser Verlag 1979 Dehnungsanalyse zur Sensorentwicklung In ZwF 89 1994 Nr 6 S 332 334 Prozess berwachung am Spannfutter In ZwF 90 1995 Nr 4 S 168 170 Auswahl von Spannbacken f r das NC Drehen In Werkstattstechnik 73 1983 Nr 11 S 701 702 Einfluss des Spannzeugs auf die Wirtschaftlichkeit beim NC Drehen In Werkstatt und Betrieb 116 1983 Nr 2 S 97 101 208 103 104 105 106 107 108 109 110 111 112 113 114 STEINBERGER J STEINBERGER J STEINBERGER J STEINBERGER J STEINBERGER J STEINBERGER J STEINBERGER J STELZER C STRICKER R SUNDERMANN R THIEL R THORM HLEN K H Sichere Werkst ckspannung bei der Drehbearbei tung zur Vermeidung von Fehlern In Berichte des Symposiums Fehlerfr herkennung in der span enden Fertigung D sseldorf 10 Oktober 1990 S 1 15 Richtig Spannen beim Hochgeschwindigkeits Drehen In Werkstattstechnik 79 1989 Nr 9 S 521 525 Schlanke Wellen in einer Aufspannung drehen In Werkstatt und Betrieb 126 1993 Nr 8 S 479 482 Spannen bei hohen Zerspanungsleistungen In Werkstattstechnik 72 1982 Nr 8 S 435 439 Spannkr fte und Spannzeuge zum Hochge schwindigkeitsdrehen In Werkstatt und Berieb 115 19382 Nr 7 S 449
18. ber eine Spindel die Umkehrgrundba cken einzeln zu verstellen um die Spanngenauigkeit zu erh hen Beim Keilstangenfutter Bild 2 12 wird die Kraft durch die tangential angeordnete Gewindespindel die Spiralfutter S Fih 6 i r j a Bild 2 12 Bauarten der handbet tigten Spannfutter 54 171 179 1 Aufsatzbacke 2 Grundbacke 3 Gewindespindel 4 Kegelrad 5 Spiralscheibe 6 Futterk rper 7 Keilstange 8 Gleitstein 9 Spannfutterschl ssel 10 Treibring 11 Ring mit Plankurven 12 Schnecke im Geh use gelagert wird ber eine mit Innengewinde versehene Keilstange ber tragen Die Keilstange bewegt ber einen Gleitstein den Treibring Zwei weitere Gleitsteine im Treibring leiten die Kr fte auf die anderen beiden Keilstangen weiter Die mit schr g verlaufenden Profil versehenen Keilstangen greifen in die Grundbacke ein und garantieren dadurch eine genaue zentrische Spannung Die aus Grund und 2 Stand der Erkenntnisse 29 Aufsatzbacken bestehenden Backeneinheiten k nnen schnell und mit gro er Wie derholgenauigkeit auf einen anderen Spanndurchmesser versetzt oder ausgewech selt werden 89 Dieses Spannsystem erf llt die am h ufigsten gestellten Aufgaben in hohem Ma e 126 Beim Plankurvenfutter Bild 2 12 liegt in der Grundbacke ein Gleitstein der ber die Plankurve fasst Der Ring der die drei Plankurven tr gt ist am Umfang als Schne ckenrad ausgebildet und wird von einer Schnecke g
19. 1 stat Untersuchung dyna Untersuchung dyna Untersuchung D 0 n 100 min n 100 min a 0 0 10 20 mm 40 Spannl nge lp Bild 7 49 Grenzkippmomente in Abh ngigkeit der Spannl nge bei harten Backen mit pflastersteinartiger Backenfl che Die harten Krallenbacken sind besonders geeignet f r das Spannen unbearbeiteter Werkst ckoberfl chen mit kurzer Spannl nge Die experimentellen Untersuchungen zeigen dass beim Spannen mit zwei oder drei Reihen Krallen sehr hohe Kippmo mente bertragbar sind Bild 7 50 x 8 Q t dynamische Untersuchung Spannfutter F KST K BSW III 265 Se Werkst ckstoff Ck 45 E Werkst ckoberfl che unbearbeitet amp d 80 mm nr N a Fp 78 3 KN i p 2 lk aus 80 mm 2 n 100 min A AWA E 2 3 Aufsatzbacke 8 HB K III 250 Q 0 KB K III 250 0 10 20 mm 40 Spannl nge Ion Bild 7 50 Grenzkippmomente beim Spannen unbearbeiteter Werkst ckoberfl che Einfluss des Spanndurchmessers Den Einfluss des Spanndurchmessers auf die Kippmoment bertragung zeigt Bild 7 51 Bei gr eren Spanndurchmessern ist aufgrund des gr eren Hebelarms der axialen Reibungskr fte ein h heres Kippmoment bertragbar Bei kleinerem 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 179 Spanndurchmesser ist der Einfluss der Spannl nge st rker da hier der Kippwinkel des Werkst cks in seiner Einspannung unter gle
20. 1993 Nr 9 S102 105 Technische Grenzen beim Drehen Ein Beitrag zur Qualifizierung von Optimierungsmodellen Technische Universit t Dresden Diss 1976 Untersuchung der Belastungsverh ltnisse an Dreibackenfuttern bei der Drehbearbeitung In Fertigungstechnik und Betrieb 30 1980 Nr 4 S 225 228 Trockenzerspanung in der Gro serienfertigung In VDI Berichte 1240 D sseldorf VDI Verlag 1996 S 93 110 10 Literaturverzeichnis Normen und Richtlinien 140 1141 142 1143 144 145 146 147 148 149 150 1151 1152 DIN 1319 1 DIN 1319 2 DIN 1319 3 DIN 1319 4 DIN 6350 Blatt 1 DIN 6350 Blatt 2 DIN 6351 Blatt 1 DIN 6351 Blatt 2 DIN 6353 DIN 6368 Teil1 DIN 6368 Teil 2 DIN 69893 ISO 3089 211 Grundbegriffe der Messtechnik Allgemeine Grundbegriffe Berlin Beuth Januar 1995 Grundbegriffe der Messtechnik Begriffe f r die Anwendung von Messgr ten Berlin Beuth Januar 1980 Grundbegriffe der Messtechnik Auswertung von Messungen einer einzelnen Messgr e Messun sicherheit Berlin Beuth Mai 1996 Grundbegriffe der Messtechnik Behandlung von Unsicherheiten bei der Auswertung von Messun gen Berlin Beuth Februar 1999 Drehfutter handbet tigt Spannbacken nicht ein zelverstellbar mit zylindrischer Zentrieraufnahme Berlin Beuth August 1968 Drehfutter handbet tigt Spannbacken nicht ein zelverstellbar Zentrieraufn
21. 300 Backenspannkraft Fsps KN 20 50 Tabelle 7 4 Parametervariation bei 2D FEM Berechnung der Spannkraftverteilung Bild 7 19 und Bild 7 20 zeigen die Spannkraftverteilung in der Spannfl che in Ab h ngigkeit vom Kippwinkel des Werkst cks Bei einer Einspannung ohne Kippung des Werkst cks bzw ohne Belastung durch ein u eres Kippmoment ist die Spann kraftverteilung in der Spannfl che in axialer Richtung ann hernd gleichm ig Bei Kippung des Werkst cks ver ndert sich die Lastverteilung in der Spannfl che und es kommt zu einer Verschiebung der resultierenden Backenspannkraft Diese Verschie bung steigt mit dem Kippwinkel an Bei gro en Kippwinkeln kommt es zu keiner voll st ndigen Ber hrung der Spannl nge des Werkst ckes mit der Spannbacke Die Verteilung der Spannkraft in der Spannfl che kann mit einem resultierenden Kraftangriffspunkt beschrieben werden Bild 7 21 Durch die mit Hilfe der FEM be rechneten Kontaktknotenkr fte ergibt sich die Position des Angriffspunktes der Ba ckenspannkraft nach 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften Kontaktknoten kraft Fynoten N Bild 7 19 Spannkraftverteilung in der Spannfl che in Abh ngigkeit vom Kippwinkel des Werkst cks 1 INN L UM MADDI 157 Einspannbedingung 30 mm dsp 80 mm Fp
22. 5 Futterk rper mit Backenf hrungen 6 zwei Federgruppen zur Simulierung der Futterkippsteifigkeit 7 Federn zur Simulierung der radialen Steifigkeit des Spanngetriebes 8 Verzahnungen 9 Keilfl chen Bei der Simulation wurde zun chst die Spannkraft ber die Spanngetriebefedern auf die Grundbacke aufgebracht Bild 6 7 Nachdem der Spannvorgang beendet worden war wurde das Spanngetriebe fixiert Danach wurde das Spannsystemmodell schrittweise mit Drehzahlen bis zu 4800 min rotierend belastet Als Berechnungser gebnisse wurden die einzelnen Knotenkr fte zwischen dem Werkst ck und der Auf satzbacke f r jede Drehzahlstufe addiert Dadurch wurde der dynamische Spann kraftverlauf bzw der Spannkraftverlust infolge der Fliehkr fte ermittelt 120 Spannvorgang F so 40 KN radiale Verlagerung w um Drehvorgang n 4800 min radiale Verlagerung w um Bild 6 7 Verformungen des Spannsystems nach dem Spann und Drehvorgang 6 4 Versuchsaufbau zur Ermittlung des Spannkraftverlustes Den Aufbau zur experimentellen Ermittlung der statischen und dynamischen Spann kraft zeigt das Bild 6 8 Ziel der experimentellen Untersuchungen war die berpr fung des analytischen Berechnungsmodells CNC Drehmaschine Spannfutter Grundbacke Aufsatzbacke Druckst ck Zwischenst ck Spannkraftsensor Reitstock Bild 6 8 Versuchsstand zur Ermittlung der dynamischen Spannkraft Eine C
23. 50 am 7 7 experimentell L KN a nach VDI 3106 D O nach Berechnungsmodell gt 30 Spannfutter F KFL K BSW 250 Aufsatzbacke WB K 250 1 ze 20 laus 7 11mm S dsp 80 mm 2 10 Kred w 287 N um x n 4000 min O 59 m 0 10 20 30 mm 50 Spannabstand h Bild 6 38 Spannkraftverluste eines Keilfl chenfutters mit Backenschnellwechselsys tem ps 20 2 Spannfutter Aufsatzbacke LL lt Z kN F KFL K BSW 1250 WB K I 250 1 0 F KST K BSW III 265 WB K III 250 S 10 x Y F KST H III 250 WB K III 250 z Q 0 5 d 80 mm TE Kiedw 287 N um oO m 0 0 min 4000 Drehzahl n Bild 6 39 Spannkraftverluste unterschiedlicher Futtertypen 6 5 7 Vergleich der berechneten und gemessenen Spannkraftverluste Zur Beurteilung der Berechnungsgenauigkeit der Spannkraftverluste wird eine Fehlerbetrachtung unter Anwendung statistischer Methoden durchgef hrt Damit ist die Abweichung des Systemsteifigkeitseinflussfaktors zu berechnen nach F FIB 6 31 Ax system 7 worin AFspg r der berechnete Backenspannkraftverlust AFsps m der gemessene Ba ckenspannkraftverlust und Fr s die Backenfliehkraft die nach VDI 3106 als spann kraftreduzierend angesetzt wird ist In Bild 6 40 ist die zu erwartende Normalverteilung der ber 200 gemessenen Ab weichungen der Systemsteifigkeitseinflussfaktoren mit verschiedenen Spannfutter
24. Das Modell besitzt sowohl f r her k mmliche Spannfutter als auch f r Spannfutter neuer Bauart wie Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich oder mit Backenschnellwechselsystem G ltigkeit Diese und der Grad der Genauigkeit des Berechnungsmodells werden anhand von experimen tellen Untersuchungen und FEM Analysen validiert Die gewonnenen Erkenntnisse bilden die Grundlage zur Erstellung einer neuen VDI Richtlinie die bei der Ermittlung der zul ssigen Drehzahl oder der notwendigen Ausgangsspannkraft von Backenfut tern in der Arbeitsvorbereitung Anwendung finden kann Berlin im Juli 2003 Eckart Uhlmann Vorwort des Autors Die vorliegende Arbeit entstand w hrend meiner T tigkeit als Gastwissenschaftler am Institut f r Werkzeugmaschinen und Fabrikbetrieb IWF der Technischen Uni versit t Berlin Mein besonderer Dank gilt Herrn Professor Dr Ing E Uhlmann dem Leiter des Fachgebietes Werkzeugmaschinen und Fertigungstechnik f r seine wohlwollende Unterst tzung und F rderung sowie seinen fachlichen Rat mit dem er diese Arbeit begleitet hat Herrn Professor Dr Ing B Viehweger Lehrstuhl Konstruktion und Fer tigung am Institut f r Produktionsforschung der Brandenburgischen Technischen Universit t Cottbus danke ich f r das dieser Arbeit entgegengebrachte Interesse die eingehende Durchsicht sowie die sich daraus ergebenden Anregungen Mein Dank gilt ebenso Herrn Professor Dr Ing F L Krause dem Leiter des Fachgebietes In
25. Die erforderliche Ausgangsspannkraft l sst sich be rechnen nach Fon bei ng bei Au enspannung Sn 2 21 sp min 50 Der Sicherheitsfaktor S der beim Ansatz nach STEINBERGER mit mindestens 2 0 und beim Ansatz nach THORM HLEN mit mindestens 1 5 anzusetzen ist ber cksich tigt die Zerspankraftschwankungen des Bearbeitungsprozesses Der Sicherheitsfak tor Ssp der bei beiden Ans tzen mit mindestens 1 5 anzusetzen ist ber cksichtigt die Spannkraftschwankungen des Drehfutters Bei den Ans tzen nach WUNDERLICH RASCHKE RESCH sowie WALTER ST HL sind aufgrund der idealisierten Betrach tungsweise keine Sicherheitsfaktoren angegeben In der Realit t tritt eine elastische Verformung des Werkst cks und der im Kraftfluss liegenden Bauteile des Spannfutters unter Wirkung der Spannkraft auf Dieser Effekt f hrt dazu dass die wirksame Fliehkraft sich nicht zu 100 spannkraftmindernd auswirkt Das Steifigkeitsverhalten des Spannmittels und des Werkst cks hat wesentlichen Einfluss auf den Spannkraftverlust 75 76 77 123 126 Das Zusammenwirken von der Werkst ck und Futtersteifigkeit kann anhand eines Verspannungsschaubildes modellhaft dargestellt werden 5 58 63 109 114 123 126 Bild 2 28 Die vom Spannfutter eingeleitete radiale Spannkraft verursacht eine Werkst ck Stauchung mit einer Werkst cksteifigkeit kw und eine Spannfutter Aufweitung mit einer Spannfuttersteifigkeit ks Wird diesem verspannten Syst
26. SPUR G BOLD J SPUR G EGGERT J Nutzung des Arbeitsverm gens von Spannfuttern unter Beachtung der Systemsteifigkeit In Werkstatt und Betrieb 119 1986 Nr 8 S 697 700 Sicheres Spannen beim Drehen mit hohen Dreh zahlen In Industrieanzeiger 107 1985 Nr 25 S 94 96 Spannkraftreserven von Backenfuttern beim Dre hen bei hohen Umdrehungsfrequenzen In Werkstatt und Betrieb 118 1985 Nr 6 S 339 342 Innengewinde trocken und mit HSC In Werkstatt und Betrieb 131 1998 Nr 12 S 1145 1148 Spannbacken f r die Pr zisionsbearbeitung in Drehmaschinen Standard oder Sonderausf h rung In Schweizer Maschinenmarkt 93 1992 Nr 25 S 46 48 Dehnspanntechnik Die genaue Alternative In Werkstatt und Betrieb 127 1994 Nr 7 8 S 609 614 Auf dem Weg zur virtuellen Produktentwicklung In ZwF 92 1997 Nr 3 S 74 75 Datenbanken f r CIM K ln Verlag T V Rheinland 1992 Die Fertigung rotationssymmetrischer Werkst cke In Werkstattstechnik 72 1982 Nr 2 S 13 19 Optimierung des Fertigungssystems Werkzeug maschine M nchen Carl Hanser Verlag 1972 Spannkraftoptimierung beim Drehen In ZwF 92 1997 Nr 9 S 453 456 Maschinenkapselung f r die Hochgeschwindig keitsbearbeitung Kassel Verlag Institut f r Ar beitswissenschaft Kassel 1999 Eingebrachte Spannarbeit ist Spannkraft Span nung von Drehteilen Spannm glichkeiten Bau formen und Schmierung In Ma
27. a Bogentheorie b Scheibentheorie c bergangsbereich Nach WAGNER 126 l sst sich die reduzierte Radialsteifigkeit in Abh ngigkeit vom Durchmesserverh ltnis nach der Bogentheorie oder Scheibentheorie analytisch berechnen Bild 2 31 wobei die Kontaktsteifigkeit aus der Theorie der Halbrauman n herung jeweils als additives Glied mitzuber cksichtigen ist Bei lt 0 6 berechnet sich die radiale Werksteifigkeit kw zu Eel 1 v KR G u litu o SA Em p alia 6 2 25 2 1 2 K m 2 1 u 2 K m B r N en kr i 2 B 2s J A bei Passsitz s 0 P 1 K m F ER 52Km und 2 Stand der Erkenntnisse 53 Bei gt 0 7 ist die idealisierte Werkst cksteifigkeit kw zu berechnen nach E l kwi 3 2 26 A LE 1 6 1 6 mit Az 0 3750 j a cot Oo cot Qg a 2 o A 0 5150 1 cot a o 0 2650 cot ay und Qg K Die Kontaktsteifigkeiten sind abh ngig von der Ber hrungsform zwischen Backe und Werkst ck Bei Passsitz gilt kis Ku 2 27 2 7 1 1 X 1 4 1 u A n In PE 22 1 A mit i lsp 2 d arcsin E Im Bereich von 0 6 lt lt 0 7 wird die reduzierte Radialsteifigkeit in Form einer ber gangsgerade ermittelt Die radiale Steifigkeit auskragender Werkst cke kann auf der Basis der obengenannten Berechnungen bei Ber cksichtigung eines Steifigkeitser h hungsfaktors bestimmt werd
28. bei einem Messbereich 1 mm a i Ww Messebene 2 p E4 of W W x a h2 Messebene 1 vw W Ap h2 Befestigebene Bild 5 13 Berechnung der Verformung an der Befestigebene Kraftdose DMS Vollbr cke Wegaufnehmer induktive Halbbr cke Bild 5 14 Messkette zur Erfassung der Sensorsignale Sowohl die Kraftmessdose als auch die Wegsensoren wurden an einen Tr gerfre quenz Messverst rker f r ohmsche und induktive Signalaufnehmer angeschlossen 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 81 163 Bild 5 14 Das analoge Ausgangssignal des Messverst rkers wurde mit Hilfe einer 12 bit A D Wandlerkarte digitalisiert Zur Messdatenerfassung und spei cherung wurde die Wandlerkarte ber eine grafische Oberfl che der Messsoftware Dasylab V3 157 der Fa Datalog M nchengladbach programmiert Die als ASCII Dateien zur Verf gung stehenden Messwerte wurden anschlie end mit Hilfe des Programms Origin V6 166 der Fa Microcal Software Northampton ausgewertet und dargestellt Vor der Messwerterfassung wurde das zu untersuchende Spannfutter mehrmals be lastet um den Einfluss des Spieles im Spanngetriebe auszuschalten 126 Dann wurde die Spannkraft kontinuierlich gesteigert Im Bild 5 15 sind beispielhaft die er mittelten Verlagerungen und Kippwinkel dargestellt Der Unterschied zwischen den Verl ufen bei der Zunahme und Abnahme der radi
29. dustrielle Informationstechnik am IWF f r die bernahme des Vorsitzes im Promoti onsausschuss F r die finanzielle Hilfe danke ich der Friedrich Ebert Stiftung FES Die Durchf h rung dieser Arbeit wurde in besonderem Ma e durch die Unterst tzung der Paul Forkardt GmbH amp Co KG D sseldorf R HM TOOL GmbH amp Co KG Sontheim Brenz und Fritz Schunk GmbH amp Co KG Lauffen Neckar die Spannmittel f r die Untersuchung bereitstellten erm glicht wof r ich einen besonderen Dank aussprechen m chte F r ihre hervorragende Mitarbeit danke ich den Herren D Zacharias und P Beer wald Ihr Engagement und ihre hohe Motivation haben besonders zum Gelingen die ser Arbeit beigetragen Allen Freunden und Kollegen im Produktionstechnischen Zentrum Berlin danke ich f r die sehr gute Zusammenarbeit Besonders bedanke ich mich bei den Kollegen des Bereiches Werkzeugmaschinen f r ihre Hilfsbereitschaft und fachliche wie pers nliche Unterst tzung Namentlich m chte ich mich sehr herz lich bei Stefan D ll Dr Uwe Mette und Erdmann Sch per bedanken Mein Dank gilt meiner Frau Xiangtian Wang und meiner Tochter Yunging deren Ge duld und liebevolle Unterst tzung Voraussetzung f r die Fertigstellung dieser Arbeit waren Berlin im Juli 2003 Pingfa Feng Berechnungsmodell zur Ermittlung von Spannkr ften bei Backenfuttern Inhaltsverzeichnis Seite 0 Formel und Kurzzeichen ze 2 2 2 4 0 250440000000R Ge Hasen aerane en ae H
30. ig wirkender hydraulischer Innendruck erzeugt der das Werkst ck ber eine Dehnb chse umfas send spannt 41 82 Beim Schrumpffutter erfolgt die Werkst ckspannung aus schlie lich ber die R ckstellkr fte des Materials Der Futterspanndurchmesser wird durch Einleitung einer hydraulisch wirkenden Kraft oder Erw rmung des Futters zur Einsetzung des Werkst cks ausgedehnt Nach der Entlastung oder Abk hlung des Futters schrumpft der Spanndurchmesser um das Werkst ck und erzeugt eine kraft schl ssige Verbindung 41 46 68 70 72 Diese Spannfutter f r die Pr zisionsdreh bearbeitung bei hohen Drehzahlen haben aufgrund des stark eingeschr nkten Spanndurchmesserbereiches eine geringere Flexibilit t als Backenfutter 38 Membranfutter Lamellenfutter Dehnspannfutter Wh al J Q N N N N N N N f ZAZ z N ZULT HIIIITIIIDL Fi N ZD Bild 2 21 Spannfutter f r Pr zisionsdrehbearbeitung mit hohen Drehzahlen 41 56 108 1 Futterk rper 2 Zug bzw Druckstange 3 Membran 4 Backenf hrung 5 Aufsatzbacke 6 Durchmessereinstellung 7 Futterkolben 8 Lamellen 9 Spannschraube 10 Kolben 11 lgef llter Druckraum 4 N N SI Bild 2 22 CFK Bandagenfutter 38 94 1 CFK Bandage 2 Umlenkklotz 3 Spannbacke 4 Keil 5 Spannaufsatz 6 Futtergrundk rper 7 CFK Ring 8 Abdeckplatte 9 Werkst ck 10 Ausgleichsgewicht Ein neuartiges Backenf
31. tionellen Bearbeitung Vorschubgeschwindigkeit v 10 100 1000 m min 10000 Schnittgeschwindigkeit v Bild 2 5 Zerspanungsbereich bei Aluminiumlegierungen nach 14 129 In den neuen entwickelten Fertigungstechnologien spielen die Werkzeuge und Schneidstoffe eine zentrale Rolle Bei der Trockenbearbeitung f hrt die Vermeidung von K hlschmierstoffen die bei der Nassbearbeitung die Prim rfunktionen wie Schmieren K hlen und Sp len haben bei gleichen Schnittbedingungen zu einer h heren thermischen Belastung und einer gr eren Reibung und Adh sion der Schneide 29 39 Bei der Hartbearbeitung mit definierter Schneide treten durch die hohe H rte des Werkstoffs hohe Kr fte und hohe Temperaturen auf welche zu ho hen thermischen Belastungen und hohen mechanischen Dr cken der Schneide f h ren 120 125 Bei der HSC Bearbeitung ver ndern sich die technologischen und insbesondere die kinematischen Randbedingungen wie beispielsweise kurze Werg zeugeingriffszeiten hohe Eingriffsfrequenzen sowie geringere Spanstauchung die zu Einleitung mehrer W rme in das Werkzeug und zunehmendem Werkzeugver schlei f hren 69 116 Unter diesen hohen Beanspruchungen m ssen die moder nen Schneidstoffe die folgenden Anforderungen erf llen 13 29 39 65 111 116 117 119 e hohe H rte sowie Warmh rte e gro e Verschlei festigkeit sowie Warmverschlei festigkeit e gro e Verschlei festigkeit bei hohen Schnittgesc
32. 264 269 Untersuchung der Spanngenauigkeit handbet tig ter Dreibackenfutter In Werkstattstechnik 55 1965 Nr 4 S 157 162 204 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 PAHLITZSCH G WARNECKE H J PAHLITZSCH G WARNECKE H J PEGELS H PEGELS H PEGELS H BERRELIS G PRASAD B PRAZNOVSKY M RASCHKE W WUNDERLICH G RESCH J RONDE U RUDOLPH U STELZER C SADOWY M SADOWY M WELK R W Untersuchungen ber die Grenzdrehzahl handbe t tigter Dreibackenfutter In Werkstatt und Betrieb 94 1961 Nr 4 S 177 185 Untersuchungen ber die Steifheit handbet tigter Dreibackenfutter In VDI Z 101 1959 Nr 25 S 1167 1175 Herk mmliche Spannzeuge an Drehmaschinen Teil 1 Handbet tigte Spannfutter In tz f r Metall bearbeitung 58 1964 Nr 5 S 248 252 Herk mmliche Spannzeuge an Drehmaschinen Teil 2 Kraftbet tigte Spannfutter In tz f r Metall bearbeitung 58 1964 Nr 6 S 319 323 ABC der Spanntechnik D sseldorf Paul Forkardt KG 1977 Concurrent Engineering Fundamentals Upper Saddle River Prentice Hall 1996 The Problem of Stiffness when Clamping the Parts in Lathe Chucks In Proceedings of the internatio nal conference on advanced manufacturing sys tems and technology AMST 87 Opatija Yugosla via 8 9 Oktober 1987 S 117 125 Futterspannkraft als te
33. 4 Untersuchte Spannniitel can 62 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln uuusssssreennnnnnnnnnnnnnnnnnnn nn 68 5 1 Allgemeines zur 2 2 nennen 68 5 2 5 3 5 4 5 5 Analytische Beschreibung 444444444444444400000RRRRRnnnn nn nn nn nn nennen 72 Ermittlung der Spannfuttersteifigkeiten unter Spannkrafteinwirkung 76 5 3 1 3D FEM Modelle der Grundbacken eee 76 5 3 2 Versuchsstand zur Ermittlung der Spannfuttersteifigkeit 78 5 3 3 Unters chungsergebnisse 2 2 222 22 2222422222 22 R2 22H 82 Ermittlung der Spannbackensteifigkeiten unter Spannkrafteinwirkung 88 5 4 1 3D FEM Modelle der Aufsatzbacken nnnnnnnnnnnnn 88 5 4 2 Versuchsstand zur Ermittlung der Spannbackensteifigkeit 89 5 4 3 Untersuchungsergebnissse 91 Gesamtsteifigkeiten des Spannmittels unter Spannkrafteinwirkung 99 5 5 1 Berechnung der Gesamtsteifigkeiten 99 5 5 2 ntersuchungsergebnisser 222 222 22312232112 2822 100 5 5 3 Verformungsanalyse der Spannmittel unter Spannkrafteinwirkung 103 5 6 Ermittlung der Steifigkeiten des Futterk rpers kolbens unter Pliehkrafteinflusszerekkeetekese fee aHe Eiger Bun EREE ESEE ETE 105 5 7 Ermittlung der tangentialen Futtersteifigkeiten 444444444 gt 106 5 8 Ermittlung der axialen Futtersteifigkeiten
34. 400 20 Zerspankr fte Fe Fp Fa TI axiale Verlagerung des Werkst ckes w Zeitt Bild 8 11 Beispielhafter Verlauf der Zerspankr fte und der Werkst cklage bei der Zerspanuntersuchung 196 9 Zusammenfassung und Ausblick Die fortschreitende Entwicklung im Bereich der Schneidstoffe und der Werkzeugma schinen erm glicht neue Bearbeitungstechnologien wie die Trockenbearbeitung die Hartbearbeitung und auch die Hochgeschwindigkeitsbearbeitung mit denen geringe re Fertigungskosten und h here Fertigungsqualit ten erzielt werden Die damit ver bundenen st ndig steigenden Zerspanleistungen und Schnittgeschwindigkeiten f h ren zu immer h heren Anforderungen an die Spannmittel Bei der Drehbearbeitung muss das Spannmittel in der Lage sein die von der Maschine gelieferte Antriebsleis tung auf das Werkst ck zu bertragen Das Backenfutter ist aufgrund seiner hohen Flexibilit t bez glich des spannbaren Durchmesserbereiches das bei der Drehbear beitung bevorzugt eingesetzte Spannmittel Dem Einsatz von Backenfuttern bei Au enspannung sind jedoch bei h heren Spindeldrehzahlen Grenzen gesetzt da die an den Spannbacken angreifenden Fliehkr fte die anf nglich vorhandene Spannkraft reduzieren Eine unausreichend wirksame Spannkraft kann zum Herausschleudern des Werkst cks sowie zur Gef hrdung von Person und Maschine f hren F r eine sichere Werkst ckspannung bei hohen Drehzahlen ist es daher erforderlich vor
35. 454 Spannzeuge zum Hochpr zisions Zerspanen In Werkstatt und Betrieb 128 1995 Nr 1 2 S 50 52 Werkst ckspannsysteme zum Hochgeschwindig keitszerspanen beim Drehen In Berichte des 2 Darmst dter Fertigungstechnischen Symposiums Hochgeschwindigkeitsbearbeitung TH Darm stadt 12 13 Februar 1987 S 1 36 berwachung und Regelung der Spannkraft in kraftbet tigten Dreibackenfuttern Technische Universit t Berlin Diss 1994 Hartmetalle spielen dominierende Rolle In Schweizer Maschinenmarkt 99 1998 Nr 22 S 22 27 Gestaltungsmerkmale von Spiralspannfutter Technische Hochschule Braunschweig Diss 1963 Analyse der Werkst ckhaltekr fte am Dreibacken futter im Rahmen einer Maschinen und Prozess berwachung Technische Universit t Berlin Diss 1996 Ausnutzen der Spannkr fte von Drehfuttern ma ximiert die Zerspanleistung In Maschinenmarkt 86 1980 Nr 52 S 1018 1021 10 Literaturverzeichnis 115 116 117 118 119 120 121 122 123 124 125 126 127 THORM HLEN K H T NSHOFF H K KARPUSCHEWSKI B BLAWIT C T NSHOFF H K KARPUSCHEWSKI B BORBE C TUFFENTSAMMER K AUGUSTIN D UHLMANN E EDERER G UHLMANN E RABE H BUBLATH B BR CHER M VICTOR H WAGEMANN A WAGNER H D WALTER M F ST HL J E WARNECKE G DOLLMEIER R WARNECKE H J WECK
36. 6 Ermittlung der Steifigkeiten des Futterk rpers kolbens unter Fliehkraftein fluss Bei der Futterrotation treten an den Spannbacken und dem Futterk rper kolben Fliehkr fte auf Die an einer Grund oder Aufsatzbacke angreifende Fliehkraft kann als Einzelkraft in den Backenschwerpunkt angesehen werden Die Verformungen des Spannmittels unter Einwirkung der Backenfliehkr fte sind daher aus den spann futter und spannbackenspezifischen Steifigkeitsparametern unter Spannkrafteinwir kung und aus den Backenschwerpunktlagen zu bestimmen Kapitel 6 2 Die Vorfor mung des Futterk rpers kolbens unter Fliehkrafteinfluss bzw die Auswirkung der Futterk rper kolbenfliehkraft auf die Spannfutteraufweitung wurde mit Hilfe der FE Methode untersucht Bild 5 49 zeigt die Berechnungsergebnisse f r ein Keilstan genfutter und zwei Keilfl chenfutter Beim Keilstangenfutter sind die Verzahnungstei 106 le welche die radiale Bewegung der Grundbacken erm glichen im Futterk rper in tegriert Dadurch bedingt die Verformung des Futterk rpers eine Verlagerung an der Spannstelle Beim Keilfl chenfutter bedingt die Fliehkraft am Futterkolben eine radia le Verlagerung der Keilfl chen die Fliehkraft am Futterk rper verursacht eine Kip pung der Backenf hrungen Futter F KST K BSW III 26 Verformung des Futterk rpers Verformung des Futterk rpers Futter F KFL K 1250 Futter F KFL K Il 250 Verformung des Futterkolbens Verformung de
37. A 0 4 v v 0 5 9 E 0 6 D 6 0 7 5 7 08 Ar r 0 9 4 pai D Y dsp 80 mm B 30 mm eb 2 l D aus w Oo 0 vr vy vy vY x 0 10 20 30 mm 50 Spannl nge Ion a vollgespannte Werkst cke 12 Durchmesser verh ltnis 8 kN um o 0 Pa o 0 2 8 A 0 4 A 2 DE 0 6 6 60 7 0 8 4 Ska d 80 mm 2 B 30 mm a 60 mm 0 Y Y Y 1 0 10 20 30 mm 50 Spannl nge Ion b auskragende Werkst cke Bild 7 29 Mit FEM berechnete differentielle Werkst cksteifigkeit in Abh ngigkeit von der Spannl nge und dem Durchmesserverh ltnis N A o O N O O _ Werkst cksteifigkeitsverh ltnis En 1 N A o O N O O 1 o 50 0 40 A 30 E 20 10 a 5 dp 7 80 mm B 30 mm F sp mm 60 mm aus w spp 40 KN 0 0 0 02 04 06 0 8 1 0 Durchmesserverh ltnis 5 a vollgespannte Werkst cke 0 0 0 02 04 06 0 8 1 0 Durchmesserverh ltnis 5 b auskragende Werkst cke Bild 7 30 Werkst cksteifigkeitsverh ltnis in Abh ngigkeit von der Spannl nge und dem Durchmesserverh ltnis 164 Bei d nnwandigen Werkst cken und kleiner Spannl nge ist von einem erheblichen Anstieg des Werkst cksteifigkeitsverh ltnisses auszu
38. AF pB A oO zZ N oO _ oO oO Einfluss des Spannabstandes auf den Spannkraftverlust gt oO Z k red w 2500 N um FEM O nach Berechnungsmodell Spannfutter F KFL K 250 Kraa w 287 N um Spannbacke WB S I 250 1 2 15 mm dsp 80 mm n 4000 min Kam 49 N um 10 30 mm 50 Spannabstand hsp ne w 2500 Nium e FEM O nach Berechnungsmodell Spannfutter F KFL K I 250 Spannbacke WB S I 250 1 A hus 15 Ne baw 287 N um laus 15 mm hsp 40 mm 2 k 49 N RA I n 4000 min 0 0 1 Nm um m 3 Spannfutterkippsteifigkeit k ago Bild 6 20 Einfluss der Spannfutterkippsteifigkeit auf den Spannkraftverlust 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 127 Die Spannfuttersteifigkeit hat im unteren Bereich starke Auswirkungen auf den Spannkraftverlust Bild 6 16 und Bild 6 20 Ein Vergleich der nach dem Berech nungsmodell berechneten Spannkraftverluste mit den FEM Berechnungsergebnissen zeigt eine sehr gute bereinstimmung zwischen Theorie und FEM Berechnung 6 5 1 4 Einfluss des Drehmomentes der Befestigungsschrauben Die experimentellen Untersuchungen zeigten dass die Auswirkungen des Drehmo mentes der Befestigungsschrauben auf den Spannkraftverlust sehr gering sind da das Befestigungsmoment die Aufsatzbackensteifigkeit gering beeinflusst Bild 6 21 links Ein analoges Erge
39. AKS N Ar Se RL T Bild 2 20 Spannzange und Spanndorn 69 98 1 Grundk rper 2 Zange 3 Zug bzw Druckstange 4 innerer Futterk rper 5 u erer Futterk rper 6 Fliehkraftausgleichsmasse 7 Befestigungsmutter 8 Werkst ck 9 Spieth H lse Spanndorne bestimmen und zentrieren die Werkst cke ber Bohrungen wobei das Drehmoment durch Mitnehmer bertragen wird 38 Die Dehnh lse der Spanndorne wird mechanisch oder hydraulisch im elastischen Bereich aufgeweitet wodurch das Werkst ck von Innen am gesamten Umfang der Bohrung gespannt wird Wie die Spannzangen weisen Spanndorne einen genauen Rundlauf und einen geringen Spannhub auf 56 98 Die Membranfutter Lamellenfutter Dehnspannfutter und Schrumpffutter Bild 2 21 eignen sich aufgrund ihrer hohen Rundlaufgenauigkeit und ihrer geringen Fliehkr fte f r die Pr zisionsdrehbearbeitung mit hohen Drehzahlen Beim sogenannten Memb ranfutter wird das Werkst ck durch greifer hnliche Spannbacken die auf einer Membrane angebracht sind gespannt Zur Entspannung des Werkst cks wird die Membrane mechanisch oder hydraulisch in elastischen Bereich gew lbt zur Ein spannung geht die Membrane in ihren Ausgangszustand zur ck 38 Beim soge nannten Lamellenfutter ber hren die Lamellen in Umfangs und auch in L ngsrich tung das Werkst ck an mehreren Stellen und zentrieren damit sehr gut 103 Beim hydraulischen Dehnspannfutter wird im Spannsystem ein gleichm
40. Ar beitsgenauigkeit Spannfutter F KFL K I 250 Spannbacke WB S 250 1 lis 15 mm hsp 40 mm Kippeinflussfaktoren radiale Gesamtsteifigkeit k Sb 00 200 400 600 N um 1000 radiale Spannfuttersteifigkeit k og Bild 6 15 Einfluss der radialen Spannfuttersteifigkeit auf die Kippeinflussfaktoren und die radiale Gesamtsteifigkeit gt oO FEM 0 nach Berechnungsmodell Z red w 7 2500 N um Spannfutter F KFL K I 250 Spannbacke WB S I 250 1 laus 15 mm hsp 40 mm dsp 80 mm n 4000 min x oO Backenspannkraftverlust AFS pB N oO oO 0 200 400 600 N um 1000 radiale Spannfuttersteifigkeit K cg Bild 6 16 Einfluss der radialen Spannfuttersteifigkeit auf den Spannkraftverlust 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 125 Die Auswirkungen der radialen Aufsatzbackensteifigkeit auf die Kippeinflussfaktoren und die Gesamtsteifigkeit sind beispielhaft in Bild 6 17 dargestellt Die radiale Auf satzbackensteifigkeit beeinflusst die Gesamtsteifigkeit und den Kippeinflussfaktor f r die Aufsatzbackenfliehkraft in der gleichen Weise wie die radiale Spannfutter steifigkeit Die Erh hung der radialen Aufsatzbackensteifigkeit hat negativen Einfluss auf die Reduzierung des Kippeinflussfaktors f r die Grundbackenfliehkraft Das hei t bei geringerer Aufsatzbackensteifigkeit wirkt die Grundbackenfliehkraft weniger spannkraftreduzie
41. Beim Keilfl chenfutter bedingen die Kontaktverformung der Keilfl che und die Verformung der Keilhacke die radiale Steifigkeit Zur Erh hung der Futtersteifigkeit sind eine m glichst dicke niedrige Keilhacke und eine m glichst gro e Kontaktfl che zu konstruieren Beim kraftbet tigten Keilstangenfutter mit Backenschnellwechselsystem erfolgt der Schnellwechsel der Grundbacke ber den in der Keilstange integrierten und radial 84 bewegbaren Verzahnungsteil Das hei t im Vergleich zum Keilstangenfutter ohne Backenschnellwechselsystem hat das Keilstangenfutter mit Backenschnellwechsel system eine Kontaktverbindung mehr im Kraftfluss und daher eine geringere radiale Steifigkeit Beispielsweise ist die radiale Spannfuttersteifigkeit des Spannfutters F KST K BSW III 265 um 21 geringer als die des Futters F KST H III 250 Der Unterschied der Spannfuttersteifigkeit beim Keilfl chenfutter mit und ohne Flieh kraftausgleich ist relativ gering da die Verbindung der Grundbacken mit dem Futter kolben und mit dem Futterk rper bei beiden Futtertypen gleich ist vergleiche F KFL K I 250 und F KFL K FLA I 250 Die gemessene radiale Spannfuttersteifigkeit des Keilfl chenfutters mit Backen schnellwechselsystem F KFL K BSW I 250 betr gt nur 54 der Steifigkeit des Keil fl chenfutters ohne Backenschnellwechselsystem F KFL K 250 Das Keilfl chenfut ter mit Backenschnellwechselsystem hat eine geringere radiale Futtersteifigkeit da hier mehr
42. Die FEM Berechnungen zur Eigenverformung der Grundbacke zeigen dass die Grundbackenverformung im Bereich der Schnittstelle zur Aufsatzbacke von der An griffsposition der Nutensteine abh ngig ist Bild 5 23 Die radiale Position der Auf satzbacke beeinflusst dadurch die Kippsteifigkeit der Aufsatzbacke siehe Kapitel 5 4 3 Verlagerung z g m Fo 8 5 QO c 0 DJ 9 Eo o os E gt so X vS Spannfutter F KFL K I 250 o Aufsatzbacke WB S 250 p F pB 740 kN h 45 mm 0 20 40 mm 80 radiale Position der kontaktfl che Bild 5 23 Eigenverformung der Grundbacke beim Keilfl chenfutter 5 4 Ermittlung der Spannbackensteifigkeiten unter Spannkrafteinwirkung 5 4 1 3D FEM Modelle der Aufsatzbacken Zur Ermittlung der Steifigkeitsparameter der Aufsatzbacken wurden FEM Berech nungen und experimentelle Untersuchungen durchgef hrt Die Spannbackenparame ter wie e Befestigungsart der Aufsatzbacke auf der Grundbacke e Spannbackengr e bzw Spannfuttergr e e Spannbackentyp e Spannabstand zwischen Spannstelle und Schnittstelle der Aufsatzbacke zur Grundbacke hsp 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 89 e Abstand zwischen Spannfl che und innerer Befestigungsschraubenachse Asp e Auskragl nge der Aufsatzbacke aus der Grundbacke laus bzw Abstand zwi schen letztem tragenden Zahn und u erer Befestigungsschraubenachse lst bei Spannbacken mit Spitzverzahnung sowie e Drehmoment der Befestig
43. Drehzahlbereich besten geeignet da die Kraft bertragungselemente in Futterk rper gef hrt und sehr steif sind Desweite ren sind die Massen der Grund und Aufsatzbacken systembedingt sehr gering 182 Grundbacke Keilstange Futterkolben axiale Anordnung der Keilstangen tangentiale Anordnung der Keilstangen Bild 2 15 Getriebesysteme von kraftbet tigten Keilstangenfuttern 159 173 Beim Winkelhebelfutter wird die axiale Bet tigungskraft ber Winkelhebel in die radi ale Spannbewegung der Backen umgesetzt Bei der Kraftumlenkung mit einfachen Winkelhebeln verf gt ein Spannfutter ber keinerlei Selbsthemmung sowie ber eine hohe Fliehkraftempfindlichkeit 56 Die Selbsthemmung eines Spannfutters ist not wendig f r die Vermeidung der Entspannung des Werkst cks bei einem Verlust der axialen Bet tigungskraft Durch eine au ermittige Lage des Hebeldrehpunktes zur Hebelabst tzung l sst sich die Selbsthemmung im Winkelhebelfutter erreichen Bei Keilfl chen und Keilstangenfutter kann durch Bestimmung der Winkel eine Selbst hemmung erreicht werden 32 Bei den Keilfl chen und Winkelhebelfuttern kann durch die Anwendung der Flieh kraftkompensation die zul ssige Drehzahl erh ht werden Beispielsweise wird in ei nem Keilfl chenfutter Bild 2 16 die Kompensationskraft durch das Umlenken der Fliehkraft des Ausgleichsgewichtes ber einen Hebel gegen die Grundbacken er reicht 106 133 Prinzipbedingt ist dieser Fliehkra
44. Es ist daher nicht sinnvoll all gemeine Spannbeiwerte in Abh ngigkeit der Werkst ckoberfl che anzugeben Zur Bestimmung der Spannbeiwerte mit hoher Sicherheit ist eine Angabe der backen spezifischen Spannbeiwerte der harten Backen in Abh ngigkeit des Spanndurch messers und der Werkst ckh rte vom Backenhersteller notwendig 7 3 Ermittlung der bertragbaren Kippkr fte Neben dem Drehmoment und der Axialkraft bewirken die am Werkst ck angreifen den Prozesskr fte an der Spannstelle eine Radialkraft und ein Kippmoment Die Ra dialkraft bewirkt eine unterschiedliche Belastung der Backen in radialer Richtung wodurch eine radiale Verlagerung des Werkst cks im Drehfutter hervorgerufen wird 98 126 Das Kippmoment kann das fliegend gespannte Werkst ck zum Rutschen in seiner Einspannung bringen Es muss sowohl durch Reibung in den Spannfl chen als auch durch radiales Entgegenwirken der Backen aufgenommen werden Durch die Kippung des Werkst cks unter Einwirkung einer Kippkraft ver ndert sich die Lastverteilung in den drei Spannfl chen F r eine vollst ndige Beschreibung des Einspannzustandes w hrend der Bearbeitung ist die Bestimmung der H he und Art der Spannfl chenbelastung in Abh ngigkeit der Werkst ckkippung von besonderer Bedeutung Als Grundlage f r die Ermittlung des Berechnungsmodells zur Bestim mung des Grenzkippmomentes wurde die Spannkraftverteilung in den Spannfl chen mit Hilfe der FEM untersucht Das Berechnungsmod
45. Grenzkippkraft ergibt Dieses Verhalten ist auf die Redu zierung der wirksamen Backenspannkraft der dritten Backe infolge der Radialkraft zur ckzuf hren Wird das Werkst ck von einer Backe abgest tzt Angriffswinkel von 172 60 180 und 300 kann eine h here Kippkraft aufgenommen werden Unter Be r cksichtigung der richtungsabh ngigen axialen Spannbeiwerte ergibt sich eine we sentlich h here Grenzkippkraft da bei Abst tzung des Werkst cks von einer Backe das Kippmoment durch den gr eren axialen Spannbeiwert f r Druckbelastung auf genommen wird Hpa aruck 7 11 Hana zug 011 Hspa druck 7 0 14 Hspa zug 7 0 11 Uspt 0 12 FB 25 kN dsp 80 mm 30 mm lsp lk 80 mm k 40 N um ky 60 N um k 400 N um k 6300 N um Grenzkippkraft F max red wD 60 120 180 240 Angriffswinkel der Kippkraft Bild 7 39 Grenzkippkraft in Abh ngigkeit vom Angriffswinkel Die Grenzkippkraft ist beim Angriffswinkel von 0 mit F F F max ee HD ee un B 7 47 lk 5 2 lk n 2 2 dsp 5 sp 4 k zu berechen Beim Lastfall mit einem Kippmoment ergibt sich das Grenzkippmoment zu M 1 aaa u k max 7 FspB en Ma F SpB le Mspa 7 48 sp z 7 3 3 Experimentelle Untersuchung 7 3 3 1 Versuchsdurchf hrung Das analytische Berechnungsmodell zur Bestimmung der Grenzkippkraft bzw des Grenzkippmomentes wurde durch statische und dynamische exp
46. HS Betriebsanleitung Sontheim Brenz Id Nr 342473 598H Backenschnellwechsel Kraftspannfutter KNCS N Katalog Meckenbeuren 1995
47. Ig sp bzw bei positiver Spannfl chentiefe asp hat die Reduzierung der Spannfl chen tiefe relativ geringe positive Auswirkungen auf die Spannbackensteifigkeit Es ist jedoch darauf zu beachten dass die d nne Backenspanndicke I s bei gro er nega tiver asp zu Reduzierung der Backensteifigkeit f hrt Einfluss des Spannabstandes hs Die nderung der Spannabstandes wirkt sich auf die Spannbackensteifigkeiten durch die Kippung der Aufsatzbacke aus Je h her die Spannstelle bzw je gr er der He belarm der Backenspannkraft ist desto gr er ist die Kippung der Aufsatzbacke und desto geringer ist die Spannbackensteifigkeit Bild 5 31 zeigt beispielhaft die Auswir kung des Spannabstandes auf die Eigenverformung und die Starrk rperbewegung sowie die daraus zusammengesetzte Gesamtverformung Mit den Messergebnissen der radialen Verlagerungen und der Kippwinkel an der Spannstelle k nnen die Stei figkeitsparameter k aso Kkaso und hreras abgeleitet werden Hierzu wurden die fol genden Auswertungen durchgef hrt 4 2 gesamte Verformung um kN Ne experimentell o 2 Eingenverformung 4 FEM 0 4 Starrk rperbewegung 80 experimentell um m kN 2 A r Aufsatzbacke WB K III 250 Oo 40 An 34 mm Spannbackennachjgiebigkeiten 20 0 0 10 20 30 mm 50 Spannabstand han Bild 5 31 Auswirkung des Spannabstandes auf die Verformung der Aufsatzbacke
48. K III 250 40 302 0 629 34 HB K IIl 250Um 40 264 0 463 23 KB K III 160 35 99 3 0 166 94 KB K III 250 40 279 0 429 23 WB S I 160 35 136 0 255 100 11 WB S II 160 30 80 0 088 50 8 WB S III 160 35 134 0 27 137 11 WB S I 250 1 45 234 0 607 25 13 WB S II 250 45 120 0 275 50 8 WB S III 250 45 295 1 07 80 15 HB S I 160 35 92 2 0 114 HB S I 160Um 35 112 0 125 HB S 1 250Hin 45 151 0 29 HB S 1 250Vor 45 252 0 61 15 13 HB S IIl 250Hin 45 146 0 288 HB S III 250Vor 45 289 0 61 15 13 KB S III 160 45 55 9 0 118 KB S III 250 52 5 112 0 304 Tabelle 5 2 Ermittelte Steifigkeitsparameter der Aufsatzbacken Einfluss des Anziehdrehmomentes der Befestigungsschrauben M Die Schrauben zur Befestigung der Aufsatzbacke auf der Grundbacke werden ber ein Anziehdrehmoment vorgespannt Aufgrund der Schraubensteifigkeit und der Kon 92 taktsteifigkeit beeinflusst das Anziehdrehmoment die Kippsteifigkeit der Backenver bindung und damit die Spannbackensteifigkeit Die Auswirkungen des Anziehdreh momentes auf die Kippung der Backenverbindung bzw die Spannbackensteifigkeit oberhalb eines vorgegebenen Wertes beispielsweise bei der Aufsatzbacke WB K III 250 von 80 Nm sind relativ gering Bild 5 27 und Bild 5 28 Das hei t eine Erh hung des Momentes bewirkt nur eine geringf gige Verbesserung des Spann verhaltens bei einer gleichzeitigen Erh hung der Spannbackenbeanspruchung 38 Wird dieses kritische Anziehdrehmoment
49. M 209 Optimale Zerspanleistung bei der Drehbearbei tung unter Ber cksichtigung des Spannverm gens und der Spannsicherheit von Drehfuttern In ZwF 74 1979 Nr 11 S 540 543 Hochgeschwindigkeitszerspanung Stand der Technik und Entwicklungstendenzen In VDI Z 139 1997 Nr 9 S 26 28 31 33 Hartbearbeitung Stand der Forschung In VDI Berichte 1399 D sseldorf VDI Verlag 1998 S 253 277 Hochgeschwindigkeitsdrehen bis 3000 m min Schnittgeschwindigkeit In tz f r Metallbearbei tung 79 1985 Nr 7 S 18 25 Hochgeschwindigkeitsdrehen von Inconel 718 In Industrie Diamanten Rundschau 34 2000 Nr 4 S 342 347 Drehen von Keramiken mit Diamantwerkzeugen In Industrie Diamanten Rundschau 34 2000 Nr 2 S 94 102 Schnittkraftberechnungen f r das Abspanen von Metallen In Werkstattstechnik 59 1969 Nr 7 S 317 327 Pr zisionshartdrehen Eine Konkurrenz zum Fein schleifen In VDI Z Special Werkzeuge 1998 Nr 5 S 30 31 Spannkraftverluste beim Drehen unter Beachtung der radialen Verformung und Steifigkeit von Werkst cken Technische Universit t Darmstadt Diss 1987 The Connection between cutting and clamping forces in turning In International Journal of Ma chine Tools and Manufacture 34 1994 Nr 7 S 991 1003 Drehbearbeitung harter Werkstoffe In VDI Z 142 2000 Nr 9 10 S 53 56 Grenzdrehzahlen von Dreibackenfuttern Technische Hochschule Braunschweig Diss 1963
50. Pr zisionsdrehbearbeitung kann die in dem traditi onellen Fertigungsablauf eines rotationssymmetrischen Pr zisionswerkst cks zur Anwendung kommende zeitaufwendige und umweltproblematische Schleifbearbei tung substituiert und damit die Fertigungskosten erheblich reduziert werden 40 131 Mit den bislang berwiegend zum Einsatz kommenden konventionellen Drehmaschinen k nnen Bauteilqualit ten im Bereich IT6 IT7 erreicht werden 117 Eine weitere Steigerung der Bauteilqualit t ist inzwischen durch die Entwicklung spe ziell zum Hartdrehen geeigneter Hoch Pr zisionsdrehmaschinen m glich Zur Reali sierung der wirtschaftlichen Pr zisionsbearbeitung und Aussch pfung des Potentials von neuen Schneidstoffen sind Drehmaschinen mit h heren Drehzahlen und An triebsleistungen erforderlich Nach dem derzeitigen Stand der Technik sind Drehma schinen mit einer maximalen Drehzahl von 10 000 min verf gbar 38 68 Drehmaschinen f r die neuen Bearbeitungstechnologien m ssen die folgenden An forderungen erf llen 29 32 38 73 117 131 e Antrieb mit hoher Maximal Drehfrequenz gutem Beschleunigungsverm gen gro em Regelbereich sowie hoher Antriebleistung e Maschinengestell und Spindellagerung mit hoher Steifigkeit und gutem D mpfungsverm gen e hohe Positioniergenauigkeit der Werkzeugschlitten sowie hohe Rund und Planlaufgenauigkeit der Spindel e Werkst ckspannsystem mit geringem Spannkraftverlust e ausreichende Schu
51. Umdrehungen des Spann schl ssels bei den Handspannfuttern Zur experimentellen Ermittlung der tats chlichen Spannkraft Fsp exp wurde ein Spannkraftmesser eingesetzt Gleichzeitig wurde das Spannmoment Msp beim Hand spannfutter durch einen Drenmomentschl ssel oder die axiale Bet tigungskraft Fax beim Kraftspannfutter durch eine auf der Druck Zugstange aufgebaute Kraftmess dose gemessen Die Reibung im Spanngetriebe ist f r den Spannwirkungsgrad von entscheidender Bedeutung In Anlehnung an CZICHOS 6 wird der Zusammenhang zwischen Rei bung und Spannwirkungsgrad von Keilfl chenfuttern mit einem vereinfachten Modell beschrieben Bild 8 1 links Das Modell besteht aus dem Futterkolben der Spann backe und dem Futterk rper Die am Futterkoben wirkende axiale Bet tigungskraft Fax bewirkt ber das Spanngetriebe eine Spannkraft Fsp als Ausgangsgr e Die Spannkraft bertragung wird innerhalb des Spannfutters durch zwei Reibungsquellen die Reibung in der Backenf hrung Fr und die Reibung in der Keilfl che Fr be 184 einflusst Durch die Aufstellung von Vektordiagrammen im Gleichgewichtszustand der Spannbacke und des Futterkolbens Bild 8 1 rechts kann der Spannwirkungs grad bestimmt werden Aus diesen Diagrammen worin die Gr e 8 den Reibungs winkel bezeichnet ergibt sich die folgende Beziehung unter der Annahme dass F zF F wo 1 tan 6 8 4 Fx tanl 6 Mit dem Zusammenhang zwischen den Wegen z und x
52. Werkst ck auftretenden Prozesskr fte und den Spannkraftver lust infolge der Rotation des Spannfutters bestimmt Bild 8 8 zeigt die Vorgehens weise der Berechnung der notwendigen Ausgangsspannkraft in Abh ngigkeit von den zahlreichen Einflussparametern wie Spannfutter Spannbacken Werkst ck und Prozessparameter Die Spannbeiwerte zwischen Spannbacken und Werkst ck sind f r die Bestimmung der Mindestspannkraft von besonderer Bedeutung Neben den Spannbeiwerten haben die Steifigkeiten von Werkst ck und Spannmittel Einfluss auf die erforderliche Spannkraft zur Aufnahme des Kippmomentes Der Spannkraft verlust ist durch die mit dem Quadrat der Drehzahl des Futters ansteigenden Ba ckenfliehkr fte und die Wechselwirkung zwischen der Spannmittel und Werkst ck steifigkeit zu bestimmen Aus dem Berechnungsmodell der Mindestspannkraft Glei chung 7 53 und dem Berechnungsmodell des Spannkraftverlustes Gleichung 6 32 erh lt man das Berechnungsmodell zur Bestimmung der notwendigen Aus gangsspannkraft unter Ber cksichtigung der Sicherheitsfaktoren FE 3 Sy B min AFsp 8 8 bei Innenspannung bei Au enspannung Bei der Au enspannung mit einer Ausgangsspannkraft Fspo l sst sich die zul ssige Drehzahl eines Dreibackenfutters wie folgt berechnen 190 F nz bin n 30 13 5 zu Zr Mi Tai 1 08 Krspsp red w Spannwirkungsgrad n und seine Schwankungen steifig tangentiale Verlagerungssteifigk
53. Werkzeugmaschinen Band 2 Konstruktion und Berechnung 5 Auflage D sseldorf VDI Verlag 1994 210 128 1129 130 1131 132 133 134 135 136 137 138 139 WECK M WECK M SCHUMACHER A WEIL U WEISSER H WEISSER W WELK R W WITTING H WITTIG K H GROSSER R WITTIG K H SCHNEIDER J WUNDERLICH G RASCHKE W WUNDERLICH G RASCHKE W ZIELASKO W Werkzeugmaschinen Band 4 Messtechnische Untersuchung und Beurteilung 5 Auflage D sseldorf VDI Verlag 1996 Derzeitiger Stand der Hochgeschwindigkeitsbear beitung ein berblick In Werkstattstechnik 87 1997 Nr 9 10 S 409 414 Auch morgen noch kraftvoll zubei en In Werkstatt und Betrieb 133 2000 Nr 12 S 62 63 In Gro serien hartdrehen statt schleifen In Werkstatt und Betrieb 127 1994 Nr 5 S 320 322 Beitrag zur Steigerung der Flexibilit t von Greif und Spanneinrichtungen f r rotationssymmetri sche Werkst cke Technische Universit t Berlin Diss 1978 Einfluss hoher Schnittgeschwindigkeit auf das Spannzeug In Werkstatt und Betrieb 115 1932 Nr 1 S 43 45 Super Legierungen drehen In Werkstatt und Betrieb 133 2000 Nr 11 S 43 46 Sicherheit bei der Werkst ckspannung Kassel Verlag Institut f r Arbeitswissenschaft Kassel 1999 Probleme der Spannsicherheit beim Hochge schwindigkeitsdrehen In VDI Z 135
54. aufgebaut Die Modellierung des Werkstoffverhaltens erfolgt linear elastisch mit Kreuzversatz mit Spitzverzahnung 4 3 2 1 Bild 5 9 3D FEM modelle der Grundbacken 1 Grundbacke 2 axiale Kraft ber die innere Befestigungsschraube 3 radiale Kraft ber Kreuzversatz oder Spitzverzahnung 4 axiale Kraft in der Kontaktfl che 5 Backenf hrungen 6 radiale Festlegung der Grundbacke ber die Verzahnungen oder Keilfl chen Die Backenspannkraft verursacht an der Grundbacke eine radiale Kraft und ein Kippmoment Die radiale Kraft wird ber den Kreuzversatz oder die Spitzverzahnung auf die Grundbacke bertragen Im FEM Modell wurde dies als eine Fl chenlast 3 auf der inneren Fl che des Kreuzversatzes bzw auf der ganzen Kontaktfl che der Spitzverzahnung simuliert Das Kippmoment wurde mit zwei axialen Kr ften simuliert Eine der axialen Kr fte 2 wirkt auf die Grundbacke ber die innere Befestigungs schraube und die andere axiale Kraft 4 dr ckt die Grundbacke auf der u eren Kontaktfl che In radialer Richtung wurde die Grundbacke an den Verzahnungen o der den Keilfl chen der Grundbacke fixiert Durch dieses Festlager und die Backen f hrungen des Futterk rpers lagen die sechs Freiheitsgrade der Grundbacken fest Als Berechnungsergebnisse wurden die Verlagerungen und Kippungen der u eren Seite der Grundbacke sowie die der Mittelebene der Backenf hrungen gemessen Bild 5 10 Bei verschiedenen
55. beim Keilfl chenfutter erfolgt durch die Einstellung der radialen Position der Aufsatzbacken die einer nderung der Aufsatzbackenfliehkraft und kippsteifigkeit verursacht Die Auskragl nge der Aufsatzbacken beeinflusst den Spannkraftverlust in gleicher Weise wie die Auskragl nge der Grundbacken beim Keilstangenfutter Bild 6 24 Der Einfluss der Aufsatzbackenkippsteifigkeit auf den Spannkraftverlust wurde auch mit harten Ba cken die mit den zwei hinteren HB Hin oder den zwei vorderen HB Vor Schrau ben auf den Grundbacken befestigt wurden untersucht Das hei t dass hierbei nur die Aufsatzbackenkippsteifigkeit ver ndert wurde Bei HB Hin hat die Aufsatzbacke eine geringere Kippsteifigkeit wodurch sich ein kleinerer Spannkraftverlust ergibt Bild 6 31 6 5 5 Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich Zur Untersuchung des Einflusses des Ausgleichsgewichtes auf den Spannkraftver lust stand ein Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich zur Verf gung Durch Entfer nen der Ausgleichsgewichte war Ermittlung des Spannkraftverlustes des Spannfut ters sowohl mit als auch ohne Fliehkraftausgleich m glich Bild 6 32 und Bild 6 33 Im Vergleich zum Keilfl chenfutter ohne Fliehkraftausgleich ergibt sich beim Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich ein geringerer Spannkraftverlust der bei einer Drehzahl von 4000 min etwa 18 kN betr gt Bild 6 33 Das entspricht einer Reduzie rung um 25 gegen ber dem Keilfl
56. d TB dsp dwg dz E Ewo F Fa Fa Fak F ma Fax Facmax Foose Fri FFiB AB FFiB AG FFiB FK FFiB 6B FFiB gegen Ffig FFfiB TB F FiB wirk Fe Fk Fk max Fk max i Fknoten Fyi Fp Fr Fri um kN um kN Z zZ Z Z Z Zz zZzzZzz Z zZz zZzzzzzzzzz z radiale Verlagerungsnachgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Einwirkung der Gegenkraft radiale Verlagerungsnachgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Spannkraft einwirkung radiale Verlagerungsnachgiebigkeit der Antriebsbacke Spanndurchmesser Durchmesser der ausgedrehten weichen Backen Zerspandurchmesser Elastizit tsmodul Werkst cksteifigkeitsverh ltnis kwp Kw Kraft Axialkraft am Spannfutter Axialkraft an der Spannstelle einer Backe axiale Backenreaktionskraft bei Belastung durch ein Kippmoment bertragbare Axialkraft axiale Bet tigungskraft beim Kraftspannfutter maximale Bet tigungskraft beim Kraftspannfutter mit Kraftmessdose ermittelte Tangentialkraft Fliehkraft Fliehkraft pro Aufsatzbacke Fliehkraft eines Ausgleichsgewichtes Fliehkraft des Futterk rpers kolbens Fliehkraft pro Grundbacke Gegenkraft pro Backe beim Keilfl chenfutter mit Flieh kraftausgleich Fliehkraft vom Bauelement i pro Backe Fliehkraft pro Antriebsbacke an der Spannstelle wirksame Fliehkraft pro Backe Gewichtskraft des Werkst cks Kippkraft Grenzkippkraft bei Spannba
57. dem Einsatz von Backenfuttern bei h heren Drehzahlen Grenzen gesetzt sind Nach VDI 3106 155 wird die elasti sche Verformung des Spannsystems nicht ber cksichtigt und somit wird die Summe der Fliehkr fte der Spannbacken zu 100 spannkraftmindernd angesetzt Da die im Kraftfluss liegenden Bauteile elastisch verspannt sind wirkt sich in der Regel nicht die gesamte Fliehkraft spannkraftmindernd aus 123 126 155 Die Berechnung der Spannkraftabnahme nach VDI 3106 hat eine hohe Sicherheit das Potential der Spannfutter wird jedoch nicht ausreichend genutzt Bild 3 3 Ein Arbeitsschwerpunkt ist die Erstellung eines genaueren Berechnungsmodells zur Bestimmung der Spann kraftabnahme unter Ber cksichtigung der Spannfutter Spannbacken und Werk st cksteifigkeit Erstellung des analytischen Berechnungsmodells der Ausgangsspannkraft Aufbauend auf den durchgef hrten Untersuchungen der erforderlichen Mindest spannkraft der dynamischen Spannkraft nderung sowie der Spannfuttereigenschaf ten wird das analytische Berechnungsmodell zur Bestimmung der erforderlichen Ausgangsspannkraft gebildet Bild 3 4 Im Gegensatz zu den bisherigen Berech nungsmodellen die teilweise nur eingeschr nkte Parameterkombinationen zulassen ist darauf zu achten dass das neue Berechnungsmodell f r alle sinnvollen Kombina tionen der Einflussparameter wie Spannfutter Spannbacken Werkst ck und Pro zessparameter angewendet werden kann Eingangsgr en Sp
58. die Erkenntnisse ber die Spannkraftverteilung in den Spannfl chen sowie ber die Spannbeiwerte gew hrleisten eine sichere und genaue Be rechnung der Mindestspannkraft Die Berechnung des Grenzkippmomentes nach dem neu entwickelten Modell hat eine h here Genauigkeit als nach den bisherigen Berechnungsans tzen was durch statische und dynamische experimentelle Unter suchungen berpr ft wurde Die genauere Berechnung der erforderlichen Mindestspannkraft und des Spannkraft verlustes erm glicht eine Verringerung der Sicherheitsfaktoren bei der Berechnung der notwendigen Ausgangsspannkraft gegen ber den bestehenden Ans tzen Ne ben dem Schmierzustand hat die Spannsituation Auswirkung auf den Spannfutter wirkungsgrad F r moderne Spannfutter die lebensdauergeschmiert sind und da durch konstante Betriebszust nde aufweisen oder auch f r herk mmliche Spannfut ter die einer regelm igen berpr fung bei einer zuvor definierten Spannsituation unterzogen werden kann der Sicherheitsfaktor f r die schwankenden Spannwir kungsgrade um bis zu 40 erheblich verringert werden Anhand von Zerspanunter 9 Zusammenfassung und Ausblick 199 suchungen wurde die G ltigkeit des analytischen Berechnungsmodells zur Bestim mung der notwendigen Ausgangsspannkraft berpr ft Zur praktischen Anwendung des Spannkraftberechnungsmodells ist zuk nftig die Entwicklung eines Berechnungsprogramms vorzusehen Es wird empfohlen erforderliche spannf
59. dsp 69 mm dsp 80 mm dsp 85 mm Ber hrungsform Bild 7 11 Einfluss der Ber hrungsform auf den Spannbeiwert bei ausgedrehten wei chen Backen Um eine Anlage der gesamten Spannfl che am Werkst ck zu garantieren sollten harte Backen mit pflastersteinartiger Spannfl che unter Spannkraft ausgeschliffen werden 56 Die Sitzform der Backen ist dann abh ngig vom Werkst ckdurchmes ser Den Einfluss des Werkst ckdurchmessers auf den Spannbeiwert bei harten Ba cken ist in Bild 7 12 dargestellt Bei gro em Durchmesser dringen die zwei Seiten kanten jeder Backe in die Werkst ckoberfl che ein so dass sich ein h herer tangen tialer Spannbeiwert ergibt Zur bertragung h herer Drehmomente sind daher m g lichst harte Backen mit Kantensitz zum Spannen des Werkst cks zu verwenden 152 0 6 g s Sattelsitz Kantensitz u O Hspa 2 0 4 2 Spannfutter F KST K BSW III 265 2 03 Aufsatzbacke HB K III 250 g Werkst ckstoff Ck 45 0 2 Werkst ckoberfl che geschruppt g F p 34 kN 0 1 I 30 mm Q sp 09 0 0 20 40 60 mm 100 Werkst ckspanndurchmesser dep Bild 7 12 Spannbeiwerte in Abh ngigkeit des Werkst ckdurchmessers bei harten Backen Einfluss der Werkst ckoberfl che Beim Spannen mit ausgedrehten weichen Backen ist die Werkst ckoberfl che f r den Spannbeiwert von Bedeutung Die Spannbeiwerte nehmen mit steigender Rau higkeit der Werkst ckoberfl che
60. gt V X und 6 28 IV Rz V 6 29 Die ermittelten Massen und Schwerpunktlagen der untersuchten Grund und Auf satzbacken sind in Tabelle 4 2 und Tabelle 4 3 dargestellt Tabelle 6 1 zeigt zus tz liche Daten f r die Fliehkraftberechnung bei Keilfl chenfuttern mit Fliehkraftausgleich oder Backenschnellwechselsystem Keilfl chenfutter mit Hebel bersetzung mis Ifsas Nsas Keilfl chenfutter mit ms FLA in kg mm mm BS kg fs KB el Be F KFL K FLA 1250 1 25 os3o eo as DD F KFL K FLA 11 250 1 25 osoa a DD Tabelle 6 1 Daten f r die Fliehkraftberechnung bei Keilfl chenfuttern mit Fliehkraft ausgleich oder Backenschnellwechselsystem F KFL K FLA M 160 1 25 fossa ss 31 DD D D D DE Bei Zur Validierung des analytischen Berechnungsmodells des Spannkraftverlustes wer den die folgenden Parameter als Einflussgr en experimentell und mit Hilfe der FE Methode untersucht e Spannfuttertyp und gr e e Spannbackentyp e Steifigkeiten des Spannmittels bzw Spannfutter und Spannbackenssteifig keiten e Werkst cksteifigkeit Kred w e Spannsituation bzw Spannabstand h und Auskragl nge der Spannbacke laus e Ausgangsspannkraft Fspo sowie e Drehmoment der Befestigungsschrauben M4 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 119 6 3 3D FEM Modelle zur Berechnung des Spannkraftverlustes Zur Validierung des Spannkraftverlustberechnungsmodells wurden
61. harte Backen und harte Krallenbacken unterteilt Bild 2 18 harte Backe harte Krallenbacke 5 pflastersteinartige krallenartige glatte spanniidehe Spannfl che Spannfl che amp DT Bild 2 18 Standard Aufsatzbackenarten 178 D 5 Z E N Q gt a D N w 7 pes o gt 3 D pas Weiche Backen werden bei der Spannung bereits bearbeiteter Werkst cke verwen det Zur Erh hung der Spanngenauigkeit werden die weichen Backen unter Spann kraft ausgedreht oder ausgeschliffen Es verbleibt als Ungenauigkeit nur der Fehler der sich aus dem notwendigen Bewegungsspiel des Futtergetriebes ergibt Die hohe Zentriergenauigkeit wird nicht mehr behalten nach einer L sung der Aufsatzbacken 2 Stand der Erkenntnisse 35 auf den Grundbacken Es wird empfohlen die Aufsatzbacke und die Grundbacke als eine Backeneinheit mit einem Backenschnellwechselsystem zu verwenden 101 Das Ausdrehen oder Ausschleifen der Aufsatzbacken bewirkt auch eine nahezu fl chenhafte Ber hrung zwischen Backen und Werkst ck und damit eine h here Ein spannsteifigkeit und eine Vermeidung der Besch ftigung des Werkst cks 17 34 Harte Backen mit pflastersteinartigen Spannfl chen sowie harte Krallenbacken sind geeignet f r die Spannung von Werkst cken mit unbearbeiteter Spannfl che Be sonders bei der Spannung mit harten Krallenbacken wird durch das Eindr cken der Krallen in die Werkst ckoberfl che der Spannbeiwert erheblich erh ht
62. hohen Drehzah len nach 29 32 68 73 117 131 Bild 2 8 fasst die entsprechenden maschinenseitigen L sungsprinzipien zur Erf l lung dieser Anforderungen zusammen Das Werkst ckspannsystem stellt aufgrund der hohen Fliehkraftbelastung ein wesentliches drehzahlbegrenzendes Maschinen element an der HSC Drehmaschine dar Bei allen Spannmitteln mit Au enspannung werden die Spannelemente durch die wirkenden Fliehkr fte in ffnungsrichtung be lastet Entsprechend vermindern sich die verbleibenden Haltekr fte Unter Ber ck sichtigung dass die Fliehkr fte mit dem Quadrat der Drehzahl ansteigen ist bei An wendung von Spannmitteln im Bereich hoher Drehzahlen von einer erheblichen Zu nahme der Spannzeugbelastung bei entsprechender Abnahme des Spannverm gens auszugehen 68 118 Aufgrund der hohen Rotationsenergie ist das Gefahren potential des Werkst cksystems bei HSC Drehen h her als bei einer konventionellen Drehbearbeitung 68 Eine sichere Spannung bedeutet in diesem Zusammenhang dass ein ungewolltes L sen der Verbindung zwischen Spannfutter und Werkst ck 2 Stand der Erkenntnisse 25 eine berbeanspruchung von Bauelementen der Spanneinrichtung oder des zu spannenden Gegenstandes und eine berschreitung der zul ssigen Verformung der beteiligten Partner der Spannpaarung bei den vorgegeben Einsatzbedingungen ver hindert werden 38 Um die Prozesssicherheit zu gew hrleisten und gleichzeitig die Wirtschaftlichkeit zu erh he
63. i ten Messtaster radiale Verlagerung radiale Verlagerung der Grundbacke an der Mittelebene der oberen und der unteren Backenf hrung radiale Verlagerung an der Spannstelle infolge der Ver formung der Aufsatzbacke unter Spannkrafteinwirkung radiale Verlagerung an der Spannstelle infolge der Starr k rperbewegung der Aufsatzbacke unter Spannkraftein wirkung radiale Verlagerung an der Spannstelle infolge der Eigen verformung der Aufsatzbacke unter Spannkrafteinwirkung radiale Verlagerung an der Spannstelle infolge der Ver formung der Futtereinheit unter Spannkrafteinwirkung durchschnittliche radiale Verlagerung des Werkst cks 0 Formel und Kurzzeichen 9 WwD um Verlagerungsdifferenz des vollgespannten Werkst cks unter Einwirkung einer linear verteilten Backenspannkraft WwDo um Verlagerungsdifferenz des auskragenden Werkst cks un ter Einwirkung einer gleichm ig verteilten Backenspann kraft WwD ab um Verlagerungsdifferenz des auskragenden Werkst cks un ter Einwirkung einer linear ber die Spannl nge abneh mend verteilten Backenspannkraft WwD zu um Verlagerungsdifferenz des auskragenden Werkst cks un ter Einwirkung einer linear ber die Spannl nge zuneh mend verteilten Backenspannkraft x X Koordinatenrichtung XGB mm radialer Abstand Au enseite der Grundbacke Schwer punkt der Grundbacke X Yi Zi Koordinaten der Spannbacke i XV Koeffizienten Xs Zs mm Schwerpunktlage Y Y Koordinat
64. max zU bestimmen 148 axiale Druckkraft F axiale Zugkraft F5 e 1 Spannfutter 2 Aufsatzbacke 3 Werkst ck 4 Kraftmessdose 5 Wegaufnehmer 6 Werkzeugrevolver 7 Hebel zum Kraftgeben Bild 7 6 Schematischer Versuchsaufbau zur Ermittlung der bertragbaren Axialkraft Mit dem btragbaren Drehmoment und der btragbaren Axialkraft k nnen die tan gentialen und axialen Spannbeiwerte nach Gleichungen 7 11 und 7 13 berechnet werden Um den Einfluss der Werkst ckoberfl che auf den Spannbeiwert zu untersuchen wurden die Werkst cke mit feingeschlichteten geschlichteten und geschruppten Oberfl chen gefertigt Die Rauhigkeiten der Werkst ckoberfl chen und der ausge drehten Backenfl chen wurden mit einem Oberfl chenmessger t der Firma Rodens tock mit Typ RM600 ermittelt Tabelle 7 2 Werkst ckoberfl che Rz um Ra um Backenfl che R um Ra um feingeschlichtet 1 0 1 1 geschlichtet 17 21 1 9 2 5 geschruppt an feere To Jo on bzw unbearbeitet gt 18 do o o S d Tabelle 7 2 Rauhigkeiten der untersuchten Werkst cke und der ausgedrehten wei chen Backen 7 2 2 2 Untersuchungsergebnisse Spannbeiwerte in Abh ngigkeit der Kraftrichtung Neben der Axialverlagerung bewirkt die Axialkraft an den Spannbacken eine Radial verlagerung die den Spanndurchmesser und damit die Spannkraft ndert Bei einer axialen Druckkraft erh ht sich die Spannkraft und dadurch ergibt sich eine h here
65. mm mm mm mm mm um m Nm um m kN um m kN um kN um kN um kN um kN um kN um kN Erl uterung Schnitttiefe Spannfl chentiefe Abstand zwischen Spannfl che und innerer Befestigungsschraubenachse Spanungsbreite Backenbreite Aufsatzbackenbreite Ber hrfl chenbreite Grundbackenbreite eingreifende Zahnbreite Verh ltnis der Steifigkeit in y Richtung zur Steifigkeit in x Richtung Durchmesser Futtergr e Au endurchmesser Durchmesser der Futterbohrung Lochkreisdurchmesser der Befestigungsschrauben Zentrierdurchmesser des Futters Kippnachgiebigkeit Neigungsnachgiebigkeit Neigungsnachgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Aufsatzbacke unter Spannkrafteinwirkung radiale Verlagerungsnachgiebigkeit radiale Verlagerungsnachgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Aufsatzbacke unter Einwirkung ihrer Fliehkraft radiale Verlagerungsnachgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Aufsatzbacke unter Spann krafteinwirkung radiale Verlagerungsnachjgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung des Futterk rpers kolbens unter Fliehkrafteinfluss radiale Verlagerungsnachgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Einwirkung der Aufsatzbackenfliehkraft radiale Verlagerungsnachjgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Einwirkung der Grundbackenfliehkraft dr GB gegen dr cB sp
66. nge als bei der theoreti schen Analyse Dies ist auf die plastischen Verformungen von Backen und Werk st ck zur ckzuf hren 1 0 Asp 50 mm experimentell g Nm I dsp 80 mm experimentell m um m dsp 80 mm theoretisch g Spannfutter F KFL K II 160 2 0 6 Aufsatzbacke WB S II 160 O Backenfl che geschlichtet 17 04 Werkst ckstoff Ck 45 Fp 63KN si F 1 5kN e 0 2 4 az lk aus 60 mm LUI w 0 0 0 en 0 10 20 mm Spannl nge Ion Bild 7 53 Einspannsteifigkeiten eines Keilfl chenfutters 7 4 Mindestspannkraft zur Aufnahme der Kombination der Belastungen Bei der gleichzeitigen Einwirkung der Belastungen Axialkraft Fa Gleichung 7 4 Drehmoment Ma Gleichung 7 5 Radialkraft F Gleichungen 7 6 und 7 7 und Kippmoment Mk Gleichungen 7 8 und 7 9 sind die Reaktionskr fte an den 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 181 Spannfl chen durch Summierung der entsprechenden Reaktionskr fte aus Glei chungen 7 10 7 12 7 30 7 31 7 40 und 7 42 zu bestimmen Fe ES w Fn Fa 7 51 X3 57 Fz 2 F COS pf 2 C F singe 2 My M cospu Fa 73 f c 3120 Idy De u F c0S pr 3 sings C F sinp 3 cos pr 2 My My W3 Singu COS Qy aE 3 1 C 3 1 C 3d 2 1 za F c0Spr 3 sinpz C F singe N3 cospr 2 M Mp cospu y3 sinoy Fa 3 1 C 3 1 C ER 2 L 3 Betracht man d
67. r lineare als auch nichtlineare Berechnungen statischer und dynamischer Systeme ausgelegt Dabei ist es insbesondere f r die Berechnung von Beanspruchungen und Verlagerungen innerhalb einer belasteten Struktur sowie in der Kontaktzone zwischen zwei Strukturen geeignet 94 164 165 Die Finite Elemente Methode ist ein diskretes N herungsverfahren f r mathemati sche Formulierung von komplexen physikalischen Problemen Sie beruht auf dem Gedanken ein beliebig gestaltetes Kontinuum in einfach berandete und endlich gro Re Elemente aufzuteilen F r jedes dieser Elemente werden N herungsans tze for muliert welche die gesuchten Zustandgr en wie z B die Verschiebungen Span nungen und Temperaturen beschreiben 127 Die Elemente werden in den Knoten punkten zu einem Gesamtsystem bzw einem Strukturmodell verkn pft Durch die berlagerung der Elementsteifigkeitsmatrizen zur Gesamtsteifigkeitsmatrix und die nachfolgende L sung des Gleichungssystems unter Ber cksichtigung der u eren Belastungen der geometrischen Randbedingungen wie Einspannbedingungen und Verkn pfungsbedingungen sind die Deformation und Spannung jedes Knotens zu berechnen Einen entscheidenden Einfluss auf die Qualit t des Rechenmodells ha 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 77 ben die Vernetzung des Modells sowie die Festlegung der Rand und Nebenbedin gungen Das Strukturmodell der Grundbacke wurde aus r umlichen Hexaederele menten mit acht Knoten
68. radiale Verlagerungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Einwirkung der Aufsatzbackenfliehkraft 6 kr cB CB Kr GB gegen Kr GB sp Kr sp sp kr TB Ks1 1 ki laus laus w N um N um radiale Verlagerungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Einwirkung der Grundbackenfliehkraft radiale Verlagerungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Einwirkung der Gegenkraft radiale Verlagerungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Spannkrafteinwir kung gesamte radiale Verlagerungssteifigkeit des Spannmiittels an der Spannstelle unter Spannkrafteinwirkung radiale Verlagerungssteifigkeit der Antriebsbacke Hauptwert der spezifischen Schnittkraft tangentiale Verlagerungssteifigkeit des Spannmittels unter Einwirkung einer Tangentialkraft Verlagerungssteifigkeit Hauptwert der spezifischen Vorschubkraft durchschnittliche radiale Werkst cksteifigkeit differentielle radiale Werkst cksteifigkeit idealisierte radiale Werkst cksteifigkeit Steifigkeit in x Richtung des lokalen Koordinatensystems Steifigkeit in y Richtung des lokalen Koordinatensystems Steifigkeit in z Richtung des lokalen Koordinatensystems L nge Abstand Messebene 1 Messebene 2 Abstand u ere Befestigungsschraubenachse Au en seite der Aufsatzbacke Aufsatzbackenl nge radiale Auskr
69. tigten Keilstangenfutter Wie beim kraftbet tigten Keilstangenfutter ist der Spannkraftverlust beim handbet tigten Keilstangenfutter nach Gleichungen 6 5 6 7 sowie 6 11 6 14 6 17 zu berechnen Bild 6 26 Ein Vergleich der Kurve A im Bild 6 26 mit der Kurve C im Bild 6 25 zeigt dass aufgrund der gr eren radialen Spannfuttersteifigkeit des hand bet tigten Keilstangenfutters weniger Backenfliehkraft als spannkraftreduzierend als beim kraftbet tigten Keilstangenfutter mit Backenschnellwechselsystem angesetzt wird ss 0 8 2 Y experimentell gt c O nach Berechnungsmodell e 97 Spannfutter Spannbacke liis dsp Kred w 9 B mm mm N um 5 0 6 A F KST H 1250 HB K I 250 6 8 120 196 N A B F KST H Ill 250 WB K III 250 4 5 80 287 2 E 2 IR C F KST H Ill 160 WB K III 160 1 20 5 80 287 4 E 2 S 04 2 10 20 30 mm 50 Spannabstand hsp Bild 6 26 Systemsteifigkeitseinflussfaktoren der handbet tigten Keilstangenfutter 6 5 4 Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter Die gemessenen berechneten und mit Hilfe des FEM Modells ermittelten dynami schen Spannkraftverl ufe und verluste eines kraftbet tigten Keilfl chenfutters sind in Bild 6 27 und Bild 6 28 dargestellt Analog wie beim Keilstangenfutter sind die Spannkraftverluste beim Keilfl chenfutter als spannkraftunabh ngig zu betrachten 50
70. und Spannbackentypen sowie variierten Spannsituationen aufgetragen Demgem ss kann bei der Berechnung des Spannkraftverlustes von einer hohen Genauigkeit aus 138 gegangen werden da der Mittelwert der Abweichungen mit 0 69 sehr klein ist Die Standardabweichung die auf die systembedingten Messwertschwankungen sowie die Berechnungsfehler der Werkst ck Spannfutter und Spannbackensteifigkeit hin deutet betr gt 4 04 L Nach Messungen Normalverteilung relative H ufigkeit h 20 18 16 14 12 10 8 6 4 10 12 14 16 20 Abweichung des Systemsteifigkeitseinflussfaktors AX system Bild 6 40 H ufigkeitsverteilung der Abweichungen zwischen berechneten und ge messenen Systemsteifigkeitseinflussfaktoren 25 r experimentell E nach VDI 3106 8 nach WARNECKE O nach neuem Berechnungsmodell Spannfutter F KST K BSW III 265 Spannbacke WB K III 250 lus 7 73 mm Asp 80 mm k 287 N um red w n 4000 min r experimentell nach VDI 3106 8 nach WARNECKE O nach neuem Berechnungsmodell Spannfutter F KFL K I 250 Spannbacke WB S I 250 1 eu 15 mm Backenspannkraftverlust AF SpB dsp 80 mm k 287 N um n 4000 min 20 30 mm Spannabstand tig Bild 6 41 Vergleich der Berechnung des Spannkraftverlustes mit verschiedenen Berechnungsmodellen und der experimentellen Untersuchung 6 Ermittlung des dynamischen
71. verschiedenen Backen 90 befestigungsarten und Backengr en durchf hren zu k nnen wurden insgesamt sechs Aufsatzbackenaufnahmen nach DIN 6353 148 gefertigt Tisch Hydraulikzylinder Kraftmessdose Druckst ck Aufsatzbacke an der Aufsatzbacke befestigte Messplatte Aufsatzbackenaufnahme Wegaufnehmer Bild 5 25 Versuchsstand zur Ermittlung der Aufsatzbackensteifigkeit Die Backenspannkraft von bis zu 50 kN wurde von einem Hydraulikzylinder ber ein Druckst ck aufgebracht Das Druckst ck ist ber eine Kugelkalotte drehbar mit dem Hydraulikzylinder verbunden so dass es den Bewegungen der Spannfl che folgen kann Um die Aufsatzbacke bei verschiedenen Spannabst nden zu belasten ist die H he des Hydraulikzylinders verstellbar Die Spannkraft wurde ber eine im Versuchsstand integrierte Kraftmessdose mit Vollbr ckenschaltung ermittelt Zur Messung der Verlagerungen wurden Messplatten nah an der Spannstelle bzw an der Schnittstelle zwischen Aufsatz und Grundbacke befestigt Bild 5 26 Die Verformung der Aufsatzbackenaufnahme wurde ebenfalls ermittelt um sp ter die ermittelten Gesamtverlagerungen zu verrechnen Die Verla gerungen selbst wurden durch induktive Wegaufnehmer erfasst Vor der Messwerter fassung wurde die Aufsatzbacke mehrmals belastet um den Einfluss des Spieles in der Backenverbindung auszuschlie en Anschlie end wurde die Kraft kontinuierlich bis zur maximal zul ssigen Backenspannkraft aufgebracht
72. wird der Einfluss der Fliehkraft des 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 135 Ausgleichsgewichtes mit einem spannfutterspezifischen Einflussfaktor yac der durch das Steifigkeitsverhalten des Spannmittels und die Hebel bersetzung bestimmt wird ber cksichtigt Gleichungen 6 20 bis 6 23 Umfangreiche experimentelle Untersu chungen zeigen dass die Berechnung sehr genaue Ergebnisse liefert Bild 6 34 Bei der Berechnung wurde ein Wirkungsgrad des Hebelgetriebes von 70 angesetzt Prinzipbedingt erfolgt kein optimaler Fliehkraftausgleich durch die Schwankungen im Betriebszustand 94 Bei sehr kleinen Spannbackenmassen kann dieser bei Au en spannung mit zunehmender Drehzahl zu einer Spannkrafterh hung f hren Bei In nenspannung ist die Wirkung der Spannbacken und Ausgleichsmassen auf die Spannkraft umgekehrt sodass im Gegensatz zu Drehfuttern ohne Fliehkraftausgleich die Gefahr des Spannkraftverlustes besteht 115 Das Spannverhalten von Keilfl chenfuttern mit Fliehkraftausgleich ist durch eine gro e Spannkrafthysterese gekennzeichnet 38 97 104 Nach einer Rotation des Dreh futters wirkt im Stillstand eine h here Spannkraft Bild 6 35 Der Spannkraftanstieg ist abh ngig von der Drehzahl Dieser Effekt ist auf die erh hte Beanspruchung des Futters und durch die elastische Aufweitung des Futterk rpers unter Wirkung der Massen der Spannbacken und der Ausgleichsgewichte zur ckzuf hren 97 Diese Spannkrafterh hun
73. zwei 3D FEM Modelle der Spannsysteme mit Keilstangenfutter oder Keilfl chenfutter aufgebaut Bild 6 6 Jedes 3D Strukturmodell des Spannsystems besteht aus dem Werkst ck der Aufsatzbacke der Grundbacke sowie dem Futterk rper Der Futterk rper mit seinen Backenf hrungen wurde als Starrk rper modelliert Die Modellierung seiner Kippsteifigkeit wurde mit zwei Federgruppen realisiert Die Spannkraft wird ber Fe dern welche die radiale Steifigkeit des Spanngetriebes modellhaft darstellen auf die Verzahnungen bzw die Keilfl chen der Grundbacke eingeleitet Die radiale Position der Grundbacke auf dem Futterk rper beim Keilstangenfutter sowie die radiale Posi tion der Aufsatzbacke auf der Grundbacke beim Keilfl chenfutter sind verstellbar Die Steifigkeit der Befestigungsschrauben wurde durch Federn die kreisf rmig auf die Schraubenklemmfl che der Aufsatzbacke und auf die Bohrungsfl che oder die Nu tensteinklemmfl che der Grundbacke wirken modelliert Spannsystem mit Keilstangenfutter Spannsystem mit Keilfl chenfutter 1 2 rn Im ee est EL ma i i a LEINE 3 5 rn A a p 9 Bild 6 6 3D FEM Modelle der Spannsysteme zur Berechnung des Spannkraft verlustes 1 Werkst ck 2 Aufsatzbacke 3 Federn zur Simulierung der Befestigungsschrauben mit Vorspannkraft 4 Grundbacke
74. 0 0 Aufsatzbacke Aufsatzbacke Bild 5 42 Gesamtsteifigkeiten bei verschiedenen Aufsatzbacken Vergleich der berechneten und gemessenen Gesamtsteifigkeiten Aufgrund zahlreicher Messwerte der Gesamtsteifigkeiten mit den variierten Anwen dungsparametern ist ein bildlicher Vergleich aller Ergebnisse nicht m glich Deshalb werden nur ausgew hlte Gesamtsteifigkeiten in Abh ngigkeit von dem Spannab stand und der radialen Position der Spannbacken dargestellt Bild 5 43 zeigt den Vergleich von Rechnung und Messung f r ein kraftbet tigtes Keilstangenfutter mit Backenschnellwechselsystem und f r ein kraftbet tigtes Keilfl chenfutter in Abh n gigkeit vom Spannstand Der Vergleich von Rechnung und Messung in Abh ngigkeit von der radialen Position ist f r ein kraftbet tigtes Keilfl chenfutter mit Fliehkraftaus gleich ein kraftbet tigtes Keilstangenfutter mit Backenschnellwechselsystem und ein handbet tigtes Keilstangenfutter in Bild 5 44 dargestellt Generell ist festzustellen dass die berechneten Gesamtsteifigkeiten eine durchg ngig gute bereinstimmung mit den gemessenen Steifigkeiten zeigen 150 ey Spannfutter u rn F KST K BSW III 265 2 N um mg Aufsatzbacke E 2 u E WB K III 250 Z lt T z e 2 lus 7 0 mm at 2 experimentell 9 0 berechnet 30 Spannfutter 5 n F KFL K FLA I 160 x a N Aufsatzbacke a N um m x WB S I 160 g amp s l _ 11mm 7 R I Rs a
75. 0 lsp 30 mm g z l 95 mm So z x 2 0 Fsg 60 kN n 1000 min 50 3 Kippkraft F Bild 7 44 Verlauf der axialen Verlagerung des Werkst cks in Abh ngigkeit von der Kippkraft bei dynamischer Untersuchung 7 3 3 2 Untersuchungsergebnisse Die folgenden Parameter wurden als Einflussgr en auf das Grenzkippmoment ex perimentell untersucht Bild 7 38 e aufgebrachte Spannkraft Fsp e Spannl nge lsp e Spanndurchmesser ds e axialer Spannbeiwert Uspa e Angriffswinkel der Kippkraft o und e Hebelarm der Kippkraft Ix 176 bereinstimmend mit der theoretischen Analyse wurde das Minimum des Grenz kippmomentes beim Angriffswinkel der Kippkraft von 0 gemessen Bild 7 45 Es entspricht ca 60 des Grenzkippmomentes beim Angriffswinkel von 60 Grenzkippmoment M max 300 Z 3 200 150 0 0 20 40 60 80 100 120 140 180 Angriffswinkel der Kippkraft I lk F p 7 80 mm p 10 mm 65 mm sp 63 KN Spannfutter F KST K BSW III 185 Aufsatzbacke WB K III 160 1 1 Backenfl che geschlichtet Werkst ckstoff AlCuMgPb Werkst ckoberfl che geschlichtet ds Bild 7 45 Grenzkippmoment in Abh ngigkeit des Angriffswinkels der Spannkraft Die aufgebrachte Spannkraft wirkt sich auf das Grenzkippmoment bei den statischen und dynamischen Untersuchungen erwartungsgem linear aus Bild 7 46 Das Verh ltnis des Grenzkippmomentes zur Spannk
76. 0 min Backenspannkraftverlust AF pB 30 Spannabstand hsp BERG oO Bild 6 33 Einfluss der Ausgleichsgewichte bei einem Keilfl chenfutter mit Flieh kraftausgleich auf den Spannkraftverlust in Abh ngigkeit vom Spannab stand Nach dem Ansatz von THORM HLEN 114 115 berechnet sich der Spannkraftverlust beim Drehfutter mit Fliehkraftausgleich aus AF pB Fts cB FriB aB FrBigsden 6 30 Hier werden 100 der Gegenkraft bei AuRenspannung als spannkrafterh hend an gesetzt Aus Bild 6 32 und Bild 6 33 wird deutlich dass die nach THORM HLEN be rechneten Spannkraftverluste erkennbar kleiner als die experimentell ermittelten sind Diese Berechnung f hrt daher zu einer unsicheren Drehbearbeitung 5 0 7 5 Y experimentell 5 06 0 nach Berechnungsmodell 0 o vapa Spannfutter Spannbacke laus Asp Kreaw 10 SI mm mm N um 72 Oo V gt 0 5 V IS Oo V T MV A F KFL K FLA HB S I 250Vor 4 63 360 p a Yy 1250 Q z 04 B 5 B F KFL K FLA WB S III 160 10 5 80 287 T III 160 y 093 A E C F KFL K FLA WB S IIl 250 20 5 80 287 D III 250 gt 0 2 2 20 40 mm Spannabstand hsp Bild 6 34 Systemsteifigkeitseinflussfaktoren der Keilfl chenfutter mit Fliehkraftaus gleich Beim in dieser Arbeit neu entwickelten Ansatz zur Berechnung des Spannkraftverlus tes beim Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich
77. 1 und Backe2 3 zu Oyl k Al Alg Alpgog x Zr ID 7 37 8 FB Ber hrung in voller Spannl nge E Verschiebung des Kraftangriffspunktes Alg w23 0B23N 9500 Zwischenwinkel 6 Bild 7 37 Abstand der Backenspannkr fte Bei der Spannsituation bei denen die Spannbacken nicht mit voller Spannl nge das Werkst ck ber hren ergibt sich ein kleinerer Abstand Al und damit eine geringere Einspannsteifigkeit sowie ein geringeres bertragbares Kippmoment Eine leicht ne 170 gative Kegligkeit der Backenoberfl che ist g nstig f r das Erreichen von Spannzu st nden mit voller Spannl nge Diese Ergebnisse decken sich mit fr heren experi mentellen Erkenntnissen 12 22 50 Aus der Gleichgewichtsbedingung 3 folgt der Kippwinkel des Werkst cks 0 8Ma 7 39 i Kred wD T 3 kz do Damit ergeben sich die Reaktionskr fte f r das Kippmoment M 0 0 gt FMa F My Fz My a FM F y Ma Fo Mya Ma 0 0 7 40 2 1 Fe Mya Fa Ma Fz My 0 0 S 1 I 2 1 mit dem wirksamen Hebelarm der axialen Backenreaktionskr fte I7 k pen SP BIND 3 do l 7 41 4 dsp kz In gleicher Weise ergeben sich die Reaktionskr fte beim auf der Rk2 Koordinate zer legten Kippmoment M 00 Fi Mp Fy M FM 1 5 FM Fy M Fo My Mp2 00 I 7 42 e F My FM Fz Mia 0 0 1 241 7 3 2 3 Grenzkippmoment Bei der Untersuchung des Grenzkippmomentes wird das Kippmoment durc
78. 106 0 nach Berechnungsmodell Z Backenspannkraftverlust AFSpB 20 Spannfutter F KST K BSW III 265 Spannbacke WB K III 250 Iaug 7 73 Mmm 10 h 40 mm dsp 80 mm Kred w 287 N um 0 0 1000 2000 3000 min 5000 Drehzahl n Bild 6 23 Spannkraftverluste eines kraftbet tigten Keilstangenfutters Die Einstellung der radialen Position der Grundbacken zur Anpassung verschiedener Spanndurchmesser wirkt sich auf den Spannkraftverlust durch die nderung der Ba ckenfliehkraft und der Spannfutterkippsteifigkeit aus Bei gr erer Auskragl nge der Grundbacken ergeben sich eine h here Backenfliehkraft und eine geringere Spann futterkippsteifigkeit die bei langem Spannabstand und gro er Werksteifigkeit g nstig f r die Reduzierung des Spannkraftverlustes ist Bei einer Auskragl nge von 30 mm gegen ber der Null Auskragl nge wird die Backenfliehkraft um 33 die an der Spannstelle wirksame Fliehkraft um 15 und der Spannkraftverlust bei einer Werk st cksteifigkeit von 1000 N um um 19 erh ht Bild 6 24 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 0 8 Spannfutter F KST K 0 7 BSW III 265 e Aufsatzbacke g 0 6 HB K III 250 ta h 40 mm o nach VDI c 5 in 0 5 Krea w 1000 N um O FFB wirk A Xsystem n 4000 min A AF pB 0 4 0 5 10 15 20 mm 30 Auskragl nge I s 0 5
79. 16 1 5 2 200 WB S II 160 x 5 F KFL K FLA III 250 46 20 4 WB S III 250 1 2 3 4 5 Spannmnmiittel Bild 5 54 Axiale Futtersteifigkeiten 5 9 Zusammenfassung Als Grundlage f r das zu entwickelnde analytische Spannkraftberechnungsmodell wurden die Steifigkeiten der zu untersuchenden Spannmittel mit Hilfe von theoreti schen Analysen experimentellen Untersuchungen und FEM Berechnungen ermittelt Die an der Spannstelle entstehende Gesamtsteifigkeit unter Spannkrafteinwirkung setzt sich aus der Spannfutter und der Spannbackensteifigkeit zusammen die durch die spannfutter und aufsatzbackenspezifischen Steifigkeitsparameter in Abh ngig keit der Anwendungsparameter wie Spannabstand und radiale Position der Spann backen analytisch beschrieben werden k nnen Die Steifigkeitsparameter werden von den geometrischen und mechanischen Eigenschaften des Spannmittels bedingt und sollten zuk nftig von Spannmittelherstellern angegeben werden Die Verfor mungsanalyse der Spannmittel unter Spannkrafteinwirkung zeigt dass ein steifes Spanngetriebe eine lange Backenf hrung und eine hohe St tzl nge der Aufsatzbacke auf der Grundbacke zu einer Erh hung der Steifigkeiten des Spannmittels f hren 110 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 6 1 Allgemeines Eine grundlegende Problematik bei der Rotation des Backenfutters liegt in der an den Spannbacken angreifenden Fliehkraft die bei Au enspannung eine Reduzie rung der wirksamen Span
80. 2 7 2 Ermittlung der bertragbaren Drehmomente und Axialkr fte 145 7 2 1 Theoretische Analyse nuuur4444444H HH Rn en enennnennn nennen nn nn nennen nenne nenn 145 7 2 2 Experimentelle Untersuchung 444444444444HRRRRRnnn nn nennen 147 7 3 Ermittlung der bertragbaren Kippkr fte 2222222ssnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnn 155 7 3 1 FEM Untersuchung der Spannkraftverteilung in den Spannfl chen 155 7 3 2 Theoretische Analyse zuurzunrsnensennsnnnnnnnsnnennnn nennen nennen nen nennen 167 1 3 3 Experimentelle Untersuchung HH 172 7 4 Mindestspannkraft zur Aufnahme der Kombination der Belastungen 180 7 5 Zusammenfassung 2ilaleizeilseiine irslsilsnsiinsiieasienekegr 182 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkra ft 4smm00nnnnnnn 183 8 1 Spannwirkungsgrad 4 2 2222 ee 183 8 2 Berechnung der notwendigen Ausgangsspannkr ft 222mmmnnnnnnnnneen 189 8 3 Experimentelle berpr fung des Berechnungsmodells 190 9 Zusammenfassung und Ausblick uuuussssennnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnnn nn nn nn nn nn nn nn 196 10 Liter turverzeichnis a aa Rs 200 0 Formel und Kurzzeichen 0 Formel und Kurzzeichen Formelzeichen Zeichen a Ars dFs drz dk dn dn AB sp dr dr AB AB dr AB sp dr FK FK dr GB AB dr GB GB Einheit mm mm mm mm mm mm mm mm
81. 3 16 2 Stand der Erkenntnisse 2 1 Entwicklungen und Tendenzen in der zerspanenden Bearbeitung In der zerspanenden Bearbeitung werden eine Vielzahl neuer Technologien die mit Kostensenkung und Qualit tserh hung verbunden sind kontinuierlich erforscht und weiter optimiert Die wesentlichen neuen Bearbeitungstechnologien die in den letz ten Jahren in die Produktion eingef hrt wurden und fortlaufend weiter entwickelt wer den sind die Trockenbearbeitung die Hartbearbeitung vor allem mit definierter Schneide und die Hochgeschwindigkeitsbearbeitung 25 Bild 1 2 Diese drei tech nologischen Aspekte der Fertigungstechnik sind nicht scharf gegeneinander ab grenzt sondern werden in vielen Anwendungsf llen gemeinsam realisiert So ist zum Beispiel oft die Hochgeschwindigkeitsbearbeitung mit definierter Schneide gleichzei tig eine Trockenbearbeitung da die eingesetzten Schneidstoffe thermoschock empfindlich sind Die Trockenbearbeitung und die Bearbeitung mit Minimalmengenschmierung MMS werden heute bereits in vielen Bereichen der Zerspanung mit definierter Schneide eingesetzt Im Vergleich zur herk mmlichen Nassbearbeitung mit l oder Emulsion verzichtet die Trockenbearbeitung auf den Einsatz von K hlschmierstoffen KSS Bei der Minimalmengenschmierung wird das Medium nur zur Schmierung der Zerspanstelle eingesetzt Die Trockenbearbeitung hat Vorteile welche den m gli chen Nachteilen wie Staubentwicklung und h here thermische B
82. 50 100 150 mm 250 Hebelarm der Kippkraft I Bild 7 47 Grenzkippkraft und spezifisches Grenzkippmoment in Abh ngigkeit des Hebelarms der Kippkraft Einfluss der Spannl nge und des axialen Spannbeiwertes Den Einfluss der Spannl nge auf das spezifische Grenzkippmoment bei ausgedreh ten weichen Backen zeigt Bild 7 48 Zum Vergleich sind die nach Gleichungen 7 47 und 7 49 analytisch berechneten spezifischen Grenzkippmomente dargestellt F r die Berechnung wurden die Spannfuttersteifigkeiten aus Kapitel 5 die Werkst ckstei figkeiten aus Kapitel 7 3 1 2 sowie die axialen Spannbeiwerte aus Kapitel 7 2 2 ge nutzt Das ermittelte spezifische Grenzkippmoment steigt mit der Spannl nge an und stimmt sehr gut mit den analytisch berechneten Ergebnissen berein Das hohe bertragbare Kippmoment beim Spannen eines geschruppten Werkst cks ist auf den hohen axialen Spannbeiwert zur ckzuf hren Ein Vergleich der Kurve A mit der Kur ve C zeigt eine gute bereinstimmung zwischen den statischen und dynamischen Untersuchungsergebnissen Die Steigung der Kurve C ist etwas kleiner als die der Kurve A was auf die gr ere axiale Futtersteifigkeit zur ckzuf hren ist amp 8 A B C 3 experimentell experimentell 4 experimentell D berechnet mit berechnet mit berechnet mit E ER Hspa 7 0 125 Hspa 7 0 22 Hspa 7 0 125 E Spannfutter F KST K BSW III 185 F
83. Ansatz die Einspannl nge Is Die erforderliche Mindestspannkraft zur Aufnahme des Drehmo mentes und der Axialkraft sowie des Kippmomentes ergibt sich zu 2 2 in y Fpa F pa Fook 2 2 F dz 2 Mjax F Fax 1 2 11 Fa I Mk Hspt dep Hspa EP SP Hspa 15 2 mit dem aus den Zerspan und Gewichtskr ften unter Ber cksichtigung des Arbeits winkels a gebildeten Kippmoment 2 Mx l Fz l cosa F d F l sina F 2212 Dabei wird vom L ngsdrehen ausgegangen d h bei der Berechnung f r das Plan drehen sind die Werte f r Vorschubkraft F und Passivkraft F zu vertauschen Aus Gleichung 2 11 ist ersichtlich dass die Spannbeiwerte zwischen Backe und Werkst ck einen gro en Einfluss auf das Berechnungsergebnis haben Nach VDI 3106 155 h ngen die Spannbeiwerte von der Backenausf hrung der Werkst ck oberfl che der Werkstoffpaarung Spannbacke Werkst ck sowie der Anwendung von K hlschmierstoffen ab Aufgrund der richtungsabh ngigen geometrischen Gestaltung der Spannfl che unterscheiden sich der axiale und tangentiale Spannbeiwert Da bei der Einsch tzung der Spannsituation Unsicherheit besteht wird ein Sicherheitsfaktor S 2 1 3 angesetzt Ansatz nach STEINBERGER Der Ansatz nach STEINBERGER 107 wird aus der Einspannsituation in einem Drei backenfutter mit Krallenbacken hergeleitet Fin 125d 1515 4 2 13 p Hsp Usp d 2 Stand der Erkenntnisse 47 Die berechnete Mindestspa
84. Berichte aus dem Produktionstechnischen Zentrum Berlin Pingfa Feng Berechnungsmodell zur Ermittlung von Spannkr ften bei Backenfuttern i Fo Technische Universit t Berlin Herausgeber Prof Dr Ing Eckart Uhlmann Pingfa Feng Berechnungsmodell zur Ermittlung von Spannkr ften bei Backenfuttern Produktionstechnisches Zentrum Berlin PTZ I HHH HHH Fraunhofer Institut f r Institut Werkzeugmaschinen und Produktionsanlagen und Fabrikbetrieb Konstruktionstechnik Technische Universit t Berlin Berechnungsmodell zur Ermittlung von Spannkr ften bei Backenfuttern von Master of Engineering Pingfa Feng aus Hebei VR China von der Fakult t V Verkehrs und Maschinensysteme der Technischen Universit t Berlin zur Erlangung des akademischen Grades Doktor der Ingenieurwissenschaften Dr Ing genehmigte Dissertation Promotionsausschuss Vorsitzender Prof Dr Ing F L Krause Berichter Prof Dr Ing E Uhlmann Berichter Prof Dr Ing B Viehweger Tag der wissenschaftlichen Aussprache 15 Juli 2003 Berlin 2003 D 83 Vorwort des Herausgebers In dieser Arbeit wird ein analytisches Berechnungsmodell zur Ermittlung von Spann kr ften bei Backenfuttern in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften entwickelt Bishe rige bestehende Ans tze zur Ermittlung der erforderlichen Spannkraft f hren auf grund ihrer unzureichenden Modellbildung zu fehlerhaften und sehr unterschiedli chen und dami
85. Diese Backen finden Anwendung besonders bei der Schruppbearbeitung bei der gro e Kr fte und Momente bertragen werden m ssen Die Rohteile die oftmals geschmiedet oder gegossen sind verursachen einen hohen Verschlei der Backen so dass die Krallen h ufig als auswechselbare Eins tze ausgef hrt werden 81 101 Die harten Backen mit Pflastersteinverzahnung die durch Ausschleifen unter Spannkraft nach innen oder au en in verschiedene Durchmesser abgestuft werden decken einen hohen Spanndurchmesserbereich ab 56 Allerdings wird die Werkst ckoberfl che an der Spannstelle mit der Pflastersteinverzahnung besch digt so dass sie nicht als univer selle Aufsatzbacken verwendet werden k nnen Backe mit GFK Schnellwechselaufsatz Bendebaue Spanneinsatz backen mit Grundbacke Laminatblock Stahl Spanneinsatz Bild 2 19 Sonderspannbacken 2 38 62 81 159 177 Kann das Werkst ck aufgrund seiner unregelm igen Geometrie nicht mit Standard Aufsatzbacken gespannt werden dann werden spezielle Sonderaufsatzbacken ge fertigt D nnwandige Werkst cke werden mit sogenannten Pendelbacken Bild 2 19 36 gespannt 81 Hierbei verdoppelt sich die Anzahl der Auflagepunkte auf sechs bei einem Dreibackenfutter sodass die Deformation des Werkst cks verringert wird Spezielle Backen mit Spanneinsatz aus Glasfaserverbundwerkstoff Bild 2 19 er m glichen einen hohen Reibwert und eine breite Verteilung der Spannkraft 159 Schnell
86. Drehmomente Axial kr fte und Kippkr fte ergaben eine gute bereinstimmung mit den analytischen Be rechnungen Das entwickelte Berechnungsmodell zur Mindestspannkraft hat eben falls G ltigkeit f r die Werkst ckspannung mit Backenfuttern bei der Fr sbearbei tung 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkraft 183 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkraft 8 1 Spannwirkungsgrad Die notwendige Ausgangspannkraft zur Aufnahme der Prozesskr fte wird durch die bertragung der Bet tigungskraft ber das Spanngetriebesystem aufgebracht Bei der Spannkraftberechnung ist das Verhalten der Spannkraft bertragung innerhalb des Spannfutters von gro er Bedeutung Ziel ist es mit einer bestimmten Bet ti gungskraft eine m glichst hohe Spannkraft mit einer m glichst geringen Schwankung zu erreichen 126 Die zu erreichende Spannkraft ist abh ngig von der axialen Bet tigungskraft beim Kraftspannfutter bzw dem Spannmoment beim Handspannfutter dem Reibungsbeiwert im Spanngetriebe sowie dem bersetzungsverh ltnis Der Spannwirkungsgrad wird wie folgt definiert Pop JR n 100 8 1 SP ideal Die ideale Spannkraft ist aus dem bersetzungsverh ltnis des Spanngetriebes mit 2 m Ng Map F sp bs h 8 2 B f r handbet tigte Backenfutter und F _ hio Fax 8 3 ideal hs f r kraftbet tigte Backenfutter zu berechnen Darin ist hg der Backenhub unter einem Kolbenhub Axo bei den Kraftspannfuttern oder unter Ns
87. Futtern angeordnet Bild 2 15 Grundbacke mit Kreuzversatz Grundbacke mit Spitzverzahnung Bild 4 2 Grundbacken mit Kreuzversatz und Spitzverzahnung Aufsatzbacke mit Kreuzversatz Aufsatzbacke mit Spitzverzahnung Bild 4 3 Weiche Aufsatzbacken mit Kreuzversatz und Spitzverzahnung 4 Untersuchte Spannmittel 65 Bei handbet tigten Keilstangenfuttern F KST H kraftbet tigten Keilstangenfuttern mit Backenschnellwechselsystem F KST K BSW sowie bei kraftbet tigten Keilfl chenfuttern mit Backenschnellwechselsystem F KFL K BSW ist die Grundbacke mit Kreuzversatz als Schnittstelle zur Aufsatzbacke ausgestattet Bei Keilfl chenfuttern mit oder ohne Fliehkraftausgleich F KFL K FLA F KFL K ist die Grundbacke mit Spitzverzahnung ausger stet Bild 4 2 Im Gegensatz zur Spitzverzahnung erfolgt beim Kreuzversatz das Einstellen der Aufsatzbackenposition nicht durch Versetzen der Aufsatzbacke auf der Grundbacke sondern durch Versetzen der Grundbacke gegen ber dem Futterk rper Die wichtigen technischen Daten der in den untersuch ten Spannfuttern angewendeten Grundbacken sind in Tabelle 4 2 und Bild 4 2 dar gestellt Die Spitzverzahnung f r Futtergr en 160 mm und 250 mm ist 1 16 x90 nach DIN 6353 148 Futter Typ Hersteller Nr un oO O O e e oO I O b a Du K m i a b az Backenanschluss Kreuzversatz Grundbackenl nge lcg mm Grundbackenbereite Beg mm
88. HB S I 160Um 20 19 WB S I 250 29 5 28 HB S I 250Hin 15 25 3 HB S 250Vor 40 25 0 KB S I 250 13 28 S1160 S I 250 Aufsatzbacke mit Spitzverzahnung Bild 5 38 Steifigkeiten von Aufsatzbacken mit Spitzverzahnung Die Aufsatzbacken mit Spitzverzahnung werden h ufig f r verschiedene Backenty pen mit unterschiedlichen Verbindungsparametern wie Abstand der Befestigungs schraubenachsen ss und maximale St tzl nge la konstruiert Tabelle 4 3 In Bild 5 38 sind die ermittelten Steifigkeiten der Aufsatzbacken mit Spitzverzahnung dargestellt Ein die Spannbackensteifigkeiten stark beeinflussender Verbindungspa 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 99 rameter ist die St tzl nge Beispielsweise hat die harte Backe HB S 250 eine ma ximale St tzl nge von 15 mm oder 40 mm bei den zwei unterschiedlichen Befesti gungssituationen HB Hin und HB Vor in Bild 4 4 wodurch die radiale Steifigkeit bei HB Hin nur 60 der bei HB Vor erreicht Um die Spannbackensteifigkeit nicht zu verringern sollte die Aufsatzbacke m glichst mit den zwei vorderen Schrauben be festigt und mit einer m glichst langen St tzl nge konstruiert werden Fr here Unter suchungen zeigten dass die Auswirkung der Spitzverzahnungsart auf die Spannba ckensteifigkeit bei relativ hohem Spannabstand relativ gering ist 33 5 5 Gesamtsteifigkeiten des Spannmittels unter Spannkrafteinwirkung 5 5 1 Ber
89. K Aufgrund der au erhalb der Backenschwerpunktebene wirksamen Spannkraft ist die Fliehkraft nicht zu 100 an der Spannstelle wirksam Dieser Einfluss wird mit ent sprechenden Kippeinflussfaktoren xas Xce Und yrk ber cksichtigt Aus den Glei chungen 6 12 bis 6 16 folgt die Berechnung des Spannkraftverlustes 114 1 AF spB 7 F FlBwik k 1 r Sp Sp Krea w 6 17 Fi AB GB FK i 1 r Sp Sp Krea w Das entsprechende Verspannungsschaubild ist in Bild 6 2 dargestellt Das Verh lt nis des Backenspannkraftverlustes zur Summe der Fliehkr fte von Grund und Auf satzbacke wird als Einflussfaktor der Systemsteifigkeiten definiert AFB 6 18 X System 7 f Fig aB Frie ce Bei unendlicher Werkst cksteifigkeit ist der Systemsteifigkeitseinflussfaktor Fei wirk X wirk 7 6 19 F FIB AB Ffig eB nicht nur abh ngig vom Steifigkeitsverhalten des Spannmittels sondern auch vom Verh ltnis der Aufsatzbacken zur Grundbackenfliehkraft F kig wirk F spBo k k r sp sp Backen spannkraft 0 TE Spannfutter Aufweitung Werkst ck Stauchung Bild 6 2 Verspannungsschaubild zur Bestimmung des Spannkraftverlustes Die Gesamtsteifigkeit des Spannmittels K sp p Sowie die Kippeinflussfaktoren xas XcB und yrk sind spannmittelspezifische Parameter und k nnen f r ein bestimmtes Spannmittel als Funktionen der Anwendungsparameter hsp laus dargestellt werden Ein Beispiel zeigt di
90. KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG R HM GmbH R HM GmbH R HM GmbH SMW AUTOBLOK Spannsystem GmbH 213 CCD System optoNCDT 1800 Betriebsanleitung Ortenburg 1994 Automatisches Spannzeugwechselsystem D sseldorf Forkradt Report FORSAVE D Betriebsanleitung D sseldorf 1987 Handspannfutter F Betriebsanleitung D sseldorf 1997 Handspannfutter F Katalog D sseldorf 1997 Prospekt 110 10 02D Kraftbet tigtes Dreibackenfutter mit gro er Boh rung 3KTHS 3KTH Katalog D sseldorf 1987 Prospekt 222 01 3D Kraftbet tigte Spannfutter KG Katalog D sseldorf 1989 Prospekt 200 01 15 D Kraftspannfutter 3QLC Betriebsanleitung D sseldorf 1997 Kraftspannfutter mit Backenschnellwechselsystem FNC Katalog D sseldorf 1992 Prospekt 260 01 2D Schwenkfutter Katalog D sseldorf Prospekt 322 01 5D 2 Schnellwechselbacken System Automatischer Backenschnellwechsel Manueller Backenschnell wechsel D sseldorf 1987 Prospekt 965 01 2D Spannbacken f r Hand und Kraftspannfutter Ka talog D sseldorf 1990 Prospekt 700 01 7D 2 Gesamtkatalog Sontheim Brenz 1998 Id Nr 733342 398 Handbet tigtes Keilstangenfutter DURO Betriebs anleitung Sontheim Brenz 1997 Id Nr 205410 9 97 Kraftspannfutter KFD
91. KST K BSW III 185 F KST K BSW III 265 2 j Aufsatzbacke WB K III 160 1 WB K III 160 1 WB K III 250 M Backenfl che geschlichtet geschlichtet geschlichtet 5 4 Werkst ckstoff Ck 45 42 CrMo4 Ck 45 D Werkst ck geschlichtet geschruppt geschlichtet oberfl che 2 d mm 80 80 80 5 2 Fp KN 63 63 57 6 7 Ik aus mm 60 60 75 D stat Untersuchung stat Untersuchung dyna Untersuchung T i 0 00 9 00 n 100 min 0 10 20 mm 40 Spannl nge Ion Bild 7 48 Grenzkippmomente in Abh ngigkeit von der Spannl nge und der Werk st ckoberfl che bei ausgedrehten weichen Backen 178 Die Berechnung des Grenzkippmomentes bei harten Backen mit pflastersteinartiger Backenfl che stimmt mit den Ergebnissen der experimentellen Untersuchungen berein Bild 7 49 Die Werkst cksteifigkeit muss hierbei nach der eigentlichen Druckfl che berechnet werden 123 amp s jis A B C 57 8 experimentell 4 experimentell experimentell 5 Nm kN C_ Peni berechnet mit berechnet mit berechnet mit o HO Hapa 9 11 Hapa 0 15 Hspa 0 25 B E 4 ZN Spannfutter F KFL K II 160 F KST K BSW III 265 F KST K BSW III 265 Q Aufsatzbacke HB S II 160 HB K III 250 HB K IlI 250Um N Be ar Werkst ckstoff Ck 45 Ck 45 Ck 45 5 3 Fr Werkst ck geschruppt geschruppt geschruppt A oberfl che oO d mm 80 80 80 a 2 P 2 Fp kN 66 78 3 78 3 2 IKaus mm 60 80 80
92. KST K BSW Ill 265 176 2 2 35 21 14 8 Tabelle 5 1 Ermittelte Steifigkeitsparameter der untersuchten Spannfutter Einfluss der Futterbauart und gr e Die ermittelten Steifigkeiten der untersuchten Spannfutter sind vergleichend in Bild 5 16 zusammengestellt Die Messungen wurden mit entsprechenden weichen Aufsatzbacken und bei Null Auskragl nge durchgef hrt Ein Vergleich der Spannfuttersteifigkeiten zeigt dass Keilfl chenfutter eine gr ere radiale Steifigkeit jedoch eine geringere Kippsteifigkeit bzw Neigungssteifigkeit als die Keilstangenfutter aufweisen vergleiche Bild 5 16 Nr 1 und 2 Nr 2 und 3 Nr 4 und 5 Nr 8 und 9 Nr 9 und 10 sowie Nr 11 und 12 Die geringere Kippsteifigkeit 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 83 des Keilfl chenfutters wird durch die k rzere Backenf hrungsl nge bedingt Bei spielsweise hat das Keilstangenfutter F KST H I 250 eine Backenf hrungsl nge von 90 mm Die Backenf hrungsl nge des Keilfl chenfutters F KFL K 250 betr gt nur 66 mm Dadurch erreicht die Kippsteifigkeit vom Spannfutter F KFL K I 250 nur ca 78 der vom Futter F KST H I 250
93. Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem Winkelhebelfutter Keilstangenfutter NRR Keilstangenfutter mit Bachenschnellwechselsystem Winkelhebelfutter Exzenter Winkelhebelfutter Keilhebelfutter Ausgleichfutter Rundkolbenfutter Membranfutter Fingerfutter Zahnradfutter Vorderendfutter Niederzugfutter Bild 2 11 Unterteilung der Backenspannfutter nach 56 89 126 28 Handbet tigte Backenfutter Die Bauarten Spiralfutter und Keil stangenfutter haben einen gro en Marktanteil aller selbstzentrieren den handbet tigten Spannfutter 89 Beim Spiralfutter Bild 2 12 erfolgt die Einleitung des Spann momentes mittels Spannfutter schl ssel ber ein Kegelradgetrie be unmittelbar auf die R ckseite einer Kreisringscheibe die mit ih rer Bohrung der Nabe des Futter k rpers gelagert ist Die Vordersei te der Scheibe ist als archimedi sche Spirale ausgebildet Durch Drehung der Spiralscheibe werden die bogenf rmig verzahnten Grundbacken radial bewegt Die ses Spanngetriebe l sst einen gro en Backhub zu so dass ein gro er Durchmesserbereich leicht berdeckt werden kann Das ver ringert andererseits die Spannge nauigkeit da der Kr mmungs halbmesser der Spirale nach au Ben stetig zunimmt und die Ba ckenz hne immer in einer anderen Linie ber hrt werden 126 Diese Linienber hrung bedingt eine hohe Beanspruchung und damit starken Verschlei Die Herstellkosten sind gering Es ist m glich
94. M12 40 15 0 572 30 0 16 4 WB S I 160 80 70 40 40 M12 21 5 15 11 5 0 591 24 3 14 6 WB S II 160 80 55 26 5 38 M8 15 8 8 16 0 320 18 9 13 2 WB S III 160 80 70 40 60 M12 21 5 15 14 0 820 125 3 124 5 WB S I 250 1 80 110 150 50 M16 28 29 5 41 1 838 47 8 20 8 WB S I 250 2 120 110 50 50 M16 28 29 5 24 1 713 134 5 18 7 WB S I 250 3 50 110 50 50 M16 28 29 5 43 WB S II 250 80 75 36 5 53 M12 19 12 34 5 0 947 32 0 195 WB S III 250 80 120 150 80 M16 28 30 46 2 931 50 2 36 2 HB S I 160 65 35 44 M12 19 13 5 28 0 542 1284 13 5 HB S I 160Um 65 35 44 M12 19 20 28 HB S I 250Hin 100 50 58 M16 25 15 57 1 429 47 3 17 1 HB S I 250Vor 100 50 58 M16 25 40 32 1 429 41 8 17 1 HB S III 250Hin 100 50 58 M16 25 15 57 1 429 47 3 17 1 HB S III 250Vor 100 50 58 M16 25 40 32 1 429 41 8 17 1 KB S III 160 50 35 50 M12 19 9 4 5 KB S III 250 96 50 58 M16 28 13 40 Tabelle 4 3 Technische Daten der untersuchten Aufsatzbacken 4 Untersuchte Spannmittel 67 Bild 4 4 zeigt die Anwendungsvarianten der harten Aufsatzbacken Die Nutzung der Stufenseite als Spannfl che durch Drehung der harten Aufsatzbacke ist mit HB Um gekennzeichnet Bei der harten Aufsatzbacke mit Spitzverzahnung und drei Befesti gungsschraubenachsen k nnten die zwei hinteren oder vorderen Schrauben die Auf satzbacke auf die Grundbacke befestigen was entsprechend mit HB Hin und HB Vor gekennzeichnet ist In Tabelle 4 3 sind die technischen Daten der untersuchten Auf satzbacken da
95. NC Drehmaschine Typ NEF CT40 Firma Gildemeister Bielefeld wurde zur Aufnahme der zu untersuchenden Spannfutter ber Zwischenflansch und Gewinde adapter sowie f r die Durchf hrung der Versuche eingesetzt Die Maschine hat eine Antriebsleistung von 22 kW und eine maximale Drehzahl von 5000 min 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 121 Zur Ermittlung des Spannkraftverlustes wurde anstelle des Werkst cks ein Spann kraftsensor Typ ESKMD II der Firma Forkardt D sseldorf 169 in das zu untersu chende Spannfutter eingespannt und die dynamische Spannkraft in Abh ngigkeit von der Drehzahl aufgezeichnet Der Spannkraftsensor wurde in den Reitstock der Ma schine eingesetzt Damit ist der Spannkraftsensor auch gesichert wenn bei h heren Drehzahlen die Spannkraft kleiner als O wird 169 F r die Untersuchungen ist es notwendig die Steifigkeiten des Spannkraftsensors bei verschiedenen Spanndurchmessern zu kennen Hierf r wurden experimentelle Untersuchungen der Sensorsteifigkeiten unter Nutzung des modifizierten handbet tigten Dreibackenfutter durchgef hrt Bild 6 9 Die Backenspannkraft und der radiale Weg des Druckst cks wurden zur Berechnung der Sensorsteifigkeit gemessen Die ermittelten Sensorsteifigkeiten sind in Bild 6 10 dargestellt Wird der Spannkraftsen sor von harten Backen oder weichen Backen mit unterschiedlichem Innendurchmes ser gespannt ist die Sensorsteifigkeit durch Berechnung der Kontaktsteigigkeiten der
96. O k ABO k ABO 1 2 h aB 1 2 i haso 1 h aB mit A 3 hef AB B 3 hef AB und C hef AB f 5 1 y hago 5 1 ABO a 1 A so hef AB h ef aB Rref AB Beim Keilfl chenfutter mit Spitzverzahnung gilt 99 RER 1 6 8 NABOR 1 i h e h cs hop h cB K cB Kk eBo 1 k und 6 9 Dee 1 P Ver Asa i ho F Pga o K cB kke 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 113 1 ATES 6 10 H 1 h Re Bao h aB hy hi A B C k ABo kKk ABo kKk ABo Kk ABo 2 2 1 2 fans b ee u sas 1 BA mit A X Pret aB lref aus B 3 Ref AB und C Ref AB lf aus 14 _Paeo_ q4 Naso_ q Paso h ef AB Ryef AB Rref aB Aus den grundlegenden Steifigkeiten des Futterk rpers kolbens in der Mittelebene der Backenf hrungen unter Fliehkrafteinfluss Kapitel 5 6 resultiert die radiale Verla gerungssteifigkeit an der Spannstelle 1 6 11 1 hsp T h cB l K FKFK k Fko kn FKo Mit den Gleichungen 6 2 bis 6 4 ergibt sich der Backenspannkraftverlust zu F B AB Fr B aB Fris cB ei Fei FK k k k k AF _ r GB AB E un r FK FK f 6 12 Kay K GB sp K AB sp Unter Annahme einer unendlich hohen Werkst cksteifigkeit kreaw ergibt sich die an der Spannstelle wirksame Fliehkraft zu Freigwirk AB FeiB aB XGB FriB cB XFK FiB FK 6 13 mit 1 1 KAB Ir oa K sp sp 6 14 K 6B AB K AB AB _ Ki spisp Xog und 6 15 k 6B 6B k KR 6 16 K FKF
97. R und ST HL da hier hohe Sicherheitsfaktoren be r cksichtigt werden Die Ber cksichtung der Spannl nge im Ansatz nach THORM H LEN f hrt zu geringeren Mindestspannkr ften Die Berechnungen nach WARNECKE ergeben geringere Spannkraftverluste durch die Ber cksichtung der Systemsteifig keiten Die beiden Beispiele f r Standarddrehbearbeitungsoperationen machen die Unsicherheit bei der Berechnung der notwendigen Spannkraft f r die Drehbearbei tung deutlich notwandige Spannkr fte IND Berechnungsansatz nach N Bild 2 33 Mindest und Ausgangspannskr fte bei der Schruppbearbeitung eines mit Krallenbaken gespannten weit auskragenden Werkst cks notwandige Spannkr fte Berechnungsansatz nach Bild 2 34 Mindest und Ausgangspannskr fte bei der Schlichtbearbeitung eines mit weichen Backen gespannten kurzen Werkst cks 56 Die Ans tze nach STEINBERGER und THORM HLEN bilden die Grundlage des aktuel len Entwurfes der VDI 3106 156 Aufgrund der Unsicherheit bei der Berechnung ist die notwendige Ausgangsspannkraft mit beiden Ans tzen parallel zu bestimmen Die in der VDI 3106 beschriebene Verfahrensweise ist sehr aufwendig und f hrt zudem bei vielen Parameterkombinationen zu einer unn tigen Reduzierung der maximal m glichen Drehzahl und damit zu einer Minderung der Effektivit t der Drehbearbei tung Bild 2 35 Th OT SER SS i G O RI Bereich der S
98. S 250 1 E 20 AL laus 7 15 mm os pe hsp 40 mm S 10 r ar d 80 mm g O p m oO 0 1000 2000 3000 4000 min 6000 Drehzahl n Bild 6 13 Spannkraftverlust in Abh ngigkeit von der Drehzahl bei verschiedenen Werkst cksteifigkeiten amp oO FEM 0 nach Berechnungsmodell m P LL lt 2 5 kN Spannfutter F KFL K I 250 amp Spannbacke WB S 250 1 g lus 15 Mm je pan E 410 hsp 40 mm P dsp 80 mm n 4000 min oO M 0 0 500 1000 1500 N um 2500 Werkst cksteifigkeit k ed w Bild 6 14 Einfluss der Werkst cksteifigkeit auf den Spannkraftverlust 124 6 5 1 2 Einfluss der radialen Verlagerungssteifigkeit des Spannmittels Bild 6 15 zeigt die Kippeinflussfaktoren f r die Aufsatzbacken und Grundbacken fliehkraft sowie die radiale Gesamtsteifigkeit in Abh ngigkeit von der radialen Spann futtersteifigkeit bei einem Keilfl chenfutter Die Erh hung der radialen Spannfutter steifigkeit verursacht eine Reduzierung der Kippeinflussfaktoren bzw der an der Spannstelle wirksamen Fliehkraft sowie eine Erh hung der Gesamtsteifigkeit Aus der Gleichung 6 17 erkennt man dass die Erh hung der radialen Spannfutterstei figkeit immer positive Auswirkungen auf die Reduzierung des Spannkraftverlustes hat Bild 6 16 Durch FEM Berechnungen ergibt sich die gleiche Erkenntnis Eine hohe radiale Spannfuttersteifigkeit ist auch g nstig f r eine hohe Spann und
99. ST H III 160 30 5 2 F KFL K FLA IIl 165 30 E 9 3 F KST K BSW III 185 30 c x o 50 4 F KST H I 250 40 5 5 F KFL K 1250 40 D 6 F KFL K FLA1250 40 0 7 F KFL K BSW 1250 40 Oo 123 4567 8 910 111213 c 15 8 F KST H III 250 40 g 9 F KFL K FLA III 250 40 D 10 F KST K BSW III 265 40 Numm 11 F KST H II 160 30 o 2 12 F KFL K II 160 30 v E 13 F KFL K II 250 40 5 B J 1221 Aufsatzbacke entsprechende o weiche Backen B3 laus 0 O 0 123 4567 8940 111213 Spannfutter Bild 5 41 Gesamtsteifigkeiten von Spannmitteln Einfluss des Spannbackentyps F r verschiedene Spannaufgaben kann ein Spannfutter mit verschiedenen Aufsatz backen ausger stet werden Dadurch wird die Gesamtsteifigkeit des Spannmittels von der unterschiedlichen Aufsatzbackensteifigkeiten beeinflusst Bild 5 42 Bei der Befestigung der harten Backen mit den zwei hinteren Schrauben HB Hin Bild 4 4 ist die radiale Gesamtsteifigkeit 27 weicher als bei weichen Backen 102 100 9 10 A E Spannfutter F KFL K I 250 2 N um x N um m x D Aufsatzbacke D 60 6 WB S I 250 1 D EEE HB S 250Hin 40 7 4 HB S I 250Vor 2 D 2 20 5 2 hsp 45 mm 3 g sT 0 mm
100. Schnittgeschwindigkeit verstanden 116 HSC Bearbeitung ist mit einer hohen Zerspanleistung verbunden 129 Die HSC Bearbeitung besitzt die folgenden Vorteile 1 4 7 13 38 69 116 119 129 Bild 2 3 e Reduzierung der Hauptzeiten e Reduzierung der Fertigungskosten e Erh hung der Zeitspanvolumen e Reduzierung der Zerspanungskr fte und leistungen bezogen auf das Zeit spanvolumen e Verbesserung der Oberfl chenqualit t e Erh hung der Ma und Formgenauigkeit e Vermeidung von Ratterschwingungen e Verminderung der M glichkeiten von Gratbildungen e Verringerung der W rmeentwicklung im Werkst ck e Reduzierung von n tigen Nachbearbeitungsschritten e wirtschaftlicher Einsatz der Schneidstoffe e Erh hung der Flexibilit t und e M glichkeiten zur wirtschaftlichen Verfahrenssubstitution 2 Stand der Erkenntnisse 19 Zeitspanvolumen w tem a paaa pa Oberfl chenqualit t ba Zerspannungskr fte N Werkzeugstandweg Schnittgeschwindigkeit Z Bild 2 3 Charakteristika der Hochgeschwindigkeitsbearbeitung 69 Der Schnittgeschwindigkeitsbereich f r HSC Bearbeitung ist abh ngig vom bearbei teten Werkstoff und vom Fertigungsverfahren Beim Drehen von Grauguss kann all gemein eine Schnittgeschwindigkeit von etwa 1 000 m min als HSC Bearbeitung gel ten w hrend beim Bohren von Grauguss bereits etwa 400 m min als HSC Bearbei tung definiert we
101. Spannbacke das Werkst ck auf der ganzen Spannl nge ber hrt steigt die Verschiebung des Kraftangriffspunktes linear mit dem Werkst ckkippwinkel an Au erhalb dieses Bereiches reduziert sich die Steigung ak O1 0 um m 3 3 oO To o sR S h Position des Angriffspunktes der Backenspannkraft Alg en 500 0 m m 1000 AD ao Kippwinkel des Werkst cks 0 Bild 7 22 Verl ufe des Backenspannkraftangriffspunktes in Abh ngigkeit vom Kippwinkel des Werkst cks Aus Bild 7 20 und Bild 7 21 ist ersichtlich dass die Backenspannkraft in Form einer parabolischen Druckverteilung angenommen werden kann Dieses Ergebnis deckt 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 159 sich mit den Erkenntnissen von KADOWAKI 23 Zur Vereinfachung der Spannkraftbe rechnung wird die Druckverteilung mit ausreichender Genauigkeit linear angen herrt 7 3 1 2 3D FEM Untersuchung der Verformungen des Werkst cks unter Spannkrafteinwirkung Das Verformungsverhalten des Werkst cks unter Spannkrafteinwirkung ist f r die Bestimmung der Druckverteilung in den Spannfl chen von entscheidender Bedeu tung Die resultierende Backenspannkraft Fsps Kann in zwei Komponenten gleich m ig verteilte Backenspannkraft Fsps c und linear verteilte Backenspannkraft Fsps L zerlegt werden Bild 7 23 Die Verformungen des Werkst cks unter Einwirkung einer ber die Spannl n
102. Spannbacke und des Spannkraftsensors nach WAGNER 123 zu korrigieren Tisch Handspannfutter als Kraftgeber in der Spannbacke integrierte Kraftdose Druckst ck Wegaufnehmer Spannkraftsensor Bild 6 9 Ermittlung der Spannkraftsensorsteifigkeit o 400 D a N N 0 z LSE 8 x N um ERL ER 2 2x9 S g pam 3o g 55E g e2so oag S 200 So f o o Tog ESF 80 100 120 x 120 5 80 5 0 60 90 120 mm 180 Spanndurchmesser dsp Bild 6 10 Spannkraftsensorsteifigkeiten 122 Die statische Kalibrierung des Spannkraftsensors erfolgte mit Hilfe eines Kraftmess rings Typ C9B der Fa Hottinger Baldwin Messtechnik Darmstadt 161 Der Kraft messring mit einer Empfindlichkeit von 1 mV V besitzt nach Herstellerangabe einen Arbeitsbereich von O bis 20 kN bei einer Linearit t von 0 5 Die Spannkraftmes sung erfolgte mit einer Messgenauigkeit von 1 Bei der dynamischen Spannkraftmessung beeinflusst die Fliehkraft von Druck und Zwischenst cken des Spannkraftsensors das am Sensor entstehende Kraftsignal Bild 6 11 Das gemessene Kraftsignal muss um diese Fliehkraft korrigiert werden Au endurchmesser des Druckst cks des Sensors mm 8 u 120 AMsensor m 90 120 mm 180 2 AMsensor 30 Spanndurchmesser Asp Sensor Bild 6 11 Belastung des Sensors durch Spannkraftsensorfliehkraft Beim Versuch wurde die Drehzahl der Spin
103. Spannkraftverlaufs 139 Die beispielhaften Vergleiche bei einem Keilfl chenfutter und einem Keilstangenfutter zeigen dass die Genauigkeit des neu entwickelten Berechnungsmodells f r den Spannkraftverlust die der Berechnungsans tze nach VDI 3106 155 und nach WARNECKE 126 bersteigt Bild 6 41 Unter Ber cksichtigung der Berechnungsfehler der Werkst ck und Gesamtspannfut tersteifigkeit von 10 kann der Spannkraftverlust nach 1 AFB 2 zi Ffig k i AB GB FK 6 32 1 0 8 PP red w sicher berechnet werden Die Abweichungen zwischen den mit Gleichung 6 32 be rechneten Spannkraftverlusten und den experimentell ermittelten Ergebnissen liegen in der Gr enordnung von 0 bis 20 6 6 Kennlinien zur Berechnung des Spannkraftverlustes Zur praktischen Anwendung des Berechnungsmodells bzw zur Vereinfachung der Berechnung des Spannkraftverlustes ist es notwendig und auch m glich das Steifig keitsverhalten der Spannmittel graphisch als Kennlinien darzustellen Mit diesen Kennlinien kann man die bei der Berechnung des Spannkraftverlustes angewende ten Steifigkeits bzw Nachgiebigkeitsparameter ablesen womit die Kippeinflussfak toren nach Gleichungen 6 14 6 15 6 16 6 22 und 6 25 sowie die radiale Gesamtsteifigkeit des Spannmittels nach Gleichung 5 23 und der Spannkraftverlust nach Gleichung 6 32 berechnet werden k nnen Diese spannfutter und spannba ckenspezifischen Kennlinien sollten in Zukunft v
104. Spannsituationen mit unterschiedlichen Spanndurchmessern und Spannl ngen ver ndern sich die folgenden Parameter eines Spannfutters e H he des Angriffpunktes der Spannkraft hsp Spannabstand zwischen Spannstelle und Kontaktebene der Aufsatzbacke und Grundbacke 78 e radiale Position der Grundbacke mit Kreuzversatz auf dem Futterk rper oder radiale Position der Aufsatzbacken auf der Grundbacke mit Spitzverzahnung Die Spannfuttersteifigkeiten wurden somit bei verschiedenen Spannabst nden und radialen Positionen der Aufsatzbacke oder der Grundbacke durch FEM Berech nungen und experimentelle Untersuchungen bestimmt N oO w i 2 Grundbacke 59 5 f r F KST H III 160 co m pg S Fspe 20 kN SLS h 30 mm Kippwinkel der 20 40m Mittelebene der Q20 as Backenf hrungen x D pe a a 1358 um m Verlagerung eg ken 20 gt 940 om w um Kippwinkel der u eren Seite 0 20 um 60 radiale Verlagerung der u eren Seite w Bild 5 10 Berechnete deformierte Struktur einer Grundbacke mit Kreuzversatz 5 3 2 Versuchsstand zur Ermittlung der Spannfuttersteifigkeit Zum Messen der Spannfuttersteifigkeiten sowie der Gesamtsteifigkeiten der Spann mittel wurde ein Versuchsstand aufgebaut Bild 5 11 Um die Spannkraft in gleichen Teilen auf die drei Spannbacken schrittweise einzuleiten wurde ein handbet tigtes Dreibackenfutter mit einem Au endurchmesser von 250 mm und einer maximalen Spa
105. T K F KST K BSW FLA GB GFK HB HB Hin HB K HB S HB Um HB Vor HM HSC HSK HSS KB KB K KB S KSS MMS PKB PKD PVD Sp TB UHSM VP WB WB K WB S WS WZM Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich kraftbet tigt Keilstangenfutter handbet tigt Keilstangenfutter kraftbet tigt Keilstangenfutter mit Backenschnellwechselsystem kraft bet tigt Fliehkraftausgleich Grundbacke Glasfaserverbundwerkstoff harte Backe harte Aufsatzbacke die mit den zwei hinteren Schrauben auf der Grundbacke befestigt wird harte Backe mit Kreuzversatz harte Backe mit Spitzverzahnung Nutzung der Stufenseite als Spannfl che durch Drehung der harten Aufsatzbacke harte Aufsatzbacke die mit den zwei vorderen Schrauben auf der Grundbacke befestigt wird Hartmetall High Speed Cutting Hochgeschwindigkeitsbearbeitung Hohlschaftkegel Hochleistungsschnellarbeitsstahl harte Krallenbacke harte Krallenbacke mit Kreuzversatz harte Krallenbacke mit Spitzverzahnung K hlschmierstoff Minimalmengenschmierung polykristallines kubisches Bornitrid polykristalliner Diamant Phsical Vapour Deposition Spannbacke Antriebsbacke bei Keilfl chenfutter mit Backenschnell wechselsystem Ultra High Speed Machining virtuelle Produktentwicklung weiche Backe weiche Backe mit Kreuzversatz weiche Backe mit Spitzverzahnung Werkst ck Werkzeugmaschine 1 Einleitung 13 1 Einleitung Um die Wettbewerbsf higkeit eines Unternehmens lan
106. Verbindung Bild 2 17 Der Kreuzversatz bei dem f r jede Koordi nate im Raum jeweils nur eine Anlagefl che bestimmt ist hat eine h here Reprodu zierbarkeit und damit eine h here Genauigkeit als beispielsweise die Spitzverzah nung 108 Diese sehr genaue Befestigungsart erm glicht allerdings kein Versetzen der Aufsatzbacke auf der Grundbacke wodurch der Anwendungsbereich einge schr nkt wird Daher werden die Grundbacken mit Kreuzversatz meist bei Spannfut tern wie z B Keilstangenfuttern bei denen die Grundbacken leicht versetzbar sind angewendet 56 Bei der Spitzverzahnung ist es m glich zum Einstellen verschie 34 dener Durchmesser die Aufsatzbacken auf den Grundbacken zu versetzen Bei der Spitzverzahnung f hrt ein Teilungsfehler auch zu einem Planlauffehler Dadurch ist eine Austauschbarkeit von Backen verschiedener Futter unter Voraussetzung der gleichbleibenden Genauigkeit nicht immer m glich 56 108 Rechteck Kreuzversatz Kreuzversatz Modul Rechteck Spitzver Spitzver Verzahnung mit Einlege Verzahnung Verzahnung zahnung 60 zahnung 90 mit Einsatz st ck Bild 2 17 Befestigungsarten der Aufsatzbacke auf der Grundbacke 56 Bei der Auswahl der Spannbacken spielen neben dem Futtertyp und der Futtergr e auch die Oberfl che Geometrie und die Verformung der Werkst cke sowie die Ope rationsgenauigkeit eine wesentliche Rolle 81 101 Nach der Art der Spannfl che werden die Aufsatzbacken in weiche Backen
107. Werkst ckoberfl che beeinflusst auch die Backenfl che der ausge drehten weichen Backen den Spannbeiwert Bei geschruppten weichen Backen wur den um bis zu 20 h here Spannbeiwerte als bei geschlichteten ermittelt HB K III 250 HB S I 250 KB K III 250 KB S I 250 0 6 o ZZA A Msp NR spa Q n 0 5 a2 2 0 4 F KST K BSW III 265 f r HB K III 250 und 2 KB K III 250 g 03 F KFL K I 250 f r HB S I 250 und KB S 250 D kh Werkst ckstoff Ck 45 2 02 Werkst ckoberfl che unbearbeitet j F p 34 kN c p c 01 Asp 85 mm 5 lsp 40 mm f r HB K III 250 und HB S 250 0 0 HB K Ill 250 HB S1250 KB K IIl 250 KB S 250 harte Spannbacken Bild 7 17 Einfluss der Backenfl chenform auf den Spannbeiwert 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 155 Beim Spannen mit harten Backen ist die Backenfl chenform f r den Spannbeiwert von entscheidender Bedeutung Zwischen Backen und Werkst ck liegt haupts chlich Formschluss vor Dadurch wird beim Rutschen die Werkst ckoberfl che von den Backen erheblich besch digt Bild 7 17 zeigt vier unterschiedliche Backenfl chenformen sowie die zugeh rigen Spannbeiwerte beim Spannen eines rohen Werkst cks mit einem Spanndurchmes ser von 85 mm Es hat sich gezeigt dass je kleiner die Spannfl che einer harten Ba cke ist desto h her ist der tangentiale Spannbeiwert
108. agl nge der Grundbacke mit Kreuzversatz aus dem Futterk rper oder radiale Auskragl nge der Aufsatzbacke mit Spitzverzah nung aus der Grundbacke Auskragl nge des Werkst cks Abstand Befestigungsstelle der Messplatte Messebene 1 Backenf hrungsl nge Backenspanndicke wirksamer Hebelarm der axialen Backenreaktionskr fte gegen ein Kippmoment Grundbackenl nge Einr ckl nge der Aufsatzbacke Abstand Kippkraft Spannstelle Mittelebene der Spann l nge 0 Formel und Kurzzeichen T IK aus mm Abstand Kippkraft Au enseite der Spannl nge Ik aus k lsp 2 lref aus mm Referenzauskragl nge zur Beschreibung des Einflusses der Auskragl nge der Spannbacke auf die Spannfutter oder Spannbackenkippsteifigkeit ls mm Abstand Werkst ckschwerpunkt Spannstelle IsB mm Abstand der Befestigungsschrauben Isp mm Spannl nge Isp e mm eigentliche Spannl nge Ist mm St tzl nge Abstand u ere Befestigungsschraubenachse u erer tragender Zahn lz mm Abstand Zerspanstelle Spannstelle lw mm Werkst ckl nge m kg Masse Ma Nm Anziehdrehmoment der Befestigungsschrauben MaB kg Masse pro Aufsatzbacke MaG kg Masse pro Ausgleichsgewicht Ms kg Masse pro Spannbacke Ma Nm Drehmoment Maax Nm Drehmoment eines axialen Werkzeuges Mi max Nm bertragbares Drehmoment mF kg Futtergewicht mMmeB kg Masse pro Grundbacke m kg Masse des Bauelementes i Mk Nm Kippmoment Mki Nm zerlegtes Kippmoment auf der Ko
109. ahme durch Zentrier kegel 1 4 Berlin Beuth Dezember 1969 Drehfutter handbet tigt Spannbacken auch ein zelverstellbar mit zylindrischer Zentrieraufnahme Berlin Beuth August 1968 Drehfutter handbet tigt Spannbacken auch ein zelverstellbar Zentrieraufnahme durch Zentrier kegel 1 4 Berlin Beuth Dezember 1969 Drehfutter Kraftbet tigt ohne Durchlass Berlin Beuth April 1977 Drehfutter Technische Lieferbedingungen f r handbet tigte Drehfutter Berlin Beuth Mai 1977 Drehfutter ohne Durchlass Technische Lieferbe dingungen f r kraftbet tigte Drehfutter Berlin Beuth Januar 1983 Kegel Hohlsch fte mit Plananlage Berlin Beuth Januar 1996 Self centring manually operated chucks for machine tools Acceptance test specifications geometrical tests Genf ISO September 1991 212 153 154 155 156 ISO 3442 ISO 9401 VDI 3106 VDI 3106 Entwurf Firmenschriften 157 158 159 160 161 162 163 164 165 166 Datalog GmbH Fritz Schunk GmbH amp Co KG Fritz Schunk GmbH amp Co KG Gildemeister GmbH Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH Marc Analysis Research Corporation Marc Analysis Research Corporation Microcal Software Inc Self centring chucks for machine tools with two piece jaws tongue and groove type Sizes for interchangeabili
110. alen Kraft ist auf das Hysterese verhalten des belasteten Systems zur ckzuf hren Nachdem die Fugen im Kraftfluss geschlossen sind ist der Kurvenverlauf bei h heren Belastungen linear Aus der Steigung kann die entsprechende Nachgiebigkeit bzw Steifigkeit berechnet werden Soweit nichts anderes angegeben ist sind die Steifigkeiten bei zunehmenden Belas tungen oberhalb 10 kN ermittelt worden Die experimentellen Untersuchungen in die ser Arbeit erfolgten nach Ma gabe der DIN 1319 140 141 142 143 Sofern nicht anders angegeben stellen die Messergebnisse den Mittelwert aus f nf Messreihen dar gt 500 2 Messstelle J Rn 8 Grundbacke O 300 PA 0 Spannstelle 2 200 Spannfutter F KFL K I 250 2 00 u 4 Aufsatzbacke WB S 250 1 z 5 REF h 45 mm g lL 18 0 aus mm 6000 M 160 Nm 3 um m g 4000 BE Q Z 2000 Be EA ua 1000 0 10 20 kN 40 Backenspannkraft F SPB Bild 5 15 Verlauf der radialen Verlagerungen und der Kippwinkel ber die auf der Aufsatzbacke befestigte Messplatte wurden die radiale Verlagerung und der Kippwinkel der Aufsatzbacke an der Spannstelle ermittelt und daraus die Gesamtsteifigkeit des Spannfutters berechnet Die radiale Verlagerung und der Kippwinkel der Grundbacke wurden ber die auf der u eren Seite der Grundbacke 82 befestigte Messplatte ermittelt Die Differenz des Kippwinkels der u eren Seite und des der Backen
111. angenommen werden k nnen Die Ver lagerungen unter Einwirkung einer linear verteilten Spannkraft sind ebenfalls nahezu linear Bei den zwei unterschiedlichen Druckverteilungsformen ergeben sich gleich gro e Verlagerungen an der Mittelquerebene Unter Einwirkung einer gleichm ig oder einer linear verteilten Spannkraft verformt sich das auskragende Werkst ck na hezu linear Bild 7 25b 25 25 Druckverteilung Sp pw Druckverteilung z E gleichm ig gt 3 gleichm ig D aiii e linear 5 um lt linear abnehmend S abnehmend S 0 linear zunehmend 15 15 Pr F Isp 30 mm a D 10 dsp 80 mm 5 10 dsp 80 mm 5 05 z 5 0 5 T B 30 mm T et B 30 mm k laus w 0 5 EN Iaus w 60 mm Ir N F p 40KN j F pB 40 kN 2 spB 0 5 10 15 20 mm 30 0 5 10 15 20 mm 30 L nge I L nge a vollgespanntes Werkst ck b auskragendes Werkst ck Bild 7 25 Werkst ckverformungen im Mittell ngsschnitt Zur Kennzeichnung der Werkst ckverformung unter Spannkrafteinwirkung werden daher zwei Begriffe der Werkst cksteifigkeit definiert Bild 7 26 F durchschnittliche Werkst cksteifigkeit k E und 7 18 w wW differentielle Werkst cksteifigkeit 2 F 2 F 2 F k p oder sB oder 2er 4719 WwDp WwD ab Wwoo WwD zu Wwoo Die durchschnittliche Wer
112. angenommene Spannkraft ist infolge sich ver nderter Schmierzust nde und Spannparameter wie Spannabstand radiale Position der Spannbacke sowie Bet tigungskraft mit gro er Unsicherheit behaftet Es muss daher ein hoher Sicherheitsfaktor Ssp bei der Be stimmung der Ausgangsspannkraft mit einbezogen werden Durch eine regelm ige berpr fung der Spannkraft am Spanndurchmesser des Werkst cks kann ein hoher Sicherheitsfaktor vermindert werden Die Untersuchung der Spannkraft in Abh ngigkeit von der Anzahl der Spannvorg nge bei einem Keil stangenfutter Bild 8 6 Kurve A zeigt dass die Reduzierung der Spannkraft inner halb von 50 Spannvorg ngen maximal 25 und bei zwei aufeinander folgenden Spannvorg ngen maximal 5 betr gt F r einen Pr fzyklus von 50 Spannvorg n gen ist ein Sicherheitsfaktor von mindestens 1 3 anzusetzen Beim Anwendungsfall vor jeder Spannung des Werkst cks die tats chliche Spannkraft zu berpr fen ist ein Sicherheitsfaktor von 1 1 anzusetzen Die regelm ige berpr fung der Spannkraft ist mit relativ gro em Messaufwand verbunden F r die automatische Fertigung eignen sich Spannkraft berwachungs systeme 47 107 Dabei wird die Spannkraft bzw die Spannfutterreibung in einem vorgegebenen Messzyklus kontinuierlich erfasst so dass die erforderliche Spann kraft gew hrleistet wird Bei solchen Anwendungsf llen kann der Sicherheitsfaktor erheblich verringert werden Die Spannfutter mit neuen Schmie
113. annfutter Spannbacken Werkst ck Prozess parameter parameter parameter parameter Fliehkr fte wirkungs des ii grade des Spannmittels Spannmittels Steifigkeiten Steifigkeiten Spani Belastungen i des i des en der Werkst ck Spannmittels l Werkst cks spannung i Kapitel 5 dynamische erforderliche statische erforderliche wirksame Spannkraft nderung i Ausgangsspannkraft Mindestspannkraft AP sp0 F ssimin Bild 3 4 bersicht zur Berechnung der notwendigen Ausgangsspannkraft Fspo 62 4 Untersuchte Spannmittel F r das zu entwickelnde m glichst allgemeing ltige Spannkraftberechnungsmodell wurden die am h ufigsten verwendeten Backenfuttertypen zugrunde gelegt Hierzu wurden vier namenhafte Spannmittelhersteller Deutschlands hinsichtlich des Typs und der Gr e ihrer verkauften Spannfutter befragt Anhand der Angaben der Her steller wurden folgende Spannfuttertypen f r die Untersuchungen ausgew hlt Keilstangenfutter handbet tigt F KST H Keilstangenfutter kraftbet tigt mit Backenschnellwechselsystem F KST K BSW Keilfl chenfutter kraftbet tigt F KFL K Keilfl chenfutter kraftbet tigt mit Fliehkraftausgleich F KFL K FLA und Keilfl chenfutter kraftbet tigt mit Backenschnellwechselsystem F KFL K BSW dr dez des Bild 4 1 Abmessungen des Backenspannfutters Die Bet tigungsprinzipi
114. aren aarake en aerErnenneFEherugeFege 1 URL 11 2113 515 KASSTBERPNEFPRESDRESPEEFPERPPPEBPPEPPPELPPELFEELPEETFEELLEELTEELPEELTEELTEELTIELPEEITIELPEEITEELPIEERLI ERE 13 2 Stand der Erkenntnisse u 16 2 1 Entwicklungen und Tendenzen in der zerspanenden Bearbeitung 16 2 2 Drehmaschinen f r die neuen Bearbeitungstechnologien 23 2 3 Werkst ckspannsysteme f r die Drehbearbeitung 44444n 25 2 3 1 Allgemeines ze22 2 23882 2232 8881 25 as Br Er 25 2 3 2 Backenspannfuller cs Naar Ener naeh ehe ehe RER 27 2 3 3 SPanNDackenias na ran neh ee Eeee EEE renane 33 2 3 4 Spannsysteme f r hohe Drehzahlen usssssssreeeennnn 36 2 4 Sicherheitsbetrachtung der Werkst ckspannsysteme n 40 2 5 Genauigkeitsbetrachtung der Werkst ckspannsysteme 40 2 6 Wirtschaftlichkeitsbetrachtung der Werkst ckspannsysteme 41 2 7 Spannkraftberechnung f r Backenfutter 22424444444444RRRR RR nn nn nn nennen 42 2 1 1 Prozesskr lle see e Ea AnA Ae e AEA Ae Snae A Ei 43 2 7 2 Berechnung der erforderlichen Mindestspannkraft 46 2 7 3 Berechnung der dynamischen Spannkraft nderung 49 2 7 4 Bewertung der bisherigen Berechnungsmodelle 53 3 Ziele und Arbeitsschwerpunkte 44s00004000000nnnn non nn nnnnnnnnnnnn nenn nn nennen 57
115. as Drehmo ment beim Beginn des Rutschens des Werkst cks definiert Bild 7 5a zeigt einen Verlauf des Drehmomentes Nach dem Rutschen des Werkst ckes f llt der Spann beiwert ab steigt dann aber sofort wieder an da die Backen auf der durch Reibung aufgerauhten Oberfl che des Werkst cks gut haften 126 350 6 Nm kN 250 ME 200 u 5 Tog x 150 T E x lt 2 100 Q 50 0 O 20 40 60 pum 100 Zeitt axiale Verlagerung des Werkst cks w a b Bild 7 5 Verl ufe des Drehmomentes a und der Axialkraft b Die experimentelle Ermittlung der bertragbaren Axialkraft bzw des axialen Spann beiwertes erfolgte mit Hilfe des in Bild 7 6 dargestellten Versuchsaufbaus Um die richtungsabh ngigen Spannbeiwerte zu ermitteln wurde eine axiale Zug oder Druckkraft ber eine Kraftmessdose kontinuierlich steigernd in das Werkst ck bis zum Rutschen eingeleitet Gleichzeitig wurde die axiale Verlagerung des Werkst cks mit einem ber hrenden Wegaufnehmer gemessen Der Verlauf der Axialkraft in Ab h ngigkeit der axialen Verlagerung des Werkst cks ist beispielhaft in Bild 7 5b dar gestellt Im Bereich gr erer Axialkr fte ergeben sich Abweichungen vom linearen Verformungsverhalten die Ausdruck einer Relativverschiebung zwischen Werkst ck und Spannbacken sind Eine Abweichung von 20 um wurde als Kriterium festgelegt um die bertragbare Axialkraft Fa
116. assive Sicherheitsma nahme sind trennende Schutzeinrichtungen an der Maschi ne Hauptanforderung an Baugruppen trennender Schutzeinrichtungen ist eine hohe R ckhaltf higkeit der eingesetzten Materialien beim Aufprall von abgeschleuderten Elementen 21 2 5 Genauigkeitsbetrachtung der Werkst ckspannsysteme Die Spanngenauigkeit eines Spannfutters h ngt von den geometrischen Ungenauig keiten der am Spannen beteiligten Bauelemente und deren Verformungen ab Am zylindrischen Werkst ck k nnen durch mangelnde Spanngenauigkeit w hrend der Drehbearbeitung Formabweichungen Rundheits und Zylinderformabweichung so wie Lageabweichungen der bearbeiteten Fl chen zu den Spannfl chen entstehen 50 51 Die Spanngenauigkeit wird nach DIN 6368 149 150 anhand von Rund und Planlaufabweichungen bestimmt 2 Stand der Erkenntnisse 41 Beim Spannen eines d nnwandigen Werkst cks in einem Backenfutter entsteht eine Unrundheit der Spannfl che Dies Unrundheit bildet sich nach der Bearbeitung auf dem entspannten Werkst ck ab Die Gr e der Unrundheit h ngt ma geblich von der wirksamen Spannkraft dem Durchmesserverh ltnis und der Anzahl der Spann stellen ab 51 56 Zur Verringerung der Verformung sollte das Werkst ck mit einer m glichst geringen Kraft gespannt werden Eine genaue Berechnung der erforderli chen Mindestspannkraft ist daher unbedingt notwendig F r die Bearbeitung von d nnwandigen Werkst cken mit gro en Spanndurchmes se
117. backe 3 Futterkolben 4 Futterk rper 5 Spindelanschluss 6 Druck Zugstange 7 Winkelhebel 8 Keilstange 9 Verzahnung der Keilstange 2 Stand der Erkenntnisse 31 Kraftbet tigte Backenfutter die das Werkst ck ber mehrere Backen radial spannen werden nach ihrem Getriebesystem in Keilfl chen Keilstangen und Winkelhebelfut ter unterteilt Bild 2 14 Beim Keilfl chenfutter auch Keilhakenfutter genannt wird die axial am Futterkolben eingeleitete Bet tigungskraft ber schr g liegende Keilfl chen auf die Spannbacken bertragen Die Vorteile in der Kraft bertragung durch Fl chen ergeben eine hohe Spannkraft in Verbindung mit h herer Spanngenauigkeit und Lebensdauer 56 Das beim Handspannfutter erw hnte Keilstangensystem kann auch beim Kraftspann futter nach dem gleichen Prinzip arbeiten Bild 2 15 zeigt zwei verschiedene Keil stangensysteme von Kraftspannfuttern Bei dem ersten Keilstangensystem wird die axiale Bewegung des Futterkolbens in eine radiale Spannbewegung der Backen durch seitlich der Backen angeordnete Keilstangen mit schr gliegender Verzahnung umgesetzt 173 Bei dem zweiten Keilstangensystem werden die tangential zur Drehachse verlaufenden Keilstangen ber einen axial bet tigten Kolben mit nach au en gerichteten Haken bet tigt Die Keilstangen bewegen ber ihre Schr gver zahnung die Grund und Aufsatzbacken radial nach innen oder au en 132 Keil stangenfutter sind f r den Einsatz im h chsten
118. beitung Grundlagen Grenzen Per spektiven In VDI Berichte 1240 D sseldorf VDI Verlag 1996 S 1 43 Technologie des Hochpr zisions Hartdrehen RWTH Aachen Diss 1996 Spezifische Schnittkraftwerte f r die Zerspanung metallischer Werkstoffe D sseldorf Verlag Stahleisen 1973 Erweiterte Bearbeitungsm glichkeiten beim Feindrehen In Werkstatt und Betrieb 126 1993 Nr 4 S 227 230 Einfluss der Verzahnungsart bei Spannfuttern auf die Schraubenbelastung In Maschinenmarkt 91 1985 Nr 69 S 1351 1353 Planparallel Schraubendimensionierung f r Auf satzbacken an Spannfuttern von Maschinen In Maschinenmarkt 94 1988 Nr 13 S 103 106 Kraftbet tigte Spannzeuge M nchen Carl Hanser Verlag 1965 Hochgeschwindigkeitsbearbeitung Erkenntnisse aus dem 4 Darmst dter Fertigungstechnischen Symposium In VDI Z 131 1989 Nr 9 S 82 85 Vorherbestimmung der Schnittkraft bei Drehbear beitung In Werkstattstechnik 89 1999 Nr 6 S 321 323 Werkst ckspannsysteme aus faserverst rkten Kunststoffen f r Hochgeschwindigkeitsdrehbear beitung Technische Universit t Berlin Diss 2000 10 Literaturverzeichnis 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 MOMPER F J MOMPER F J M LLER J M MUSHARDT H MANGER P N N N N N N NOLTING M NOSKE H NOSKE H NOSKE H PAHLITZSCH G HELLWIG W
119. beitungsprozesses effektiv wirksamen Spannkraft zwingend erforder lich Zus tzlich ist die Berechnung der Mindestspannkraft notwendig die zur Auf nahme der am Werkst ck wirkenden Prozesskr fte erforderlich ist Sind beide Gr en bekannt kann die f r eine sichere Werkst ckspannung notwendige Ausgang spannkraft bestimmt werden Das zweite Teilziel dieser Arbeit besteht in der h heren Aussch pfung der Spannfut terpotentiale Bei konventionellen Backenfuttern ist es m glich durch h here Dreh zahlen und gr ere Zerspandurchmesser eine HSC Drehbearbeitung zu realisieren 58 Bild 3 2 zeigt den nutzbaren Bereich der HSC Bearbeitung bei einem Spannfutter das einen Au endurchmesser von 160 mm und eine maximale Drehzahl von 8 000 min hat Bei genauer Berechnung der notwendigen Spannkraft l sst sich das konventionelle Spannfutter auch als HSC Spannmittel nutzen Unsichere und ungenaue Berechnung der erforderlichen Spannkraft Ausgangs situation e unzureichende Modellbildung zur e hohe Sicherheitsfaktoren bei der Spannkraftberechnung Spannkraftberechnung und damit e unsichere Werkst ckspannung unwirtschaftliche Drehbearbei bei hohen Drehzahlen tung Erstellung eines analytischen Spannkraftberechnungsmodells e Erh hung der Prozesssicherheit e bessere Aussch pfung der bei der Drehbearbeitung Backenfutterpotentiale f r hohe Drehzahlen bzw Erh hung der Effektivit t der Drehbearbeitung e theoretische Analysen e
120. ber die Kolbenfl che des Spannzylin ders eine Druck bzw Zugkraft erzeugen Die Zug Druckstange bertr gt die Kraft vom Zylinder zum Spannfutter wobei in einem Spannmechanismus die Spannkraft radial auf die Spannbacken bertragen wird Die N herungsschalter sind zur Kontrol le des Kolbenhubs und Vermeidung des Anschlags des Kolbens im Spannzylinder eingesetzt Um Stangenteile bearbeiten zu k nnen werden umlaufende Druck lzy 30 linder mit durchgehender Bohrung angewandet 35 56 Beim Vorderendfutter ist der Zylinder mit Ringkolben in den Futterk rper eingebaut Damit bleibt die gesamte Spindelbohrung f r das Werkst ck frei Die Kraft des Bet tigungselementes muss w hrend der gesamten Spanndauer erhal ten beleiben Der Vorteil dieser dauernden Kraftwirkung liegt im sofortigen selbstt ti gen Nachspannen der Spannbacken bei der geringsten Lagever nderung des Werk st cks 56 Spindellagerung Spindel Drehfutter N herungsschalter Spannzylinder Spannbacken aE MEERE EEE u DEE M 5 A u a Hydraulikversorgung Spindelkasten Bild 2 13 Grundaufbau eines hydraulischen Kraftspannsystems nach 38 49 160 Keilfl chenfutter Keilstangenfutter Winkelhebelfutter NN ie L er iss ZZ 5 ri KILL A N SI a ON gt Bet tigungsbewegung lt gt Spannbewegung Bild 2 14 Bauarten der Kraftbackenfutter 56 158 179 1 Aufsatzbacke 2 Grund
121. bertragbare Axialkraft Den Einfluss der Kraftrichtung auf den Spannbeiwert bei weichen Backen und geschlichtetem Werkst ck zeigt Bild 7 7A Der Spannbeiwert bei Druckbelastung ist um 70 h her als bei Zugbelastung Infolge der zahlreichen Einfl sse auf die Spannbeiwerte wurde eine erhebliche Streuung ermittelt Zum Ver gleich wurde der Mittelwert aus mindestens f nf Messwerten berechnet 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 149 0 30 O Spannbeiwert Mittelwert 0 25 Ann em B nn a Spannfutter F KST K F KST K o 0 20 BSW III 185 BSW III 265 Aufsatzbacke WB K III 160 1 WB K III 250 D Backenfl che geschlichtet geschruppt 0 15 D Werkst ckstoff Ck 45 Ck 45 2 Werkst ck geschlichtet geschruppt 0 10 oberfl che A F _ kN 64 42 0 05 SE dep mm 80 80 lsp mm 30 30 0 00 tangential axial axial tangential axial Zug Druck Zug Kraftrichtung Bild 7 7 Einfluss der Kraftrichtung auf den Spannbeiwert Die in Tabelle 7 1 angegebenen axialen Spannbeiwerte wurden unter Druckbelas tung ermittelt Dadurch ist der axiale Spannbeiwert h her als der tangentiale ange geben Der Spannbeiwert bei Zugbelastung ist von Bedeutung zur Aufnahme des Kippmomentes Soweit nichts anderes angegeben ist wird der Spannbeiwert bei Zugbelastung als axialer Spannbeiwert definiert Der axiale und der tangentiale Spannbeiwert unterscheiden sich a
122. bnis wurde mit Hilfe der FEM Berechnungen durch nderung der Schraubensteifigkeit ermittelt Bild 6 21 rechts G 25 235 w 0 M 160 Nm Spannfutter we OFS LEBER w kN M 80 Nm F KFL K I 250 KN g 5 Spannbacke 5 g 15 WB S I 250 1 15 g 15 8 m lt o aus OM 10 A hsp 40 mm ol 2 5 d 80 mm FEM 5 S S F experimentell Krea w 7 287 N um n 4000 min S m 0 1000 2000 min 4000 0 1000 N um 3000 M Drehzahl n Schraubensteifigkeit Bild 6 21 Einfluss des Anziehdrehmomentes der Befestigungsschrauben auf den Spannkraftverlust 6 5 2 Spannkraftverlust beim kraftbet tigten Keilstangenfutter Bild 6 22 und Bild 6 23 zeigen die sich experimentell theoretisch und mit Hilfe des FEM Modells ergebenen dynamischen Spannkraftverl ufe und verluste eines kraft bet tigten Keilstangenfutters in Abh ngigkeit von der Ausgangsspannkraft Fspo Im Rahmen der experimentellen Untersuchungen ergaben sich bei hoher Ausgangs spannkraft tendenziell h here Spannkraftverluste als bei geringer Ausgangsspann kraft Dieser Unterschied ist auf die von der Spannkraft abh ngigen Steifigkeiten des Spannmittels und des Werkst cks zur ckzuf hren Die Messwertschwankungen sind mit ca 1 kN so gering dass der Einfluss der Ausgangsspannkraft auf den Spann kraftverlust zu vernachl ssigen ist bzw die Spannkraftverluste als spannkraftunab h ngig zu betrachten sind De
123. chenfutter ohne Fliehkraftausgleich Zu beach ten ist dass nur ein Teil der an der Grundbacke wirksamen Gegenkraft an der Spannstelle wirkt Dieser Effekt ist auf die Kippung der Spannbacken nach au en zur ckzuf hren 50 E mit Fliehkraftausgleich Spannfutter 5 kN v experimentell F KFL K FLA I 250 E m nach THORMAHLEN Aufsatzbacke S ur 30 0 nach Berechnungsmodell WB S I 250 1 2 lt u 20 d ohne Fliehkraftausgleich h_ 40 mm O 2 v experimentell SR 88 nach VDI 3106 laus 14 mm nach Berechnungsmodell dop 80 mm 0 ee Kan 287 N um 30 1000 2000 3000 min 5000 red w j Q A 3 Gegenkraft FriB gegen O 5 wirksame Gegenkraft an Ber o KN der Spannstelle xac Ffig aG D D y reduzierter N Backenspannkraftverlust Q 3 experimentell 2D 10 0 reduzierter o8 Backenspannkraftverlust x lt nach Berechnungsmodell 0 0 1000 2000 3000 min 5000 Drehzahl n Bild 6 32 Einfluss der Ausgleichsgewichte bei einem Keilfl chenfutter mit Flieh kraftausgleich auf den Spannkraftverlust 134 w as mit Fliehkraftausgleich 7 experimentell o nach THORM HLEN 0 nach Berechnungsmodell ohne Fliehkraftausgleich W experimentell 8 nach Berechnungsmodell Spannfutter F KFL K FLA I 250 Aufsatzbacke WB S 250 1 lus 14 mm Asp 80 mm Kred w 287 N um n 400
124. cherheit ET TEST PELTTRLTSUFLTLTIEPTLERSCHERERTLFEPEROLTESTE Maar 779 O PTmn nn ann nn nn nn m nn nn nm a mm nn mm nnnn nun nnnnnnnunnnnnennoonnonnununonnnnnnme Frnnnsannnnnnnn nun nnnn nun ennnnnnnnnn nun a geringere Spannkraft gr ere Spannkraft g x Herausschleu Gef hrdung Besch digung h herer h here unn tige dern des von Personal der Maschine Energieeinsatz Verformung des Begrenzung der Werkst cks des Werkzeugs D Werkst cks m glichen und des Werk Drehzahl st cks w V V y S h Z V unsichere Drehbearbeitung unwirtschaftliche Drehbearbeitung Spannkraft Bild 1 3 Notwendigkeit der Berechnung der optimalen Spannkraft bei der Drehbe arbeitung Die f r Prozesssicherheit geforderte Spannkraftberechnung ist auch im Hinblick auf die Wirtschaftlichkeit der Drehbearbeitung erforderlich F r gr ere Spannkr fte wird mehr Maschinenleistung zur Werkst ckspannung ben tigt Insbesondere bei d nn wandigen Werkst cken kommt es zu h heren Verformungen die nach der Bearbei tung als Unrundheit auf dem Werkst ck abgebildet sind Die Berechnung der optima len Spannkraft erm glicht daher neben der Energieeinsparung und der Erh hung der Bearbeitungsgenauigkeit die Potentiale der existierenden Backenfutter f r hohe Drehzahlen besser zu nutzen und damit die Wirtschaftlichkeit der Drehbearbeitung zu erh hen Bild 1
125. chneidkeramik und polykristallinem Bornitrid In VDI Z Special Werkzeuge 1997 Nr 8 S 30 35 Aufwand Nutzen und Grenzen des Hochge schwindigkeitsdrehens Technische Universit t Darmstadt Diss 1996 Hochgeschwindigkeitsbearbeitung M nchen Carl Hanser Verlag 1996 Jetzt auch Stahlsch fte schrumpfspannen In Werkstatt und Betrieb 129 1996 Nr 9 S 774 776 Trockene Hochgeschwindigkeitsbearbeitung in Aluminium In Werkstattstechnik 87 1997 Nr 9 10 S 471 474 Werkzeuge schrumpfspannen In Werkstatt und Betrieb 127 1994 Nr 11 S 873 875 Konstruktive Besonderheiten bei Hochgeschwin digkeitsdrehmaschinen In Werkstatt und Betrieb 129 1996 Nr 4 S 226 229 The Clamping Means as Technical Limitation of High Speed Machining In Production Enginee ring 3 1996 Nr 1 S 59 62 Bedeutung der Werkst cksteifigkeit beim Drehen In Werkstatt und Betrieb 117 1984 Nr 3 S 173 174 Ermittlung der Betriebsspannkraft von Drehfuttern unter Ber cksichtigung der Systemsteifigkeit In Industrieanzeiger 109 1987 Nr 35 36 S 53 54 206 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 SCHULZ H WAGNER H D SCHULZ H WAGNER H D SCHULZ H WAGNER H D SCHUNK U BARTCZAK H SEEGR BER L SEEGR BER L DURHAM R SPUR G SPUR G SPUR G SPUR G SPUR G BAHRKE U METTE U
126. chnell l sen so dass die Spannbacke radial verschoben oder ausge tauscht werden kann 175 Grund und Aufsatzbacke sind mit Kreuzversatz verbun den Die Auswirkung der Fliehkraft der Antriebsbacke Fris rs auf den Spannkraftverlust wird durch die an der Antriebsbacke ermittelte radiale Nachgiebigkeit des Keilfl chengetriebes bestimmt Beim Futter F KFL K BSW 250 wurde eine Steifigkeit von 2 22 um kN gemessen F r Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem gilt Feig wirk Xas Fre aB Xes Fris ce Xre Frie t8 Ark Fri pk 6 24 mit k tr TB 6 25 r TB Ermittlung der Backenfliehkr fte Die an der Aufsatzbacke der Grundbacke der Antriebsbacke sowie dem Aus gleichsgewicht angreifenden Fliehkr fte sind abh ngig von der Drehzahl der ent sprechenden Masse und dem entsprechenden Schwerpunktradius 2 Figi M rs i AB GB TB AG 6 26 Die Fliehkraft des Futterk rpers kolbens ist nach Gleichung 5 25 zu bestimmen Die Masse und Schwerpunktlage der Standardbacke sind zur Berechnung der Flieh kr fte beim Hersteller zu erfragen Zu beachten ist dass die Aufsatzbacke mit dazu geh rigen Schrauben und Nutensteinen als eine Einheit gemessen werden muss Eine Berechnung der Schwerpunklage ist durch Einteilung der Spannbacke in meh 118 rere Teile deren Volumina V und Schwerpunklagen Xsi Zs bekannt sind m glich Die Masse und Schwerpunktlage ergeben sich dann nach m p YV 6 27
127. chnische Grenze bei der Optimierung der Drehbearbeitung In Maschinenbautechnik 32 1983 Nr 12 S 543 547 Verfahren zur Spannkraft Schnittkraft Berechnung beim Drehen In Fertigungstechnik und Betrieb 30 1980 Nr 8 S 484 486 Schnelllaufende Spindeln W lzgelagert oder Hyd rostatisch In Werkstatt und Betrieb 129 1996 Nr 4 S 234 238 Faserverbundkunststoff erweitert die System grenzen f r Werkzeugmaschinenkomponenten In ZwF 88 1993 Nr 10 S 475 478 Zum Betriebsverhalten des Spannfutters In tz f r Metallbearbeitung 72 1978 Nr 9 S 40 43 Zuverl ssigkeit von Drehmaschinen Spannfuttern In Werkstatt und Betrieb 117 1984 Nr 4 S 253 256 10 Literaturverzeichnis 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 SAHM D SCHNEIDER T SCHMITTBETZ M SCHNEIDER J SCHNEIDER T SCHULZ H SCHULZ H KALH FER E SCHULZ H KALH FER E SCHULZ H ROND U SCHULZ H SCHNEIDER T SCHULZ H SCHNEIDER T SCHULZ H WAGNER H D SCHULZ H WAGNER H D 205 Geht es auch ohne Trockenbearbeitung in der Diskussion In Werkstatt und Betrieb 128 1995 Nr 1 2 S 17 24 Neuer Werkstoff bringt Drehmaschinen auf Tou ren Bandagiertes Spannfutter h lt Fliehkr fte im Zaum In Industrieanzeiger 117 1995 Nr 45 S 48 49 Trocken Hart und HSC Bearbeitung Einsatz gebiete von S
128. chtes Spannfutter ausgew hlt um den Einfluss des Backentyps auf die Spannkraftberechnung zu untersuchen Im Ge gensatz zu den Krallenbacken und harten Backen die bei der Schruppbearbeitung Anwendung finden werden die weichen Backen bei der Schlichtbearbeitung ange wendet Die weichen Backen wurden unter Spannkraft auf verschiedene Spanngeo metrien bzw Spannfl chendurchmesser und l ngen ausgedreht Bild 4 3 Aufsatzbacke dws las Bas has Sch lss la asp Mas XaB hs aB mm mm mm mm rauben mm mm mm kg mm mm WB K II 160 80 85 20 36 5 M8 32 18 10 0 279 30 7 16 6 WB K III 160 1 80 85 20 36 M8 32 18 17 0 309 33 5 16 6 WB K III 160 2 120 85 20 36 M8 32 18 15 2 0 240 6 8 13 8 WB K III 160 3 50 85 20 36 M8 32 18 28 5 WB K I 250 1 80 125 32 50 M12 40 25 5 40 1 203 52 2 23 7 WB K I 250 2 120 125 32 50 M12 40 25 5 20 5 1 147 33 3 21 1 WB K I 250 3 50 125 32 50 M12 40 25 5 53 WB K III 250 80 125 30 50 M12 40 25 34 1 017 48 6 23 5 HB K II 160 61 5 20 32 5 M8 32 16 HB K III 160 63 20 32 5 M8 32 16 5 0 209 27 4 12 3 HB K I 250 91 32 50 M12 40 20 5 10 702 139 8 19 0 HB K III 250 90 30 50 M12 40 20 5 10 702 139 8 119 0 HB K III 250 Um 90 30 50 M12 40 20 5 0 702 139 2 119 0 KB K III 160 60 30 40 M8 32 8 5 0 372 9 2 13 9 KB K III 250 85 30 50
129. chtet geschlichtet geschruppt wunbearbeitet Werkst ckoberfl che Bild 7 14 Bereich der tangentialen Spannbeiwerte bei weichen Backen in Abh n gigkeit von der Werkst ckoberfl che 2 gt 0 2 o1 _ 0 0 feingeschlichtet geschlichtet geschruppt unbearbeitet Werkst ckoberfl che radialer Spannbeiwert Hspa Bild 7 15 Bereich der axialen Spannbeiwerte bei weichen Backen in Abh ngigkeit von der Werkst ckoberfl che Basierend auf den experimentellen Untersuchungen werden die in Tabelle 7 3 dar gestellten Spannbeiwerte f r ausgedrehte weiche Backen f r die Spannkraftberech nung empfohlen Tabelle 7 3 Spannbeiwerte f r ausgedrehte weiche Backen Beim Spannen mit harten Backen treten immer plastische Verformungen an der Spannfl che auf so dass die Ausgangsgestalt der Werkst ckoberfl che von unter geordneter Bedeutung ist 126 Bild 7 16 Die Backenfl chenform der Spann 154 durchmesser sowie die Werkst ckh rte sind die wesentlichen Einflussgr en auf die Spannbeiwerte der harten Backen 2 w PAA Hspt NS Nspa N Spannfutter F KST K BSW III 185 Spannbacke KB K III 160 Werkst ckstoff Ck 45 Fog 30 kN dsp 80 mm 0 0 Bann geschichte geschruppt unbearbeitet Werkst ckoberfl che Spannbeiwerte Hspt Hspa O Bild 7 16 Einfluss der Werkst ckoberfl che auf den Spannbeiwert bei Hartkrallen backen Einfluss der Spannbackenfl che Ebenso wie die
130. chwenk futter besonders f r die Bearbeitung von Werkst cken mit sich kreuzenden Achsen geeignet 44 176 2 3 3 Spannbacken Die Spannbacken haben die Aufgabe das Werkst ck gegen die aus dem Zerspa nungsvorgang resultierenden Kr fte und Momente abzust tzen 101 Um mit einem Backenfutter verschiedenartige Werkst cke spannen zu k nnen sind die Spannba cken in eine Grundbacke und eine Aufsatzbacke aufgeteilt worden Eine komplette Backeneinheit besteht somit aus einer Grundbacke und einer aufgeschraubten Auf satzbacke Bei einigen Spannfuttern werden auch ungeteilte Spannbacken mit h he rer Steifigkeit aber geringerer Flexibilit t angewendet Die Grundbacke ist der radial im Futterk rper gef hrte Teil der Spannbacke der mit dem Getriebesystem verbunden ist Durch das Getriebesystem wird die axiale Be wegung des Futterkobens in eine radiale Bewegung der Grundbacke umgesetzt Grundbacken werden zusammen mit dem Spannfutter ausgeliefert Die Grundbacke ist mit einer Zentrieraufnahme zur Befestigung einer Aufsatzbacke versehen Bestimmend f r die Auslegung einer Backenbefestigung sind die berde ckung der Zahnteilung durch den Backenhub schnelle Auswechselm glichkeit Auf nahmegenauigkeit und naturgem eine ausreichende kraftschl ssige steife Ver bindung zwischen Grund und Aufsatzbacke 56 Neben den am h ufigsten vor kommenden Befestigungsarten Kreuzversatz und Spitzverzahnung existieren weitere Varianten f r die
131. cke i berechnete Grenzkippkraft Kontaktknotenkraft Normalkraft in Fl che i Passivkraft Radialkraft am Spannfutter zerlegte Radialkraft auf der Koordinate R 0 Formel und Kurzzeichen 3 Fs N Schnittkraft Fsp N Spannkraft Fspo N Ausgangsspannkraft Fspa N Mindestspannkraft zur Aufnahme der Axialkraft FspB N Backenspannkraft Spannkraft pro Spannbacke FspBo N Ausgangsspannkraft pro Backe FspB G N gleichm ig verteilte Komponente der Backenspannkraft FspB L N linear verteilte Komponente der Backenspankraft Fspd N Mindestspannkraft zur Aufnahme des Drehmomentes Fspda N Mindestspannkraft zur Aufnahme der Kombination des Drehmomentes und der Axialkraft Fsp exp N tats chlich erreichte Spannkraft Fsp ideal N ideale Spannkraft Fspk N Mindestspannkraft zur Aufnahme des Kippmomentes Fsp max N maximale Spannkraft F sp min N erforderliche Mindestspannkraft Fri N tangentiale Reibungskraft in Fl che i Fu N tangentiale Kraft in den Spannfl chen Fu N tangentiale Kraft an der Spannstelle einer Backe Fun N Unwuchtkraft Fy N Vorschubkraft Fax N Vorschubkraft eines axialen Werkzeuges Fri N Reaktionskraft in x Richtung der Spannbacke i FriL N Reaktionskraft in x Richtung der Spannbacke i infolge der Belastung L Fyi N Reaktionskraft in y Richtung der Spannbacke i Fyi N Reaktionskraft in y Richtung der Spannbacke i infolge der Belastung L Fz N Zerspankraft Fzi N Reaktionskraft in z Richtung der Span
132. ckenfutters bei Au enspannung WAGNER 123 hat ein Be rechnungsverfahren zur Ermittlung der Werkst cksteifigkeit entwickelt wonach die sogenannte reduzierte Radialsteifigkeit des Werkst cks genau berechnet werden kann Die spannfutterseitige Steifigkeit wird durch das Nachgiebigkeitsverhalten der im Kraftfluss liegenden Elemente wie Spanngetriebesystem Futterk rper Grundbacke Aufsatzbacke und ihrer Verbindungen bestimmt Nach WARNECKE 126 wird bei der Berechnung des Spannkraftverlustes das Steifigkeitsverhalten des Spannfutters mit einer radialen Futtersteifigkeit und einer konstanten Kippsteifigkeit beschrieben Da mit wird die Verformung der Spannbacke als eine Starrk rperbewegung angenom men Desweiteren wird angenommen dass die Fliehkr fte von Grundbacken und Aufsatzbacken die gleiche Wirkweise auf die an der Spannstelle verursachte radiale Verlagerung haben Diese Annahmen f hren zu einer ungenauen Berechnung des Spannkraftverlustes F r Spannfutter neuer Bauart wie Keilfl chenfutter mit Flieh kraftausgleich ist diese Berechnungsmethode ung ltig Mit den im Kapitel 5 entwi ckelten Beschreibungsmodellen der Steifigkeiten von Spannmitteln wird in diesem Kapitel ein neues m glichst allgemeing ltiges Berechnungsmodell zur genauen Be 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 111 stimmung des Spannkraftverlustes entwickelt Das Berechnungsmodell wird mit Hilfe von FEM Analysen und experimentellen Untersuchungen vali
133. d rat der Drehzahl ansteigenden Fliehkr fte der Spannbacken vermindert Neben den Backenfuttern mit Fliehkraftausgleich Kapitel 2 3 2 und den Backenfuttern mit Auf satzbacken aus leichten Werkstoffen Kapitel 2 3 3 gibt es weitere Spannsysteme wie CFK Bandagenfutter Spannzangen und Spanndorne Membranfutter Lamellen futter Schrumpffutter Planspannsysteme sowie Stirnmitnehmer die f r das Span nen von rotationssymmetrischen Werkst cken bei hohen Drehzahlen geeignet sind Spannzangen umfassen das Werkst ck am gesamten Umfang mit ihren geschlitzten Buchsen durch Kegelwirkung Bild 2 20 Augrund der gleichm igen Verteilung der Spannkraft ber dem Umfang und der geometriebedingt geringen Fliehkr fte eignen sich Spannzangen besonders f r die Spannung von d nnwandigen Werkst cken bei hohen Drehzahlen Durch ihren geringen Spannhub ist ihr Spannbereich weitgehend eingeschr nkt so dass mit Spannzangen haupts chlich in der Massenfertigung ge arbeitet wird 56 Spannzangen werden nach der Bet tigungskraft in zug oder druckbet tigt unterschieden wobei das Zugprinzip h here Steifigkeit und Haltekr fte erm glicht 45 Ein Spannzangenkonzept f r die HSC Drehbearbeitung stellt die fliehkraftkompensierte Spannzange dar 68 69 mit der Drehzahlen bis 15 000 min erreicht werden 2 Stand der Erkenntnisse 37 Spannzange fliehkraftkompensierte mechanischer Spanndorn mit Zugprinzip Spannzange mit Spieth H lse SS LEE 5027 N L
134. d 2 24 Bei fliegender Werkst ckspan nung verursachen die am Werkst ck wirkenden Prozesskr fte am Drehfutter eine Axial und eine Radialkraft sowie ein Dreh und ein Kippmoment Zur Abst tzung des Werkst cks unter diesen Belastungen darf eine erforderliche Mindestspannkraft nicht unterschritten werden da sonst das Werkst ck unkontrolliert aus dem Backenfutter gerissen wird Bild 2 25 Bei Au enspannung wird die Ausgangsspannkraft durch die Fliehkr fte der Spannbacken reduziert Das Ziel zahlreicher Berechnungsans tze ist es die erforderliche Ausgangsspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften und unter Ber cksichtigung der Spannkraftverluste infolge der Fliehkr fte zu bestim men Ausgangsspannkraft sp0 Werkst ck wird unkontrolliert freigesetzt error Hehe Mindestepamnkrafi l N rn Fesrie Spannkraft F wirksame Spannkraft Drehzahl n Bild 2 25 Abnahme der Spannkraft mit der Drehzahl bei Au enspannung 155 2 7 1 Prozesskr fte Bei der Drehbearbeitung treten am Werkst ck Zerspankr fte Gewichtskr fte und Unwuchtkr fte auf die mit einer ausreichenden Spannkraft aufgenommen werden m ssen F r eine genaue Berechnung der erforderlichen Mindestspannkraft ist die Kenntnis dieser am Werkst ck auftretenden Prozesskr fte eine notwendige Voraus setzung Die Gewichtskraft Fe greift am Schwerpunkt des Werkst cks an und ergibt sich aus Fa m g 2 1 Die Unwuchtkraft ent
135. d kurzer Auskragl nge der Spannbacke f hrt zu einem h he ren Spannwirkungsgrad Spannfutter us poo F KFL K FLA IIl 250 Bee Neu Aufsatzbacke u lt WB S III 250 Keilwinkel a 15 Reibungszahl u 0 06 IBF 66 mm hk eB 55 mm Spannwirkungsgrad n Q oO Bild 8 4 Einfluss des Spannabstandes und der radialen Position der Spannbacke auf den Spannwirkungsgrad nach Formel 8 7 80 80 Spannfutter Spannfitt r F KFL K FLA IlI 250 ee Aufsatzbacke O Aufsatzbacke WB S III 250 D h 60 mm I 22 mm WB 1250 Z m sp aus hsp 42 5 mm e 60 M 60 u 2 gen m lus 6 8 mm ae Spannfutter Fa a 50 F KST K BSW III 185 50 Aufsatzbacke I WB K III 160 pr hsp 28 5 mm las 82 mm Me 10 20 kN 40 50 100 Nm 200 Bet tigungskraft F_ Spannmoment Men Bild 8 5 Einfluss der Bet tigungskraft auf den Spannwirkungsgrad Neben dem Spannabstand und der radialen Position der Spannbacke hat auch die Bet tigungskraft Einfluss auf den Spannwirkungsgrad Bild 8 5 Eine gro e Bet ti gungskraft bewirkt eine gro e Kippung bzw eine hohe Reibungszahl der Backenf h rungen und damit einen geringen Spannwirkungsgrad Beim hand oder kraftbet tig 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkraft 187 ten Keilstangenfutter wurde ein kleinerer Spannwirkungsgrad als beim Keilfl chenfut ter gemessen Das ist auf die h here Anza
136. dbacke Die radiale Position der verstellbaren Aufsatzbacke auf der Grundbacke beeinflusst die Spannbackensteifigkeit durch die nderung der St tzl nge Bei den Aufsatzba cken mit Spitzverzahnung ist die radiale Position der Aufsatzbacke mit Einr ckl nge ln oder Auskragl nge laus gekennzeichnet Bild 5 33 Lg le i ls lila laus laus Auskragl nge ln Einr ckl nge Bild 5 33 Radiale Position der Aufsatzbacke auf der Grundbacke mit Spitzverzah nung 96 Die Untersuchungsergebnisse zeigen dass die Auswirkungen der Einr ckl nge der Aufsatzbacke li auf die Spannbackensteifigkeiten relativ gering sind da die St tz l nge Is nicht von der Einr ckl nge abh ngig ist Bild 5 34 Die nderung der Spannbackensteifigkeiten bei verschiedenen Einr ckl ngen ist auf die nderung der Angriffsposition der Nutensteine an der Grundbacke und auf die damit verbundene nderung der Grundbackenverformung zur ckzuf hren 200 o F o 3 5 lt N um a g E z K AB sp 2 lt ex 100 O Kn AB sp k 5 ES S x 58 Aufsatzbacke HB S 250Hin a T o N h _ 45 mm 2 N wp 50 sp 50 55 l g 25 mm DYL lt S 5 I 15 mm Z lt 0 0 5 10 mm 20 Einr ckl nge der Aufsatzbacke Bild 5 34 Spannbackensteifigkeiten bei unterschiedlicher Einr ckl nge Die Auskragl nge laus der Aufsatzbacke beeinflusst stark die Spannbackensteifigkei ten Bild 5 35 Je gr er die Auskragl nge bzw je k rz
137. del stufenweise erh ht und anschlie end stufenweise bis 0 min reduziert Der zeitliche Verlauf der Backenspannkraft wurde vom Messsystem aufgezeichnet Bild 6 12 Die Spannkraftverluste wurden aus den ermittelten Backenspannkr ften in Abh ngigkeit von der Drehzahl berechnet Spannfutter Eis 19 9 mm dsp 120 mm A Pas Drehzahl 1 F KFL K 1250 z Spannbacke Ip aam k 235N um V F g Drehzahl 4 i WB S I 250 2 e AFB a l y Q E S m E u 2 o a o T sSNA a an 5 E rs Tre SI S Sw L S a s o g S o gt SE E S 2 g ES S 10 Ge 2 x ang O 99 an 0 0 20 40 60 s 100 0 1000 2000 min 4000 Zeit t Drehzahl n Bild 6 12 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 123 6 5 Untersuchungsergebnisse 6 5 1 Einfluss der Systemsteifigkeiten 6 5 1 1 Einfluss der Werkst cksteifigkeit Die Untersuchungsergebnisse zeigen dass die Werkst cksteifigkeit einen hohen Einfluss auf den Spannkraftverlust hat Bild 6 13 und Bild 6 14 Bei der Spannung d nnwandiger Werkst cke ist der Spannkraftverlust hinsichtlich einer minimalen Werkst ckverformung unter Einwirkung der Ausgangsspannkraft von besonderer Bedeutung m 50 u Y experimentell j e FEM a kN nach VDI 3106 0 nach Berechnungsmodell gt 30 Spannfutter F KFL K I 250 Spannbacke WB
138. der Bearbeitung die notwendige Ausgangsspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozess kr ften zu bestimmen Bisherige bestehende Ans tze zur Ermittlung der erforderlichen Spannkraft f hren aufgrund ihrer unzureichenden Modellbildung zu fehlerhaften und sehr unterschiedli chen und damit ungenauen Berechnungsergebnissen Durch diese unsicheren und ungenauen Spannkraftberechnungen wird entweder die Prozesssicherheit nicht ge w hrleistet oder das Potential der Spannsysteme f r hohe Drehzahl nicht ausrei chend genutzt Das Ziel dieser Arbeit besteht deshalb in der Entwicklung eines um fassenden und optimierten analytischen Berechnungsmodells zur Bestimmung der notwendigen Ausgangsspannkraft in Abh ngigkeit von den im Prozess auftretenden Kr ften f r Backenfutter Die Berechnung der optimalen Spannkraft erm glicht neben der Erh hung der Bearbeitungsgenauigkeit und Prozesssicherheit die Effektivit t der Drehbearbeitung mit Backenfuttern insbesondere mit modernen Spannsystemen f r hohe Drehzahlen zu erh hen Die notwendige Ausgangsspannkraft bei Au enspannung wird durch die erforderli che Mindestspannkraft die zur Aufnahme der am Werkst ck auftretenden Prozess kr fte notwendig ist und den dynamischen Spannkraftverlust infolge der Fliehkr fte beschrieben Auf die beiden Gr en haben die Systemsteifigkeiten bzw die Steifig keiten von Spannmittel und Werkst ck erheblichen Einfluss Als Grundlage wurde das Steifigkeitsverhalten von S
139. der Schrauben unterschritten f llt die Ba ckensteifigkeit erkennbar ab Dieses Ergebnis deckt sich mit den experimentellen Erkenntnissen von WARNECKE 126 und den FEM Berechnungsergebnissen von METTE 38 Soweit nicht anderes angegeben ist ist das vom Schraubendurchmes ser abh ngige Befestigungsmoment nach Tabelle 5 3 f r die experimentellen Unter suchungen angewendet worden D 150 x Messstelle a E D pa um m kN 0 Spannstelle D 90 Backenverbindungsstelle oO O N 60 Aufsatzbacke WB K III 250 o 2 2g 30 Nsp W i 3 lt asp 34 mm 5 0 Z 0 40 80 Nm 160 Anziehdrehmoment der Schrauben Ma Bild 5 27 Kippwinkel der Aufsatzbacke in Abh ngigkeit vom Anziehdrehmoment der Befestigungsschrauben 400 S g 2 4 200 i 2 X Aufsatzbacke hsp asp laus oO 100 u o WB III 160 1 25 17 e 0 o WBK IIl 250 40 34 X 20 S A WB S III 160 35 14 0 E g N umm So on 10 N 5 0 0 40 80 Nm 160 Anziehdrehmoment der Schrauben M Bild 5 28 Spannbackensteifigkeiten in Abh ngigkeit vom Anziehdrehmoment der Befestigungsschrauben 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 93 Backengr e nach DIN 6353 Kreuzversatz Schraubengewinde Anziehdrehmoment Ma Nm Spitzverzahnung Schraubengewinde Anziehdrehmoment Ma Nm Tabelle 5 3 Anziehdrehmoment der Befe
140. der den Einfluss der Auskragl nge auf die Spannfutterkippsteifigkeit bezeichnet ist durch Anpassung der gemessenen Kippsteifigkeiten bei unterschiedlichen Auskragl ngen mit der Gleichung 5 11 abzuleiten 30 mm axiale Verlagerung GB f r F KST H IlI 160 F pe 20 KN h Bild 5 18 Eigenverformung der Grundbacke mit Kreuzversatz 10 Eigenverformung u 0 gesamte Verformung K ja um m Nm D x Spannfutter F KST H III 160 6 hsp 30 mm D 3 SE 4 Eigenverformung a 5 0 gesamte Verformung Q 25 2 Spannfutter F KST K BSW III 265 X Oo nt h 40 mm 0 0 10 mm 30 Auskragl nge laus Bild 5 19 Kippnachgiebigkeiten der Grundbacken 300 I Spannfutt h ss en HESSEN annfutter sa N um Ber p sp ef A i a D N A a 8 F KST H III 160 30 X O e 100 5 8 F KST H I 250 40 TD D E Aa F KST K BSW IlI 265 40 T n E a o F KFL K FLA1250 40 os o amp 15 Q X a A d 1 0 en 00 10 20 mm 40 Auskragl nge Bild 5 20 Einfluss der Auskragl nge auf die Spannfuttersteifigkeiten 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 87 Bei geringen Spanndurchmessern kann es zu negativen Auskragl ngen der Grund backe im Spannfutter kommen Hier ist die Eigenverformung der Grundbacke relativ gering so dass die Spannfutterkippsteifigkeit gr er als die bei einer gleich gro e
141. diert 6 2 Theoretische Analyse des Spannkraftverlustes Bei Au enspannung treten an den Spannbacken und dem Futterk rper kolben Fliehkr fte auf welche die Spannbacken radial nach au en verlagern und dadurch einen Verlust der auf dem Werkst ck wirkenden Spannkraft verursachen F sp spo AF oder FB F pB0 AFB 6 1 Die auftretenden Fliehkr fte ndern die Verspannung und bewirken an der Spann stelle eine zus tzliche radiale Verlagerung die an der Werkst ckseite und an der Spannfutterseite immer gleich ist Es gilt also AWw sp AWF sp 6 2 w sp Die werkst ckseitige Verlagerung ist abh ngig vom Verlust der Spannkraft und der Werkst cksteifigkeit AF Aue R 6 3 Krea w Keilstangenfutter Keilfl chenfutter fs AB FS AB i nV Drehachse l Drehachse Bild 6 1 Spannfutterseitige Kraft nderung infolge der Rotation des Futters Bild 6 1 zeigt die am Spannfutter angreifenden und sich infolge der Rotation des Fut ters ver ndernden Kr fte Die Verlagerungen an der Spannstelle unter Wirkung der Aufsatzbackenfliehkraft Frisas und des Backenspannkraftverlustes AFspg werden durch die Spannfutter und Aufsatzbackennachjgiebigkeit bestimmt Dagegen wird die Verlagerung unter Wirkung der Grundbackenfliehkraft Fr g cs nur durch die Spannfut ternachgiebigkeit bestimmt Die Verlagerung infolge der Fliehkraft des Futterk rpers kolbens F
142. digkeitsbearbeitung zeigen einen leichten Abfall der Schnittkraft gegen ber der Schnittgeschwindigkeit 69 Insgesamt ist erkennbar dass sich f r technisch interessante Schnittgeschwindigkeiten ein schwacher Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf die Schnittkraft ergibt Gegen ber dem Kienzle schen Modell das den Werkzeugverschlei nicht ber ck sichtigt wird in dem von MECHMACHE 37 vorgestellten Modell zur Vorherbestim mung der Schnittkraft bei der Drehbearbeitung die Verschlei entwicklung des Werk zeugs in die Berechnung mit einbezogen Damit ergibt sich die zeitabh ngige Schnittkraft F t b kagt 2 10 F r eine genauere Ermittlung der Zerspankraft insbesondere bei der Drehbearbei tung mit neuer Werkstoff Schneidstoff Paarung m ssen die Komponenten der Zerspankraft bei den vorliegenden Zerspanbedingungen gemessen werden 120 Dadurch kann der Sicherheitsfaktor der Zerspankraft verringert werden 46 2 7 2 Berechnung der erforderlichen Mindestspannkraft F r die analytische Bestimmung der erforderlichen Mindestspannkraft Fsp min bei Backenfuttern in Abh ngigkeit von den Einflussfaktoren Spanngeometrie Werk st ckgeometrie Spannbeiwerte zwischen Spannbacke und Werkst ck sowie Zerspankr ften existieren folgende Berechnungsans tze Ansatz nach THORM HLEN Der Ansatz nach THORM HLEN 114 geht von einer Einspannsituation mit weichen ausgedrehten Spannbacken aus und ber cksichtigt als einziger bekannter
143. e Grenzen des Hochgeschwindig keitsdrehens Universit t Stuttgart Diss 1981 System zur sicherheitsgerechten Konstruktion von Werkzeugmaschinen Technische Universit t Berlin Diss 2001 Some Factors Affecting the Accuracy and Rigidity of Three Jawed Chucks In Machines and Tooling 32 1961 Nr 1 S 31 33 Analysis of Chucking Pressure Distribution in Consideration of Joints In Bulletin of JSME 29 1986 Nr 250 S 1350 1355 Development of Chucking Condition Sensor for Three jaw Scroll Chuck In Bulletin of JSME 29 1986 Nr 248 S 625 631 Herausforderungen an die Zerspantechnik In VDI Berichte 1399 D sseldorf VDI Verlag 1998 S 3 19 202 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 KEZDI KIENZLE O VICTOR H KLOCKE F EISENBL TTER G KLOCKE F GERSCHWILER K KOCH K F K NIG W ESSEL K KRAZER M KUSCHEFSKI A KUSCHEFSKI A LUKOWSKI J MALLE K MECHMACHE H KOSCHE H HADDOUCHE K YOUBI Z METTE U Handbuch der Bodenmechanik Band 2 Boden mechanik im Erd Grund und Stra enbau Berlin VEB Verlag f r Bauwesen Berlin 1970 Spezifische Schnittkr fte bei der Metallbearbei tung In Werkstattstechnik und Maschinenbau 47 1957 Nr 5 S 224 225 Dry cutting state of research In VDI Berichte 1399 D sseldorf VDI Verlag 1998 S 159 188 Trockenbear
144. e Kippeinflussfaktoren f r ein Keilstangenfutter mit weichen Ba cken Bild 6 3 Dass der Kippeinflussfaktor f r die Fliehkraft der Grundbacke kleiner 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 115 als der f r die Fliehkraft der Aufsatzbacke ist ist dadurch bedingt dass die Fliehkraft der Grundbacke nur durch die Spannfutternachgiebigkeit die radiale Verlagerung an der Spannstelle beeinflusst sowie einen gr eren Abstand vom Backenschwerpunkt zur Spannstelle hat Liegen die Spannkraft und die im Schwerpunkt der Aufsatzba cke angreifende Fliehkraft in einer Wirklinie ergibt sich der Kippeinflussfaktor f r Aufsatzbackenfliehkraft zu eins Je h her der Spannabstand ist desto geringer sind die Kippeinflussfaktoren infolge des Einflusses der Backenkippung Kippeinflussfaktoren LO co N z u A z F 62 ea LL u 2 5 r C 9 Q ep Aufsatzbacke WB K III 250 Bild 6 3 Kippeinflussfaktoren 50 50 verursachter Anteil von der BAR FriB AB Spannfutter F KST K BSW Ill 265 kN Aufsatzbacke Spannfutter a KN we K l 250 ER Ting dsp 80 mm EAF F KFL K 1250 gt h _ 40 mm FIB FK Aufsatzbacke D gol 30 WB S 1 250 1 u l s 3mm 7 ge dsp 80 mm D hp 40 mm ha 20 20 l s 15 mm pa a E 2 Ha 10 10 2 Feis u Fig S 0 FEB wirk 0 FEIBwi
145. e drei lokalen Koordinatensysteme beim Dreibackenfutter sind gegeneinander um jeweils 120 versetzt Zur Berechnung der Reaktionskr fte an den drei Spannbacken werden in jedem lokalen Koordinatensystem drei Steifig keiten kx ky kz die aus den Steifigkeiten des Spannmittels ks k Ka und den Stei figkeiten des Werkst cks zusammengesetzt werden definiert Bild 7 3 Unter An nahme einer unendlich gro en tangentialen und axialen Werkst cksteifigkeit gilt 1 1 1 k k kundk k 7 3 x e E i l Die Kr fte und Momente am Werkst ck im Zerspanprozess sind im Bild 7 4 darge stellt An jeder Spannfl che entsteht eine Kombination der Reaktionskr fte Fx Fyi Fzi Die Belastungen an der Spannstelle denen die Spannkraft entgegenwirken muss ergibt sich aus den Gleichungen 144 Fern 7 4 dz Mastar g TMi 7 5 F F 2 F F und 7 6 OF PFo7 P ve z z 7 7 F mit pro aan z F x F Fo sin 4 a und F Fo cos 4 a F F sowie r x M IM Myy F l und 7 8 Pu Pm TP p ef z z 7 9 Mpy 5 d mit 90 arctan M Mix Fp lz Fo ls sin 4 F 7 und k x M p y Fels cos 4 a F Fs lz In den Gleichungen 7 6 bis 7 9 steht das Plus Zeichen f r den Linkslauf der Spin del Bei der Rotation der Spindel ver ndern sich die an den Spannfl chen wirkenden Reaktionskr fte durch die Ver nderung der Wirkwinkel der Radialkraft und des Kipp mo
146. e nach Gleichung 7 53 und die Spann kraftverluste nach Gleichung 6 32 berechnet Unter Ber cksichtigung der Sicher heitsfaktoren erfolgt die Berechnung der notwendigen Ausgangsspannkr fte nach Gleichung 8 8 Tabelle 8 6 Aufgrund der geringeren Werkst cksteifigkeit ergibt sich im Beispiel 2 ein kleinerer Spannkraftverlust sowie eine gr ere erforderliche Mindestspannkraft zur Aufnahme des Kippmomentes als im Beispiel 1 Beispiel 1 Beispiel 2 Beispiel 3 Beispiel 4 Mindestbackenspannkraft FspB min N 3165 5023 12007 16707 Backenspannkraftverlust AFsos N 11245 5879 4998 notwendige Ausgangsspannkraft Fspo N 59901 48394 80364 77580 mit S 1 3 und Ss 1 3 regelm ige berpr fung der Spannkraft notwendige Ausgangsspannkraft Fso N 50686 40949 68001 65644 mit S 1 3 und Ss 1 1 berpr fung der Spannkraft vor jeder Bearbeitung Tabelle 8 6 Berechnete Mindestspannkr fte Spannkraftverluste und Ausgangs spannkr fte Mit einer vorgegebenen Ausgangsspannkraft kann die zul ssige Drehzahl des Spannsystems nach Gleichung 8 9 berechnet werden Beispielsweise wird eine zul ssige Drehzahl von 4625 min mit einer Ausgangsspannkraft von 80 kN und Ssp 1 3 beim Beispiel 2 errechnet Beim Spannen schwerer Werkst cke ist es erforder lich die Mindestspannkraft zur Aufnahme der Gewichtskraft des Werkst cks zu be 194 rechnen um die Sicherheit der Werkst ckspannung vor dem Eingriff des Werkzeugs zu g
147. e sowie der Eigenverfor mung der Aufsatzbacke zusammen Bild 5 45 5 46 und 5 47 Die jeweilige Gr e wird bestimmt indem man die entsprechend experimentell gemessene und oder mit Hilfe der FEM berechnete Teilverformung auf die Spannstelle projiziert Im Vergleich zur Starrk rperbewegung hat die Eigenverformung einen relativ kleinen Anteil an der Gesamtverformung Das hei t die Nachgiebigkeiten der Verbindungen haben einen hohen Anteil an der Gesamtnachgiebigkeit Den gr ten Anteil an der radialen Gesamtverlagerung hat die Starrk rperbewegung der Grundbacke aufgrund des weichen Spanngetriebes und des langen Hebelarms der Backenspannkraft Beispielsweise ist beim Spannfutter F KST K BSW Ill 265 ber 50 der radialen Gesamtnachgiebigkeit auf die Starrk rperbewegung der Grundbacke zur ckzuf hren Bild 5 48 Davon sind 90 durch die Verformung des Spanngetriebes bedingt Zur Erh hung der radialen Gesamtsteifigkeit ist es daher besonders wichtig das Spanngetriebe zu versteifen O gt 20 laus 7 0 mm f h 40 mm EZA Starrk rperbewegung um kN der Grundbacke E L ED 10 BEE Eigenverformung 2 5 der Grundbacke N E 0 NN Starrk rperbewegung 20 25 30 35 40 45 0 7 12 5 18 23 5 29 der Aufsatzbacke g 200 Im KN Eigenverformung 5 c any der Aufsatzbacke oo D 100 5 Spannfutter F KST K BSW III 265 5 50 Aufsatzbacke WB K III 250 M 100 Nm 20 25 30 35 40 45 Spannabstand hs
148. echnung der Gesamtsteifigkeiten Die Gesamitsteifigkeit des Spannmittels setzt sich aus der Spannfuttersteifigkeit und der Spannbackensteifigkeit zusammen Nach der Bestimmung der spannfutter und spannbackenspezifischen Steifigkeitsparameter kann die Gesamtsteifigkeit eines Spannmittels in Abh ngigkeit der Anwendungsparameter wie Spannabstand und radiale Position der Spannbacke nach Gleichungen 5 22 und 5 23 berechnet werden zZ T 3 a Igungs n sp sp 7100 gesamte radiale Steifigkeit k gesamte Ne Steifigkeit k Spannfutter F KFL K 250 Aufsatzbacke WB S I 250 Igungs N sp sp Spannfutter F KST K BSW III 265 r sp Aufsatzbacke WB K Ill 250 Q O x D oo K x E PES o L DOU gesamte Ne Steifigkeit k Keilstangenfutter Bild 5 39 Berechnete Gesamtsteifigkeiten ausgew hlter Spannfutter 100 Die Berechnungsergebnisse f r ein Keilfl chenfutter und ein Keilstangenfutter mit Backenschnellwechselsystem sind beispielhaft in Bild 5 39 dargestellt Je gr er der Spannabstand und die Auskragl nge der Spannbacke sind desto geringer ist die Gesamtsteifigkeit F r eine hohe Gesamtsteifigkeit ist eine Spannsituation mit einem kurzen Spannabstand sowie einer m glichst kurzen Auskragl nge zu w hlen 5 5 2 Untersuchungsergebnisse Um die Berechnungsmodelle der Spannfutter und Spannbackensteifigkeit zu validie ren wurden die Gesamtsteifigkeiten an der Spannstelle zus tzlich durch
149. edreht Durch die geringe Stei gung der Plankurve lassen sich gro e Spannkr fte mit der notwendigen Selbsthem mung bei hoher Spanngenauigkeit erzielen Nachteilig ist der geringe Spannhub der Grundbacken der verstell bzw versetzbare Aufsatzbacken erforderlich macht 89 Kraftbet tigte Backenfutter Gegen ber den handbet tigten Spannfuttern haben die kraftbet tigten Spannfutter folgende Vorteile 38 56 e k rzere Spannzeiten e gr ere Sicherheit durch gleichbleibende Spannkr fte e Nachspannm glichkeit w hrend der Bearbeitung e geringere Ausgangsspannkr fte e Entlastung des Bedieners von k rperlicher Arbeit e einfacherer und robusterer Aufbau und e Automatisierungsm glichkeit zur des Spannprozesses Aufgrund dieser Vorteile werden in der flexibel automatisierten Produktion f r eine wirtschaftliche Werkst ckspannung bei hohen Drehzahlen ausschlie lich kraftbet tigte Spannfutter verwendet Durch die technologischen Fortschritte steigen die Anforderungen an die kraftbet tigte Spannfutter wie h here Drehzahlen h here Spannkr fte gr ere Flexibilit t l ngere Lebensdauer reduzierte R stzeiten und h here Spanngenauigkeit Um die Bet tigungskraft w hrend der gesamten Spanndauer zu erzeugen sind um laufende Bet tigungselemente wie Druckluft Druck lzylinder oder Elektrospanner f r Kraftspannsysteme notwendig In einem hydraulischen Kraftspannsystem Bild 2 13 wird vom Druck des Hydraulik ls
150. eichsgewichten beim Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich und Futterk rper kolben auf den Spannkraftverlust werden durch verschiedene Kippein flussfaktoren ber cksichtigt Dadurch ergibt sich nach dem neu entwickelten Modell eine genauere Berechnung des Spannkraftverlustes als nach den bisherigen Ans t zen Analog zur Gesamtsteifigkeit des Spannmittels werden die Kippeinflussfaktoren durch die spannfutter und spannbackenspezifischen Steifigkeitsparameter in Ab h ngigkeit der Spannsituation bestimmt Bei den h ufig angewendeten Spannsituati onen ist die an der Spannstelle wirksame Fliehkraft bzw der Spannkraftverlust bei unendlich gro er Werkst cksteifigkeit kleiner als die Spannbackenfliehkraft Eine hohe radiale Spannfuttersteifigkeit ist zur Reduzierung des Spannkraftverlustes als vorteilhaft anzusehen Eine geringe radiale Spannbackensteifigkeit wirkt sich ne gativ auf einen verringerten Spannkraftverlust der durch die Aufsatzbackenfliehkraft hervorgerufen wird aus Sie hat jedoch einen positiven Einfluss auf die Reduzierung des Spannkraftverlustes der aus der Grundbackenfliehkraft resultiert Die Auswir kung der Spannfutter und Spannbackenkippsteifigkeit auf den Spannkraftverlust ist abh ngig von der Werkst cksteifigkeit Ein geringer Spannkraftverlust tritt bei gerin ger Kippsteifigkeit und gro em Spannabstand bei gr eren Werkst cksteifigkeiten auf Zur Reduzierung des Spannkraftverlustes und der gleichzeitigen Gew hrl
151. eistung der Arbeitsgenauigkeit ist daher eine Optimierung der Spannfutterkippsteifigkeit und der Aufsatzbackensteifigkeit erforderlich Die G ltigkeit und die Genauigkeit des Berechnungsmodells des Spannkraftverlustes wurden anhand von experimentellen Untersuchungen und FEM Analysen berpr ft Das Modell ist sowohl f r herk mmliche Spannfutter als auch f r Spannfutter neuer Bauart wie Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich oder mit Backenschnellwechsel system g ltig Die Genauigkeit des neuen Modells betr gt 10 welche die Genauigkeit der bisherigen Berechnungsans tze deutlich bersteigt Somit wird einerseits die Prozesssicherheit erh ht andererseits die Arbeitsgenauigkeit und die Wirtschaftlichkeit der Drehbearbeitung durch Reduzierung der Ausgangsspannkraft bzw durch Erh hung der Grenzdrehzahlen gesteigert 198 Zur Aufnahme der bei der Bearbeitung am Werkst ck auftretenden Prozesskr fte spielen die Spannbeiwerte zwischen Spannbacken und Werkst ck eine wichtige Rol le Durch die geometrische Gestaltung der Spannfl che ist der Spannbeiwert rich tungsabh ngig F r eine sichere Werkst ckspannung muss der axiale Spannbeiwert f r Zugbelastung der kleiner als der axiale Spannbeiwert f r Druckbelastung ist bei der Berechnung des bertragbaren Kippmomentes angewendet werden Beim Spannen mit ausgedrehten weichen Backen wird das Werkst ck durch Reibschluss gehalten Die Spannbeiwerte werden daher in Abh ngigkeit der W
152. eit k Spann radiale Verlagerungssteifigkeit k cB futter Kippsteifigkeit kk cso keiten Txiale Verlagerungssteifigkeit k Steifigkeiten des Futterk rpers kolbens unter Fliehkrafteinfluss k gro Kn rko geometrische Parameter hy es hren brot aus Masse der Grundbacke Mes Spannfutterparameter Schwerpunktlage der Grundbacke rs eB As eB steifigkeiten Kippsteifigkeit kk ago geometrische Parameter hetas Paso Irerauss B Masse der Aufsatzbacke mis Schwerpunktlage der Aufsatzbacke rs as Rs AB Backenoberfl che Spannbacken radiale Verlagerungssteifigkeit k ago Spannabstand hsp Spannbacken parameter radiale Position der Spannbacke laus Werkst ckparameter Prozessparameter AB GB FK Zerspan Zerspandurchmesser dz Spann Spanndurchmesser dsp geometrie Durchmesserverh ltnis o Ber hrungsform Werkst ck Spannbacke Werkst ckwerkstoff Werkst ckoberfl che H rte des Werkst cks Gewichtskraft des Werkst cks Fe Schr gwinkel des Maschinenbettes A Arbeitswinkel des Drehmei els a Drehzahl n aus den Zerspan bedingungen bestimmte Zerspankr fte Schnittkraft F Vorschubkrafi F Dima und Axialkraft eines axialen Werkzeugs Myax Fvax Unwuchtkraft des Werkst ckes Fyn Fliehkr fte von Systemsteifigkeiten Au enbelastungen der Spannbeiwerte e Grundbacken Fr cs e Ste
153. eit wurde die Ermittlung der Axialsteifigkeit auf einer CNC Drehmaschine durchge f hrt Durch axiale Bewegung des Werkzeugrevolvers der Drehmaschine wurde eine Axialkraft ber eine Kraftmessdose am eingespannten Werkst ck eingeleitet Die auf jede Aufsatzbacke einwirkende Axialkraft Fas ist ein Drittel der mit der Kraftmessdose ermittelten Axialkraft Die Messung der axialen Verlagerung der Aufsatzbacke erfolg te ber einen nah an der Spannfl che axial angeordneten Wegaufnehmer 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 109 1 Spannfutter 2 Aufsatzbacke 8 Werkst ck 4 Kraftmessdose 5 Wegaufnehmer amp Werkzeugrevolver Bild 5 53 Versuchsaufbau zur Ermittlung der axialen Futtersteifigkeiten Die ermittelten axialen Futtersteifigkeiten sind beispielhaft in Bild 5 54 dargestellt Die radiale Position der Spannbacke und die Spannfl chentiefe sind zwei wesentli che Einflussgr en auf die axiale Futtersteifigkeit Generell ist festzustellen dass die Reduzierung der Spannfl chetiefe as und Verk rzung der Auskragl nge laus eine positive Auswirkung auf die axiale Futtersteifigkeit haben 1000 a Nr Spannfutter Aufsatzbacke sp laus N um 14 F KST K BSW III 185 17 82 WB K III 160 1 g 600 2 F KST K BSW III 265 34 2 al WB K III 250 Ko 3 F KST K BSW III 265 20 5 15 5 5 400 HB K III 250 LL 4 F KFL K II 160
154. eits mit dem Maschinenbett verbunden ist Die an jeder Spannbacke einwirkende Tangentialkraft kann mit Hilfe der gemessenen Kraft Foose berechnet werden _ 2 Foose Dose F uB 3 d 5 26 sp Die tangentiale Verlagerung und die Kippung in tangentialer Richtung an der Spann stelle wurden mit zwei Wegaufnehmern gemessen Spannfutter Aufsatzbacke Werkst ck Drehmomentschl ssel Wegaufnehmer Kraftmessdose Bild 5 50 Versuchsaufbau zur Ermittlung der tangentialen Futtersteifigkeiten Bild 5 51 zeigt die ermittelten tangentialen Futtersteifigkeiten Aufgrund der Kippung der Spannbacken hat ein hoher Spannabstand negativen Einfluss auf die tangentiale Futtersteifigkeit Die Auswirkungen der radialen Position der Spannbacken auf die tangentiale Futtersteifigkeit sind jedoch relativ gering Das Keilfl chenfutter F KFL K II 160 hat aufgrund seiner breiteren Backenf hrungen eine gr ere tangen tiale Steifigkeit als das Keilstangenfutter F KST K BSW Ill 185 Zum Vergleich sind die gesamten radialen Steifigkeiten neben den tangentialen Stei figkeiten f r ein Keilstangenfutter in Bild 5 52 dargestellt Es wird deutlich dass die radiale Verlagerungssteifigkeit insbesondere bei kurzem Spannabstand kleiner als die tangentiale Verlagerungssteifigkeit ist Die st rkere Auswirkung des Spannab standes auf die tangentiale Futtersteifigkeit ist durch die gr ere Eigenverformung der Spannbacken in tangentialer Richtung bedingt 108
155. elastung an der Schneide berwiegen 25 28 29 39 40 65 71 80 139 e Reduzierung der Kosten Bei der Nassbearbeitung betr gt der Anteil der K hlschmierstoffkosten 11 15 der gesamten Fertigungskosten 25 Der gr te Anteil entf llt hierbei auf die Investitionskosten f r das K hl schmierstoff Versorgungssystem Weitere Kosten entstehen beim Personal f r Betrieb und Wartung des K hlschmierstoffsystems sowie f r Bereitstel lung und Entsorgung des K hlschmiermittels und Trocknung nasser Sp ne Durch Verzicht auf K hlschmierstoffe sind die Fertigungskosten bei der Tro ckenbearbeitung erheblich zu reduzieren e Verbesserung der Arbeitsbedingungen Die K hlschmierstoffe und ihre D mpfe gehen mit einer gesundheitlichen Gef hrdung der Mitarbeiter einher e Ber cksichtigung des Umweltschutzes Leckage und Ausschleppverlust Emissionen Waschwasser und nicht zuletzt die Entsorgung der Verbrauch ten K hlschmierstoffe gef hrden Boden Wasser und Luft e Erh hung der Produktivit t Durch den Einsatz leistungsf higerer Werkzeuge kann die Umstellung von Nass auf Trockenbearbeitung mit einer Steigerung der Schnittgeschwindigkeit und der Schnittwerte und somit mit einer Erh hung der Produktivit t verbunden sein Die M glichkeit der Umstellung auf 2 Stand der Erkenntnisse 17 Trockenbearbeitung ist im wesentlich anh ngig von dem gew hlten Ferti gungsverfahren 139 Bild 2 1 Verfahren mit Verfahren m
156. ell wurde stetig mit den experi mentellen Untersuchungen des Grenzkippmomentes abgeglichen und optimiert 7 3 1 FEM Untersuchung der Spannkraftverteilung in den Spannfl chen 7 3 1 1 2D FEM Untersuchung der Spannkraftverteilung Zur Untersuchung der Spannkraftverteilung in der Spannfl che in axialer Richtung wurde ein 2D FEM Modell bestehend aus dem eingespannten Werkst ck und den Spannbacken aufgebaut Bild 7 18 Die Dehnungen in tangentialer Richtung wurden zu Null gesetzt Zwei Winkel und 6s wurden modelliert um die Kippung des Werk st cks und der Spannbacke zu simulieren Zur Erh hung der Berechnungsgenauig keit wurde die Vernetzung des Werkst cks und der Aufsatzbacke im Bereich der Spannzone verfeinert Die Spannkraft wurde durch die Aufsatzbacken auf das Werk st ck eingeleitet Die Berechnungsergebnisse ergeben sich aus den Knotenkr ften des Werkst cks in der Spannfl che 156 Spannbacke gt r Bild 7 18 2D FEM Model zur Untersuchung der Spannkraftverteilung in der Spann fl che Die Berechnungen der 2D Modelle wurden unter Variation der Einspannbedingungen gem Tabelle 7 4 durchgef hrt Spannl nge Isp mm 5 10 20 30 Ox um m 1000 bis 1000 je 100 Kippwinkel der Backenfl che 8s um m 300 0
157. em eine dynamische zus tzliche Backenfliehkraft Fr berlagert so wird die Ausgangsspann kraft Fspo auf eine verbleibende Betriebsspannkraft Fsp reduziert Man erkennt dass der Spannkraftverlust AFsp nur ein Teil der Fliehkraft Fr ist Je gr er die Steifigkeit des Werkst cks und je kleiner die Steifigkeit des Spannmittels ist umso gr er ist der Spannkraftverlust bzw niedriger die verbleibende Betriebsspannkraft Spannkraft Spannfutter Aufweitung Werkst ck Stauchung Bild 2 28 Allgemeines Verspannungsschaubild f r ein Spannsystem 5 58 63 109 114 123 126 Nach den Erkenntnissen der Steifigkeit ber handbet tigte Spannfutter von WARNECKE 53 126 l sst sich die Spannfuttersteifigkeit k in radiale Steifigkeit k und Kippsteifigkeit kx einteilen Die radiale Futtersteifigkeit ergibt sich durch Hintereinan 2 Stand der Erkenntnisse 51 derschaltung der radialen Steifigkeit von Spanngetriebe und Grundbacke sowie der radialen Steifigkeit der Aufsatzbacke Die Einzelkippsteifigkeiten der Backenf hrung und des Futterk rpers setzen sich zur Gesamtkippsteifigkeit zusammen Durch Einbeziehung der radialen Futtersteifigkeit k und der radialen Werkst ckstei figkeit kw sowie eines Einflussfaktors x der die Kippsteifigkeit des Futters ber ck sichtigt ist der Spannkraftverlust AFsp bzw die erforderliche Ausgangsspannkraft Fspo wie folgt zu berechnen Foo Ssp S Poesie t AF 2 22
158. en 126 2 7 4 Bewertung der bisherigen Berechnungsmodelle Die Charakteristiken und Einschr nkungen der bisherigen Berechnungsans tze sind in Bild 2 32 zusammengefasst Keiner der bestehenden Ans tze beschreibt den Einspannzustand eines Werkst cks in einem Backenfutter vollst ndig Es handelt sich jeweils um aus einem bestimmten Spannfall abgeleitete Berechnungen die an schlie end verallgemeinert wurden Nicht alle Einflussgr en wurden in den Berech nungsans tzen ber cksichtigt Beispielsweise wurde die Einspannl nge nur im An satz nach THORM HLEN ber cksichtigt Dadurch wird deutlich dass bisher noch Un sicherheit bei der Spannkraftberechnung besteht Bei den Berechnungsans tzen zur Bestimmung der erforderlichen Ausgangsspannkraft wurden daher hohe Sicherheits faktoren ber cksichtigt 54 Berechnungsansatz Charakteristik Einschr nkung THORM HLEN 114 Berechnungsansatz f r ausgedrehte Spannbacken mit Ber cksichtigung der Einspannl nge e keine Ber cksichtigung der am Futter wirkenden Radi alkraft e unklare Herleitung des Einflusses der Einspannl nge auf das bertragbare Kippmoment e keine Ber cksichtigung des Einflusses der Systemstei figkeiten auf den Spannkraftverlust STEINBERGER 107 Passivkraft und Vorschubkraft sind zu einem Drittel der Schnittkraft angesetzt Sie werden durch einen Sicher heitszuschlag von 1 2 ber cksichtigt lt Asp e d 20 8 d e keine Ber cksichtigu
159. en der ausgew hlten Backenfutter wurden im Kapitel 2 3 2 vorgestellt F r diese zu untersuchenden Spannfuttertypen wurden die am h ufigsten eingesetzten Spannfuttergr en 160 mm und 250 mm herangezogen Diese wurden von drei Spannmittelherstellern f r die experimentellen Untersuchungen zur Verf gung gestellt Eine bersicht ber die ausgew hlten Spannfuttertypen und gr en 4 Untersuchte Spannmittel 63 gibt Tabelle 4 1 wieder Die Kennzeichnung eines Spannfutters erfolgt durch Buch staben vom Futtertyp und nachfolgende Herstellernummer und Futtergr e Die ausgew hlten Spannfutter sind mit einem zylindrischen Spindelanschluss nach DIN 6350 144 145 DIN 6351 146 147 und DIN 6353 148 ausgestattet Die ma ximal zul ssige Drehzahl der untersuchten Spannfutter f r Futtergr e 160 mm und 250 mm ist entsprechend 8000 min und 5000 min die zur Zeit die obere Grenze der am Markt verf gbaren Spannfutter darstellt Futter Typ F KFL K FLA Hersteller Nr Futtergr e bzw Au en durchmesser d mm Durchmesser der Futter bohrung drg mm Futterh he h mm Backenf hrungsl nge lsr mm Zentrierdurchmesser dez mm 60 Lochkreisdurchmesser der Befestigungsschrauben drs mm Befestigungsschrauben Abmessungen Bild 4 1 Gewinde des Futterkolbens Mko mm Backenhub hg mm Kolbenhub h mm Max Spannkraft Fsp max KN 20 5 3 M82 M16 o e more mes e ss a2 16 A
160. ender Spannkraft an Dieses Ergebnis deckt sich mit den Erkenntnissen von WARNECKE 126 Bei konstanter Spannkraft ergibt sich ein analoges Untersuchungsergebnis mit nderung der Spannl nge Bild 7 9 0 5 O Hspt Hspt z Hspt 0 4 Spannfutter F KST K F KST K F KST K BSW III 185 BSW III 265 BSW III 265 Aufsatzbacke WB K III 160 1 WB K III 250 HB K III 250 Backenfl che geschlichtet geschruppt geschruppt 0 3 Werkst ck Ck 45 Ck 45 Ck 45 stoff 0 2 Werkst ck geschlichtet geschlichtet SEEN EE T oberfl che 0 1 De gao BEE do Imm 80 l u mm 30 tangentialer Spannbeiwert Kspt 0 0 0 20 40 kN Spannkraft Fop Bild 7 8 Einfluss der Spannkraft auf den Spannbeiwert 0 6 o Hspt o Hspt a 0 5 en ls zZ Ben __ B 04 Spannfutter F KST K F KST K 2 BSW III 185 BSW III 265 L 03 Aufsatzbacke WB K IlI 160 1 HB K III 250 D j Backenfl che geschlichtet geschruppt z Werkst ckstoff Ck 45 Ck 45 g 0 2 Werkst ck geschlichtet C oberfl che 5 0 1 PESER EE Fop KN 65 29 N dsp Mm 80 80 0 0 0 10 20 mm 40 Spannl nge Ion Bild 7 9 Einfluss der Spannl nge auf den Spannbeiwert Einfluss der Bef hrungsform Die Ber hrungsform zwischen ausgedrehten weichen Backen und Werkst ck wird in Pass Kanten und Sattelsitz unterteilt Bild 7 10 Beim Passsitz entspricht der A
161. enen Berechnungsbeispielen berpr ft Bild 8 10 Dabei wurden die auftretenden Zerspankr fte mit einem 3 Komponenten Werkzeughalter Dynamometer von Typ Z12346 mit Ladungsverst rkern von Typ 5011 der Fa Kistler Instrumente AG Winterthur erfasst Die berwachung der La ge nderung des Werkst cks w hrend der Drehbearbeitung erfolgte analog zu den dynamischen Untersuchungen der bertragbaren Kippkraft Kapitel 7 3 3 1 durch einen laseroptischen Wegsensor von Typ optoNCDT 1800 10 der Fa Micro Epsilon Messtechnik GmbH amp Co KG Ortenburg Der Verlauf der Zerspankr fte sowie der axialen Verlagerung des Werkst cks ist beispielhaft in Bild 8 11 gezeigt Nach dem Eingriff des Werkzeugs bzw unter Einwirkung der Zerspankr fte wurde eine Lage 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkraft 195 nderung des Werkst cks gemessen Nach der Bearbeitung war keine Ver nderung der Werkst ckposition festzustellen Die Untersuchungen zeigen dass mit der nach dem neu entwickelten Berechnungsmodell berechneten Ausgangsspannkraft das Werkst ck sicher gespannt und bearbeitet werden kann CNC Drehmaschine Spannfutter Spannbacke Werkst ck Drehmei el 3 Komponenten Werkzeug halter Dynamometer Werkzeugrevolver Reitstock CCD Lasersensor Schutzgeh use Bild 8 10 Zerspan berpr fung des Spannkraftberechnungsmodells 1600 40 Zerspanbedingung Beispiel 3 in Tabelle 8 1 F spo 69 9 kN F S Z um 800 aM 0
162. enfuttern sind infolge der l ngeren Ba ckenf hrungsl nge im allgemeinen h her als bei Keilfl chenfuttern Die h here Kipp steifigkeit bei l ngeren Backenf hrungen ist auf eine g nstigere Lastverteilung zu r ckzuf hren 126 Beim Keilstangenfutter ist die radiale Position der Grundbacke verstellbar um ver schiedene Durchmesser spannen zu k nnen Bei der Verstellung der radialen Posi tion der Grundbacke ver ndert sich einerseits die gef hrte Backenl nge und damit die Starrk rperkippung der Grundbacke andererseits die Eigenverformung der Grundbacke infolge der nderung der Auskragl nge Bild 5 18 zeigt die mit Hilfe der 3D FEM Modelle berechneten Eigenverformungen der Grundbacke bei unterschied lichen Auskragl ngen Die gr ere axiale Verlagerung am hinteren Bereich der Grundbacke bei einer l ngeren Auskragl nge f hrt zu einer insgesamt h heren Kip pung Die gesamte Kippnachgiebigkeit der Grundbacke sowie der durch die Eigen verformung verursachte Anteil der Nachgiebigkeit nimmt mit der zunehmenden Auskragl nge quadratisch zu Bild 5 19 Die ermittelten Steifigkeiten von Spannfuttern bei den die Grundbacke mit Kreuzver satz ausger stet ist sind im Bild 5 20 zusammengestellt Die Auswirkungen der ra dialen Position der Grundbacke auf die radiale Spannfuttersteifigkeit sind sehr ge ring Die radiale Spannfuttersteifigkeit eines Spannfutters kann daher als Konstante 86 vereinfacht werden Der Parameter I eraus
163. ennt man dass die Auswirkungen der Kippsteifigkeiten und des Spannabstandes auf den Spannkraftverlust abh ngig von der Werkst ck steifigkeit sind Bild 6 19 und Bild 6 20 Generell ist festzustellen dass f r einen ge ringen Spannkraftverlust eine geringe Kippsteifigkeit und ein gro er Spannabstand bei gro er Werkst cksteifigkeit g nstig und bei geringer Werkst cksteifigkeit ung ns tig ist 126 _ N k oO D Kippeinflussfaktor f r gt oO oO Z 9 oO N 6 N oO wirksame Fliehkraft Fig wirk Aufsatzbackenfliehkraft xag oO O an der Spannstelle oO am x EB gt 20 S E N n x gt 0O zo E2 i 25 zo 10 20 30 m 50 x D ka L n 4000 min 5 7 Krk 0 amp 10 20 30 mm 50 K pas Spannabstand hsp 2 2L D 0 4 oO Spannfutter F KFL K I 250 Spannbacke WB S I 250 1 kk eBo Nm um m Kl aBo Nm um m 2 5 1 27 1 27 1 27 1 27 ONB B888 604 0 0 10 20 30 mm Spannabstand hsp Bild 6 18 Kippeinflussfaktoren an der Spannstelle wirksame Fliehkraft sowie radia le Gesamtsteifigkeit in Abh ngigkeit von der Spannfutter und Aufsatzba ckenkippsteifigkeit sowie dem Spannabstand Backenspannkraftverlust AF pB Bild 6 19 Backenspannkraftverlust
164. enrichtung Z Z hnezahl Z Z Koordinatenrichtung a Arbeitswinkel zwischen Schnittkraftrichtung und Y Koordinatenrichtung gegen die Futterrotationsrichtung bei Blickrichtung auf das Drehfutter a Kippwinkel a o Keilwinkel der Keilfl che ao 2 halber Winkel zwischen zwei Spannkraftangriffsstellen Olsp AB um m Kippwinkel an der Spannstelle infolge der Verformung der Aufsatzbacke unter Spannkrafteinwirkung Osp AB1 um m Kippwinkel an der Spannstelle infolge der Starrk rperbe wegung der Aufsatzbacke unter Spannkrafteinwirkung Olsp AB2 um m Kippwinkel an der Spannstelle infolge der Eigenverformung der Aufsatzbacke unter Spannkrafteinwirkung Olsp GB um m Kippwinkel an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit unter Spannkrafteinwirkung Drehwinkel zwischen Kippachse und Passivkraft Einflussfaktor der Kippsteifigkeit nach WARNECKE 126 XAB Kippeinflussfaktor f r die Aufsatzbackenfliehkraft FK Kippeinflussfaktor f r die Fliehkraft des Futterk rpers kolbens XGB Kippeinflussfaktor f r die Grundbackenfliehkraft XAG Kippeinflussfaktor f r die Fliehkraft der Ausgleichs gewichte 10 XH Ki X System XTB X wirk 81 2 AF sensor AFsp AFspB AFsp m AFsp R Al Alg Alg AlB23 Am Sensor AWF sp AWw sp Ax Ay AZ AX System Einstellwinkel der Hauptschneide Kippeinflussfaktor f r die Fliehkraft des Bauelementes i Einflussfaktor der Systemsteifigkeiten Kippeinflus
165. enspannkraft F SpB 2 Spannl nge lsp w 3 w 15 D D 1 2 05 2 p 2 2 O 0 00 I 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 z 40 60 80 mm 120 N u x Durchmesserverh ltnis x Durchmesser d 2 720 15 sp u Ss 1 5 1 1 1 0 Ser 1 0 0 5 0 5 0 0 0 0 0 20 40 60 mm 100 0 20 mm 60 Auskragl nge des Werkst cks Backenbereite B Bild 7 28 Ver nderung des Werkst cksteifigkeitsverh ltnisses In Bild 7 29 und Bild 7 30 ist die mit Hilfe der FEM berechnete differentielle Werk st cksteifigkeit und das Werkst cksteifigkeitsverh ltnis als Funktionen der ma gebli chen Einflussparameter Spannl nge und Durchmesserverh ltnis f r vollgespannte und auskragende Werkst cke dargestellt Die Ergebnisse bei den vollgespannten Werkst cken zeigen den angen hert linearen Einfluss der Spannl nge auf die diffe rentielle Werkst cksteifigkeit bei unterschiedliichen Durchmesserverh ltnissen 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 163 Bild 7 29a Deutlich ist die Auswirkung der Spannl nge auf die differentielle Werk st cksteifigkeit bei den auskragenden Werkst cken Bild 7 29b Bei kurzer Spann l nge wurden h here differentielle Werkst cksteifigkeiten berechnet Dieser Sach verhalt ist auf die versteifende Wirkung des auskragenden Querschnittes zur ckzu f hren 12 Q x Durchmesser verh ltnis kN um 0 o 0 2 8
166. er die St tzl nge Is ist desto geringer ist die Spannbackensteifigkeit Beispielsweise erreicht die Aufsatzbacke WB S I 250 bei einer Auskragl nge von laus 21 mm nur 60 der radialen Steifigkeit im Vergleich zu einer Auskragl nge von laus 0 Mit Hilfe der Gleichungen 5 20 und 5 21 kann der Steifigkeitsparameter I eraus der den Einfluss der radialen Position der Aufsatzbacke bezeichnet ermittelt werden 300 e v set Aufsatzbacke 5 N um z t z c 7 re r S Pi 200 a WB S a F E E 150 lB 28 mm I 29 5 mm experimentell D Z 100 g 50 WB S I 250 1 E 0 berechnet x 9 15 HB S IlI 250Vor 2 a N um m lg 25 mm 1 40 mm c E experimentell 2 2 9 ai dp HB S Ill 250Vor 6 berechnet 3 hsp 45 mm 0 5 10 15 20 mm 30 Auskragl nge der Aufsatzbacke I s Bild 5 35 Einfluss der Auskragl nge auf die Spannbackensteifigkeiten 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 97 Einfluss der Backengr e und Befestigungsart Einen Vergleich der Steifigkeiten von Aufsatzbacken mit verschiedenen Backengr en und Befestigungsarten zeigt Bild 5 36 Die Steifigkeiten der Aufsatzbacken mit Spitzverzahnung wurden bei Null Auskragl nge gemessen Die Steifigkeit der Spannbacke steigt mit ihrer Gr e Beispielsweise wurde f r die Aufsatzbacke WB K III 160 eine radiale Steifigkeit von 106 N um ermittelt Das entspricht ca 24 der Steif
167. ere Bauelemente im Kraftfluss hintereinander geschaltet sind Beim Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem befinden sich die vier Bauelemente Grundbacke Verzahnungsteil Antriebsbacke und Futterkolben im Kraftfluss Beim Keilfl chenfutter ohne Backenschnellwechselsystem sind dagegen nur die Grundba cke und der Futterkolben im Kraftfluss Die Abh ngigkeit der Spannfuttersteifigkeit von der Futtergr e ist theoretisch bei geometrischer hnlichkeit und gleichem Werkstoff ein proportionales Verh ltnis zu erwarten 126 Jedoch wurde ein gro er Unterschied der Futtersteifigkeiten der von unterschiedlichen Herstellern gelieferten Spannfutter infolge ihrer unterschiedlichen konstruktiven Gestaltung ermittelt Bei Keilfl chenfuttern mit gro er Bohrung F KFL K I 160 und F KFL K I 250 greifen die Keilfl chen des Futterkolbens sym metrisch in der Mitte der Backe so dass eine gr ere radiale Futtersteifigkeit erreicht wird Anderseits beschr nkt die gro e Bohrung die Backenf hrungsl nge und be dingt dadurch eine geringere Kippsteifigkeit Einfluss des Spannabstands hsp Aus den in Bild 5 17 gezeigten Spannfuttersteifigkeiten erkennt man dass die Aus wirkungen des Spannabstandes auf die radiale Spannfuttersteifigkeit und Spann futterkippsteifigkeit sehr gering sind Die geringen Abweichungen der Steifigkeiten von weniger als 10 sind damit zu begr nden dass die gef hrte L nge der Grundbacke sowie die Verbindungssit
168. erimentelle Unter suchungen validiert Bild 7 40 und Bild 7 41 Die Einleitung der Kippkraft erfolgte ber w lzgelagerte Rollen in die eine Kraftmessdose auf DMS Basis integriert ist Bei der statischen Untersuchung erfolgte die Erfassung der Verlagerungen und Nei gungen mit vier ber hrenden Wegtaster von Typ W1T3 der Fa Hottinger Baldwin 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 173 Messtechnik Darmstadt 162 Damit wurden die Futter und Werkst ckneigung gleichzeitig gemessen CNC Drehmaschine Spannfutter Spannbacke Werkzeugrevolver Kippkraftgeber ber w lzgelagerte Rollen und mit integrierter Kraftmessdose Werkst ck Wegaufnehmer auf Werkst ck Wegaufnehmer auf Futterk rper CNC Drehmaschine Spannfutter Spannbacke Werkzeugrevolver Kippkraftgeber ber w lzgelagerte Rollen und mit integrierter Kraftmessdose Werkst ck Reitstock laseroptischen Wegsensor Bild 7 41 Versuchsstand zur dynamischen Untersuchung der Grenzkippkraft Die Kippwinkel des Werkst cks an der Kraftangriffsstelle in Abh ngigkeit von der Kippkraft zeigt beispielsweise Bild 7 42 Bei der Einwirkung der kontinuierlich stei gernden Kippkraft ergibt sich im Bereich kleinerer Kippkraft ein lineares Verfor mungsverhalten Ab einer bestimmten Kippkraft tritt ein Abknicken der Kurve auf das auf ein Rutschen des Werkst cks in seiner Einspannung zur ckzuf hren ist Zur Be stimmung der Grenzkippkra
169. erk st cks das hei t hohe Rundlauf Planlauf und Widerholgenauigkeit e hohe erzielbare Spannkr fte die ber dem Drehzahlbereich m glichst kon stant sind e hohe Betriebssicherheit f r eine zuverl ssige Kraft und Biegemomentauf nahme sowie eine sichere Drehmoment bertragung e gutes dynamisches Verhalten durch geringe Masse geringes rotatorisches Tr gheitsmoment geringe Unwucht sowie eine kompakte Bauform e gute Anpassung an unterschiedliche Werkst ckgeometrien und Spann durchmesser mit der M glichkeit zur Au en und Innenspannung sowie zur Stangenbearbeitung e hohe Betriebssicherheit das hei t geringes Gef hrdungspotential e hoher Wirkungsgrad e kurze Spann und Entspannzeit sowie e geringe Anschaffungskosten Werkst ckspannsysteme beim Drehen radiale und axiale Spannung axiale Spannung Planspannung Planscheibe radiale Spannung Backenfutter Spannung zwischen Spitzen Backenfutter K rnerspitzen Planscheibe Planscheibe und Mitnehmer Magnetfutter Spannzange Spanndorn Stirnmitnehmer Vakuumfutter Membranfutter Dehndorn Fingerfutter Lamellenfutter Schrumpffutter Schwenkfutter Klemmfutter Sonderspannmittel Bild 2 10 Einteilung der Werkst ckspannsysteme beim Drehen nach 68 89 126 136 2 Stand der Erkenntnisse 27 Nach der Spannsituation lassen sich die Werkst ckspannsysteme beim Drehen nach der Wir
170. erkst ckoberfl che bestimmt Beim Spannen mit harten Backen wirkt zwischen Backen und Werkst ck im wesentlichen der Formschluss Dadurch ist die Ausgangsgestalt der Werkst ck oberfl che von untergeordneter Bedeutung Die Spannbeiwerte bei harten Backen m ssen daher spannbackenspezifisch in Abh ngigkeit vom Spanndurchmesser und der Werkst ckh rte angegeben werden Das am Werkst ck wirkende Kippmoment wird sowohl durch die Reibung in den Spannfl chen als auch durch die Verschiebung der resultierenden Backenspannkr f te infolge der Kippung des Werkst ckes in seiner Einspannung aufgenommen Mit Hilfe von FEM Analysen wurde die Spannkraftverteilung in den Spannfl chen unter sucht und die differentielle Werkst cksteifigkeit welche das elastische Verformungs verhalten des Werkst cks unter Einwirkung einer ber die Spannl nge linear verteil ten Spannkraft kennzeichnet ermittelt Damit wird die Verschiebung der Backen spannkr fte bei Belastung durch ein Kippmoment bzw der Einfluss der Spannpara meter wie Einspannl nge und Spanndurchmesser auf die zul ssigen Kippmomente analytisch beschrieben Durch Superpositionierung der Reaktionskr fte an den Spannfl chen unter Einwir kung aller Belastungen der Werkst ckspannung wie Axialkraft Radialkraft Dreh moment und Kippmoment wurde ein neues Berechnungsmodell zur Bestimmung der erforderlichen Mindestspannkraft entwickelt Die gleichzeitige Ber cksichtigung aller Belastungen und
171. ert F _ sB k aBo h h 2 3 Wsp aB sp 7 ABO Fsh ki bo spB sp 3 5 14 Q sp AB sp ABO Wp AB dsp Wsp aB2 Wsp AB1 Aufsatzbacke Q sp AB2 e I 5 S o Q oO W ABO Bild 5 8 Verformung der Aufsatzbacke C D siehe Bild 5 5 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 75 Zur Berechnung der Eigenverformung wird die Aufsatzbacke als ein Kragarm mit ei nem Fl chentr gheitsmoment und einer Auskragl nge hsp angenommen Die Ge samtnachgiebigkeiten setzen sich dann nach den folgenden Gleichungen zusam men h hi L ee nn 5 15 Kn AB sp Kk AB starr 2 E l h h to hk a i 5 16 K AB sp K AB starr Kk AB starr 3 E l Durch Definition eines aufsatzbackenspezifischen Parameters 2 E I het aB R 5 17 k AB starr der den Einfluss des Spannabstandes auf die Spannbackensteifigkeit kennzeichnet sind die Spannbackensteifigkeiten bei einem beliebigen Spannabstand hsp aus den grundlegenden Steifigkeiten K aso und kxaso abzuleiten NE 1 und 5 18 1 hp i hef aB KkaBo 44 _Naso Rrer AB ge SB 1 5 19 2 1 p 1 2 haso 1 hsp f 3 het AB haso 3 Rref aB kaso Kx aso 1 haso Kk ABo aE haso R ef AB Rref aB Bei der Aufsatzbacke mit Spitzverzahnung wird die radiale Position der Aufsatzbacke mit dem Abstand zwischen dem letzten tragenden Zahn und der u eren Befesti gungsschraubenachse s bzw der Auskragl nge laus definier
172. euge Hart bearbeitung Trocken bearbeitung Bild 1 2 Neue Bearbeitungstechnologien 25 Die HSC Bearbeitung hat in den letzten Jahren insbesondere beim Fr sen und Schleifen ihren Durchbruch vollzogen und findet zunehmende Verbreitung von der Einzel bis zur Serienfertigung im Werkzeug und Formenbau sowie in der Leichtme tallzerspanung im Flugzeugbau 135 Obwohl die genannten Vorteile auch auf die Drehbearbeitung bertragbar sind hat sich die HSC Drehbearbeitung hier bisher nicht etablieren k nnen Der Grund daf r liegt in den im Vergleich zur Fr sbearbei tung geringeren Hauptzeiten und dem ungel sten Problem der sicheren und flexiblen Spannung schnell rotierender Werkst cke 68 94 Die zur Zeit bei der Drehbearbei tung am h ufigsten angewendeten Werkst ckspannzeuge die Backenfutter unter liegen bei hohen Spindeldrehzahlen infolge der an den Spannbacken auftretenden Fliehkr fte einer starken Spannkraftabnahme bei Au enspannung so dass die im Rahmen der Drehbearbeitung erreichbare Schnittgeschwindigkeit durch das Spann mittel begrenzt wird Das Spannsystem f r rotierende Werkst cke ist bei der HSC Drehbearbeitung das schw chste Glied im System Werkzeugmaschine Spannsys tem Werkst ck Werkzeug 12 59 74 126 Um die Effektivit t und die Sicherheit der Drehbearbeitung zu erh hen sind bei den neuen Drehbearbeitungstechnologien neue und flexible Werkst ckspannsysteme und eine Optimierung der Spann
173. ew hrleisten Ein Vergleich zeigt dass beim Spannen mit ausgedrehten weichen Backen Beispie le 1 2 und 3 die Berechnung nach dem neu entwickelten Berechnungsmodell gerin gere Ausgangsspannkraft als die Anwendung der Richtlinie VDI 3106 ergibt da hier die erforderliche Mindestspannkraft und der Spannkraftverlust genauer berechnet und kleinere Sicherheitsfaktoren ber cksichtigt werden Bild 8 9 Dadurch k nnen die Potentiale der Backenfutter f r h here Drehzahlen insbesondere bei Schlichtbe arbeitung ausgenutzt werden Beim Spannen eines d nnwandigen Werkst cks Bei spiel2 kann die Bearbeitungsgenauigkeit aufgrund der geringeren berechneten Ausgangsspannkraft erheblich erh ht werden Beim Spannen mit harten Krallenba cken Beispiele 4 ist die nach dem neuen Berechnungsmodell berechnete Aus gangsspannkraft aufgrund der darin benutzten kleineren spannbackenspezifischen Spannbeiwerte nicht kleiner 200 nach VDI 3106 nach dem neu entwickelten Berechnungsmodell Z Spannfutter Spannbacken Werkst ck und Prozessdaten der ga Bearbeitungsbeispiele 01 oO siehe Tabelle 8 1 Ausgangsspannkraft Foo oO notwendige Beispiel 1 Beispiel 2 Beispiel 3 Beispiel 4 Berechnungsbeispiel Bild 8 9 Berechnete Ausgangsspannkr fte nach VDI 3106 und dem neu entwickel ten Berechnungsmodell Die G ltigkeit des Spannkraftberechungsmodells wurde durch Zerspanuntersuchun gen mit den in Tabelle 8 2 gegeb
174. experimen telle Untersuchung ermittelt Der daf r verwendete Versuchsstand ist im Kapitel 5 3 2 beschrieben An einer nah an der Spannstelle befestigte Messplatte wurden die ge samte radiale Verlagerung und der gesamte Kippwinkel des Spannmittels gemessen Unterschiedliche Steifigkeit der drei Backen eines Futters Nicht nur die konstruktive Gestaltung hat einen Einfluss auf die Gesamtsteifigkeiten sondern auch die Herstellgenauigkeit der einzelnen Bauteile ihr Zusammenbau so wie die Art der Fl chenber hrung in den Fugen 126 Bild 5 40 zeigt beispielsweise die unterschiedlichen radialen Verlagerungen der drei Backen eines Dreibackenfut ters Bei einer Backenspannkraft von 34 kN weichen die Verlagerungen bis zu 12 um voneinander ab 400 o Backe 1 o Backe 2 A Backe 3 T 3 Spannfutter F KST K BSW III 265 Aufsatzbacke WB K III 250 hsp 40 mm 100 radiale Verlagerung w N oO oO l u 0 mm kN Backenspannkraft F SpB Bild 5 40 Unterschied der radialen Verlagerungen auf drei Backen Nach WARNECKE 126 sind die auftretenden Ungenauigkeiten beim Zentrieren auf fehlerhaftes Arbeiten des Spanngetriebes sowie auf das Kippen der Backen in den F hrungen und auf das H ngenbleiben des Werkst cks zwischen zwei Backen durch Reibung zur ckzuf hren Die Unterschiede in den radialen Steifigkeiten der drei Ba cken f hren zu weniger als 10 der tats chlichen Spanngenauigkeit Ein
175. experimentelle Untersuchungen e FEM Berechnungen L sungs ans tze e Grundlage e Mindestspannkraft Betrachtung der Eigenschaf e Ermittlung des Einflusses der x ten von Spannmitteln wie Spannbacken und Werkst ck Arbeits Steifigkeit Wirkungsgrad und geometrie auf die bertrag punkte Spannbeiwert baren Kipp und Drehmomente e Spannkraftverlust e Untersuchung der Beanspru chung in der Spannfl che mit e Untersuchung des Einflusses Hilfe der FEM der Steifigkeiten von Spannfut tern und Spannbacken auf die dynamische Spannkraft Berechnungsmodell zur Bestimmung der Sejai Ausgangsspannkraft f r Backenfutter Bild 3 1 Ziele und Arbeitspunkte 3 Ziele und Arbeitsschwerpunkte 59 UHSM Drehbearbeitung n 8 000 1 min a T A n 3 000 1 min HSC IF n 1 000 1 min Drehbearbeitung 77 nutzbarer sea se Bere rc d 100 000 Z V Se Dere en gt Schnittgeschwindigkeit v 8 1 10 100 mm 1000 Zerspandurchmesser d Bild 3 2 Nutzbarer Bereich der HSC Drehbearbeitung bei einem konventionellen Spannfutter 38 Seit mehreren Jahren werden neue Konzepte zur Optimierung der Backenfutter hin sichtlich des Einsatzes bei h heren Drehzahlen untersucht Die Backenfutter mit Fliehkraftausgleich sind f r einen bestimmten Spannbackentyp optimiert Lebens dauergeschmierte und gekapselte Spannfutter weisen einen ber lange Zeit konstan ten Schmierzustand auf Mit Hilfe eines Spannkraftreglungssystems w
176. f hrungen wird mit Hilfe des erstellten FE Modells der Grundbacke berechnet Bild 5 10 5 3 3 Untersuchungsergebnisse Die Spannfuttersteifigkeitsparameter k nnen aus den experimentell und mit Hilfe der FEM ermittelten Ergebnissen mit Hilfe der Gleichungen 5 5 5 6 und 5 11 be stimmt werden Die Parameter k cs und kkeso bezeichnen die radiale Steifigkeit und die grundlegende Kippsteifigkeit des Spannfutters Der Einfluss der Auskragl nge der Grundbacke mit Kreuzversatz laus wird mit der Referenzl nge Ireraus cCharakteri siert Zur Bestimmung dieser Referenzl nge sind die Spannfuttersteifigkeiten mit ver schiedenen Auskragl ngen zu messen und mit Gleichung 5 11 anzupassen Die ermittelten Steifigkeitsparameter der untersuchten Spannfutter sind in Tabelle 5 1 dargestellt Steifigkeitsparameter Spannfutter kr cB kk cBo hrce hreg lrefaus N um Nm um m mm mm mm F KST H Il 160 143 0 683 24 7 15 12 F KST H Ill 160 144 0 588 24 7 15 14 6 F KST H I 250 241 1 78 35 21 16 9 F KST H Ill 250 220 2 0 35 21 15 F KFL K II 160 340 0 284 28 28 F KFL K I 250 295 1 27 56 29 F KFL K II 250 370 0 858 37 37 F KFL K FLA I 160 167 0 50 44 23 F KFL K FLA III 165 271 0 468 41 22 F KFL K FLA I 250 279 1 34 47 23 F KFL K FLA III 250 450 2 03 55 29 F KFL K BSW I 250 133 1 85 35 21 16 F KST K BSW IIl 185 125 0 644 26 15 14 3 F
177. fluss der Futterbauart sowie der Backenbefestigungsart Der Einfluss der Spannfutterbauart auf die Spannfuttersteifigkeit sowie der Einfluss der Backenbefestigungsart auf die Spannbackensteifigkeit wurden in Kapitel 5 3 3 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 101 und Kapitel 5 4 3 beschieben Beim Vergleich der Gesamtsteifigkeiten sind folgende Ergebnisse zu erkennen Bild 5 41 Die Funktion des Backenschnellwechsels ist mit einem Verlust an radialer Steifigkeit verbunden Die Ausr stung eines Fliehkraftausgleichssystems auf das Keilfl chenfutter hat nur geringen Einfluss auf die Steifigkeit des Spannmittels Der Vorteil einer gro en Bohrung des Spannfutters ist mit einem Verlust an Kippsteifigkeit verbunden Keilfl chenfutter haben eine geringere Steifigkeit als Keilstangenfutter bei gleicher Gr e der Befestigungsschrauben der Backen vergleiche Bild 5 41 Nr 11 und 12 Die von den Herstellern und Ill gelieferten Keilfl chenfutter sind mit massi veren Aufsatzbacken und dickeren Befestigungsschrauben ausger stet Da durch liegen die Gesamitsteifigkeiten in gleicher Gr enordnung wie beim Keilstangenfutter Die massiven Aufsatzbacken beschr nken jedoch die An wendung bei hohen Drehzahlen 150 Nr Spannfutter hsp KA g gt N um 1 F K
178. form zwischen Spannbacke und Werkst ck sowie e Verwendung von K hlschmierstoffen Backenspannfl che glatt pflastersteinartig krallenartig Werkst ckoberfl che III III feingeschlichtet Hspt 0 06 Hspt 0 12 Hspt 0 22 geschliffen Hspa 0 12 Hspa 0 22 Hspa 0 36 geschlichtet bis Hspt 0 10 Hspt 0 20 Hspt 0 36 geschruppt Hspa 0 20 Hspa 0 36 Hspa 0 60 roh bzw Hsp 0 14 Hspt 0 28 Hspt 0 50 unbearbeitet Hspa 0 28 Hspa 0 50 Hspa 0 84 Werkstoffkorrekturwerte Al Legierung 0 97 Ms 58 0 92 GG 18 0 80 Tabelle 7 1 Spannbeiwerte nach VDI 3106 155 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 147 7 2 2 Experimentelle Untersuchung 7 2 2 1 Versuchsdurchf hrung Mit dem Versuchsaufbau zur Ermittlung der tangentialen Futtersteifigkeiten Bild 5 50 wurden die experimentellen Untersuchungen zum bertragbaren Drehmo ment bzw zum tangentialen Spannbeiwert durchgef hrt Zun chst wurde die Spann kraft mit dem Spannkraftmesser in Abh ngigkeit vom Spanndurchmesser und vom Spannabstand ermittelt an dem dann auch das Werkst ck gespannt wurde Nach dem Einspannen des Probewerkst ckes wurde ein Drehmoment durch einen Dreh momentschl ssel kontinuierlich steigernd auf das Werkst ck bis zum Rutschen ein geleitet Das Drehmoment wurde durch eine tangential zur Drehachse angeordnete Kraftmessdose gemessen Als bertragbares Drehmoment Mamax ist d
179. ft Fk max wurde eine Abweichung von 500 um m vom line aren Verformungsverhalten als Rutschgrenze zugrunde gelegt Eine andere Auspr gung des Rutschens des Werkst cks in seiner Einspannung ist die bleibende Kippung bzw Verlagerung nach Entlastung Bild 7 43 Die beleibende Kippung des Werkst cks vor dem Rutschen ist auf die plastische Verformung von 174 Werkst ck und Spannbacken in den Spannfl chen bei hohem Kippmoment zur ck zuf hren 3000 lsp mm e 28 um m 5 2000 Spannfutter F KST K BSW III 185 Aufsatzbacke WB K III 160 1 Backenfl che geschlichtet Werkst ckstoff Ck 45 Werkst ckoberfl che geschlichtet 1500 Kippwinkel des Werkst ckes 0 jes 1000 d 80 mm lkas 60 mm 500 F p 63 kN 9 0 0 1 2 3 kN 5 Kippkraft F Bild 7 42 Verl ufe der Werkst ckneigung in Abh ngigkeit von der Kippkraft bei sta tischer Untersuchung e unter Belastung o nach Entlastung Spannfutter F KST K BSW III 185 Aufsatzbacke WB K III 160 1 Backenfl che geschlichtet Werkst ckstoff Ck 45 I amp 3 fe Grenzkippkraft F m 2000 i Kippwinkel des Werkst ckes 0 ges 1500 Werkst ckoberfl che geschlichtet dsp 80 mm 1000 Isp 28 mm S00 IKaus 60 mm Fop 63 kN 0 i 0 0 1 2 3 kN 5 Kippkraft F Bild 7 43 Bleibende Kippung des Werkst cks nach Entlas
180. ftausgleich nur f r eine bestimmte Backenmasse und position optimal Die Backenfutter mit Fliehkraftausgleich sind gr er schwerer und weisen daher geringere Beschleunigungen auf Sie eignen be sonders f r die Einspannung von kleineren Werkst cken die nur durch geringere Spannkr fte belastet werden d rfen und bei hohen Drehzahlen und geringen Schnittkr ften bearbeitet werden sollen 38 118 Keilfl chenfutter mit Keilfl chenfutter mit Backen Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich schnellwechselsystem gro er Bohrung N 7 7 Nu N N Ss RR al HA ESR lt gt Bet tigungsbewegung lt gt Spannbewegung Bild 2 16 Varianten der Keilfl chenfutter 174 175 179 1 Aufsatzbacke 2 Grundbacke 3 Futterkolben 4 Futterk rper 5 Spindelanschluss 6 Druck Zugstange 7 Keilfl che 8 Ausgleichsmasse 9 Hebel 10 Antriebbacke 11 Verzahnungsteil 12 Exzenterbohrung Prinzipbedingt ist der Spannhub der meisten kraftbet tigten Backenfutter in Abh n gigkeit von der Futtergr e auf wenige Millimeter beschr nkt Um das Spannmittel an die unterschiedlichen Werkst ckdurchmesser und oberfl chen anzupassen kann die jeweilige Spannbacke auf den gew nschten Spanndurchmesser versetzt umge dreht oder gegen einen anderen Backensatz ausgetauscht werden Zur Reduzierung der R stzeiten werden Backenfutter mit Backenschnellwechselsystem insbesondere bei niedrigeren Fertigungsgr en eingesetzt Beim Ke
181. fte Das Spannfutter muss eine wirksame Mindestspannkraft im Bearbeitungsprozess aufbringen um das Werkst ck abzust tzen Die experimentelle Ermittlung der ber tragbaren Drehmomente und Axialkr fte in Abh ngigkeit von den Spannbacken Werkst ck und Prozessdaten ist ein Teilarbeitspunkt Ein weiterer Schwerpunkt dieser Arbeit ist die Ermittlung der Grenzkippmomente in Abh ngigkeit von den Spannbacken Werkst ck und Prozessdaten Bei einseitiger Werkst ckspannung ist das Kippmoment sowohl ber Reibung in den Spannfl chen als auch durch radiales Entgegenwirken der Backen aufzunehmen 155 Zur genau en Berechnung der Grenzkippmomente insbesondere bei der Einspannung mit wei chen Backen wird mit Hilfe der FEM die Spannkraftverteilung in den Spannfl chen in Abh ngigkeit vom Kippmoment untersucht Die Ergebnisse der FEM Berechnung bilden die Grundlage f r die Erstellung des analytischen Berechnungsmodells der Grenzkippmomente und werden mit experimentellen Untersuchungen validiert 3 Ziele und Arbeitsschwerpunkte 61 Ermittlung der dynamischen Spannkraft nderung Die w hrend der Futterrotation an den Spannbacken dem Futterk rper und dem Werkst ck angreifenden Fliehkr fte f hren je nach Spannsituation und Drehzahl zu einer Schwankung der wirksamen Spannkraft Insbesondere bei Au enspannung mit h heren Drehzahlen wird die anf nglich vorhandene Spannkraft aufgrund der Flieh kr fte der Spannbacken drastisch reduziert so dass
182. g B 30 mm 2 E 20 B 20 mm 5 B 10 mm T 10 B 5 mm T g E o gt 0 10 20 30 mm 50 Spannl nge lsp Bild 7 32 Differentielle Kontaktsteifigkeit der Spannbacke 7 3 1 3 Verschiebung des Kraftangriffspunktes Beim Spannen eines gekippten Werkst cks entsteht in der Spannfl che eine lineare Belastungsverteilung Die lineare Komponente der resultierenden Backenspannkraft Fsps in Bild 7 23 kann aus der Differenz der Verformungen in der Spannfl che wwp und aus der reduzierten differentiellen Werkst cksteifigkeit Kredwo bestimmt werden Bild 7 33 Es gilt l k p red wD Feng og j 7 24 Differenz der Verformungen lineare Komponente der Backenspannkraft reduzierte differentielle FoB y 6 Radialsteifigkeit K 4 wo s Bild 7 33 Bestimmung der linearen Komponente der Backenspannkraft Unter der Bedingung Fsps 2 Fsps Kontaktiert die Spannbacke das Werkst ck auf der vollen Spannl nge In diesem Fall ergibt sich die Verschiebung des Kraftangriffs punktes nach l F Sp 2 spB L 6_ 0 ls j Ks 7 25 B a FpB 12 FB 166 Bei einer Backenspannkraft Fsps die kleiner als die minimale Backenspannkraft zum Spannen des Werkst cks auf der vollen Spannl nge ist wird die eigentliche Spann l nge lsp e aus 0 lze K l Fa E sp e A e 7 26 bestimmt Vereinfachend kann angenommen werden dass die reduzierte differentiale Werk st cksteifigkeit linear mit der eigen
183. g ist insbesondere aufgrund der irreversiblen Verformung nach der Bearbeitung bei d nnwandigen Werkst cken nachteilig 130 40 7 Drehzahlzunahme m A Drehzahlabnahme P kN LL pe Spannfutter F KFL K FLA I 250 g Aufsatzbacke WB S I 250 1 20 p hsp 20 mm Sg Backenspannkraftanstieg AF SpB hy X 10 O a 287 N um m 0 0 1000 2000 min 4000 Drehzahl n Bild 6 35 Spannkrafthysterese beim Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich Ein Vergleich der Spannkrafthysterese verschiedener Spannfuttertypen zeigt dass sich der gr te Spannkraftanstieg f r das Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich ergibt Bild 6 36 Nach einer maximalen Drehzahl von 4000 min betr gt der Ba ckenspannkraftanstieg 5 4 kN Im relativen Vergleich zu diesem Futter betr gt der Spannkraftanstieg f r das kraftbet tigte Keilstangenfutter mit Backenschnellwechsel system nur ca 20 Bei wiederholenden Drehzahlzyklen ergibt sich ein kontinuierli cher Spannkraftanstieg Bild 6 37 amp O O Spannfutter hp 30 mm hsp 25 mm F KST K BSW III 265 Drehzahlzyklus Drehzahlzyklus F KST H I 250 0 4000 0 min 0 5000 O min F KFL K I 250 F KFL K FLA III 250 F KFL K BSW I 250 zZ 2 F KST K BSW III 185 F KST H II 160 a F KFL K II 160 0 GA A pA errr 1 9 F KFL K FLA III 160 weiche Aufsatzbacke d p 80 mm Backenspannkraftanstieg AF SpB hy 1 N Span
184. g tritt Rollreibung auf die eine Zehnerpotenz niedriger als die Gleitreibung ist 107 Keilfl chenfutter Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich mit Backenschnellwechselsystem H kg FS AB Bl ig FS GB gt l do 12 g f Ig 4 p Fris aB Fr l5 IO o spB gt I5 Fe H i 3i eI i IE ce EIB GB Z Z Fei EK xl Bild 6 5 Abmessungen am Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich und Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem Die Gegenkraft wirkt sich auf den Spannkraftverlust durch die Spannfutternachgie bigkeit aus F r Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich gilt Frei wirk XAB Fag aB XGB Fag cB XFK Fag Fk XAG Fag AG 6 21 mit 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 117 k PP j 4 Und 6 22 ac k r GB gegen 5 1 r GBgegen 1 de I z Pen ho H h ce K cB kkeBo k 6 23 Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem Das Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem wurde zur Reduzierung der R stzeiten der Spannbacken entwickelt Bild 6 5 Die zus tzlichen Antriebsbacken sind durch Keilfl chen mit dem Futterkolben sowie durch die integrierten Verzah nungsteile mit den Grundbacken verbunden Durch einen Exzenterschl ssel l sst sich die Verbindung zwischen der Grundbacke und dem Verzahnungsteil der An triebsbacke s
185. ge gleichm ig verteilten Spannkraft wurden von WAGNER 123 ausf hrlich untersucht Kapitel 2 7 3 Bislang wurden jedoch die Verformungen des Werkst cks unter Einwirkung der linear verteilten Spannkraft Fsps nicht untersucht Bild 7 23 Zerlegung der Backenspannkraft Um das Verformungsverhalten des Werkst cks unter Einwirkung einer linear verteil ten Spannkraft zu beschreiben wurden 3D FEM Modelle aufgebaut Bild 7 24 Die Backenspannkraft wurde mit entsprechender Verteilungsform und Spanngeometrie auf das Werkst ck eingeleitet gleichm ig linear ber die Spannl nge linear ber die Spannl nge verteilte Druckverteilung abnehmende Druckverteilung zunehmende Druckverteilung radiale radiale radiale Verlagerung Verlagerung Verlagerung w um w um B 2 13 9 dop 80 mm o 0 5 l 30 mm B 30 mm I 60 mm F pg 40 kN aus w Bild 7 24 Verformte 3D FEM Modelle eines Werkst cks bei unterschiedlichen Spannkraftverteilungen 160 Die eingeleitete Spannkraft bewirkt eine radiale Verlagerung der Spannfl che des Werkst cks Bild 7 25 Unter Einwirkung einer gleichm ig verteilten Spannkraft tre ten die gr ten Verlagerungen des vollgespannten Werkst cks erwartungsgem an den zwei Werkst ckkanten auf Bild 7 25a Dieses Ergebnis deckt sich mit den FEM Berechnungsergebnissen von WAGNER 123 Der Unterschied der Verlagerungen ist jedoch relativ gering sodass sie als konstant
186. gehen Bild 7 30 Desweiteren ergibt sich ein h heres Werkst cksteifigkeitsverh ltnis bei auskragenden Werkst cken Im Rahmen der FEM Analyse erfolgte keine Ber cksichtigung der Kontaktsteifigkeit der Spannbacke Diese muss jedoch bei der Berechnung des zul ssigen Kippmo mentes ber cksichtigt werden Die radiale Verformung der Backenoberfl che kann aus der Intensit t der Belastung p G n in dem Punkt mit den Koordinaten n be rechnet werden 26 123 Bild 7 31 Ip w y z 1 u j 3 pln dnde 7 21 2a E gtg y n e 6 Durch Einf hrung von ergibt sich neben der durchschnittlichen Kontaktsteifigkeit nach Gleichung 2 27 die differentielle Kontaktsteifigkeit der Spannbacke 2m El 7 22 nta P S 1 144 2 1 Mei Y1 4 2 1 2 1 k 2p 2 114841 1 u A In oe p y Z B PAAA L B d arcsi E ls 2 JJ Er a TA Y a ji 7 7 2 Z rA B B 2 oZ 2 Bild 7 31 Berechnung der Kontaktsteifigkeit der Spannbacke Aus der analytisch berechneten differentiellen Kontaktsteifigkeit der Spannbacke Bild 7 32 und der durch FEM berechneten differentiellen Werkst cksteifigkeit Bild 7 29 setzt sich die reduzierte differentielle Radialsteifigkeit kreag wp zusammen 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 165 zA 1 1 1 1 1 men k k En K k wD kBD wD w kBD 40 x I RR ee B 50 mm 5 5 KN um B 40 mm
187. gfristig zu sichern wird in der Produktion das Ziel verfolgt preisg nstige Produkte hoher Qualit t in zunehmender Variantenzahl mit einer hohen Logistikleistung bzw Reaktionsflexibilit t auf dem Markt anzubieten 11 Bild 1 1 Dabei sind effiziente Produktentwicklungsprozesse wie beispielsweise Computer Integrated Manufacturing CIM 15 84 Simultaneous bzw Concurrent Engineering CE 57 sowie virtuelle Produktentwicklung VP 83 91 erforderlich und kontinuierlich erforscht worden In den Fertigungsprozessen ist es erforderlich sowohl technologische als auch organisatorische Ma nahmen zur Kostensenkung und Qualit tserh hung zu ergreifen Produktfunktionalit t Qualit t gt j Logistikleistung Kosten Bild 1 1 Zielgr e der Produktion von Unternehmen 11 Auf dem Gebiet der spanenden Fertigung sind viele neue Bearbeitungstechnologien wie beispielsweise Trockenbearbeitung Hartbearbeitung und Hochgeschwindig keitsbearbeitung High Speed Cutting HSC in den letzten Jahren in die Produktion eingef hrt und fortlaufend weiter entwickelt worden 25 Bild 1 2 Mit Hilfe dieser neuen Bearbeitungstechnologien werden einerseits geringere Fertigungskosten und andererseits h here Fertigungsqualit ten erzielt Die HSC Bearbeitung hat neben der Hauptzeitreduzierung weitere Vorteile wie gr ere Zeitspanvolumen h here Oberfl chenqualit ten und reduzierte Schnittkr fte 69 Die neuen zerspanenden Bearbeitungstech
188. h Einlei tung einer Kippkraft F auf das Werkst ck aufgebracht Bild 7 38 Damit greifen am Ursprung der globalen Koordinatensysteme R R gt Z und RkRk2Z in Bild 7 1 eine Ra dialkraft F F und ein Kippmoment Mk Falk mit gF om Q an welche nach den Gleichungen 7 1 und 7 2 zu zerlegen sind Durch Summierung der Reaktionskr f te der zerlegten Belastungen ergeben sich die Reaktionskr fte bei einer Kippkraft 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 171 Fas De FaF X Y Z Fi Fe Bere Z Far Pye FaF X3 Ya Z 2 C0Sp 2 C sino lk COS o aC a0 i E ia Ze coso 3 sinp C sinp 3 cosp I 3 sinp cosp 3 1 C 3 1 C 2 cosp 3 sinp C sinp 3 cosp I cosp 3 sinp 3 1 C 3 140 p 2 Bild 7 38 Untersuchungsgegenstand des Grenzkippmomentes F r eine stabile Einspannung muss gelten F F F F Fos Fer 2 ie 1 2 3 7 44 Hspa Hspt Daraus folgt eine maximale Kippkraft bei Spannbacke i F BB 7 45 Pe maxi e aa a O Zi Yi Hspa Hspt u Die Grenzkippkraft ist der minimale Wert der drei maximalen Kippkr fte Es gilt 3 Fy max MIN F max 7 46 Die berechnete Grenzkippkraft in Abh ngigkeit vom Angriffswinkel ist in Bild 7 39 dargestellt Es ist ersichtlich dass bei den Angriffswinkeln von 0 120 und 240 bzw bei einer Abst tzung des Werkst cks gegen die Lastrichtung durch zwei Ba cken sich ein Minimum der
189. hl der im Kraftfluss liegenden Kontaktfl chen bzw Umlenkungen beim Keilstangenfutter zur ckzuf hren 64 Zahlreiche fr he Untersuchungen zur erreichbaren Spannkraft zeigten dass der Schmierzustand des Spanngetriebes durch Verschmutzung von K hlschmierstoffen und Sp nen durch Besch digung infolge berlastung und Verschlei sowie durch unregelm ige Schmierung und Wartung des Futters sich stark ver ndert 5 64 90 107 126 170 180 Die Ver nderung des Schmierzustandes verursacht eine Schwankung des Spannwirkungsgrades bzw der Spannkraft mit einer bestimmten Bet tigungskraft F r eine sichere Einspannung von Werkst cken ist es erforderlich die Schwankungen des Wirkungsgrades zu ber cksichtigen und daf r einen entspre chenden Sicherheitsfaktor bei der Spannkraftberechnung zu geben Zur Untersuchung des Einflusses des Schmierzustandes auf den Spannwirkungs grad wurden die Wirkungsgrade bei mehrfach aufeinander folgenden Wiederholun gen des Spannvorgangs auf gleichem Spanndurchmesser gemessen Bild 8 6 Hier bei kommt es zwangsl ufig zu geringen Relativbewegungen innerhalb des Spannfut ters Die beanspruchten und zum Teil verdr ngten Schmierstoffschichten werden nicht ausreichend wiederhergestellt was wiederum zu eine Reibungserh hung im Spannfutter und damit einen betr chtlichen Verlust der Spannkraft bzw des Wir kungsgrades f hren kann 64 Die Verringerung des Spannwirkungsgrades ist ab h ngig von der Spannget
190. ht 80 der Grenzdrehzahl des Keilstan genfutters Im Gegensatz zum Keilstangenfutter hat das Keilfl chenfutter eine gr e re radiale Futtersteifigkeit und eine geringere Kippsteifigkeit Damit ergibt sich ein geringerer Systemsteifigkeitseinflussfaktor Spannfutter Aufsatzbacke Mes Mas Xsystem AFspp zu Nzu nach nz nach kg kg kN VDI 3106 Berechnungs min modell min F KFL K I 250 WB S 250 I 1 0 918 1 838 0 533 20 2797 3830 F KST K BSW III 265 WB K 250 Ill 0 582 1 017 0 596 20 3665 4748 Tabelle 6 2 Vergleich der zul ssigen Drehzahlen von einem Keilfl chenfutter und einem Keilstangenfutter Die Berechnung des Spannkraftverlustes beim Keilfl chenfutter erfolgt nach den Gleichungen 6 8 6 11 sowie 6 14 6 17 und stimmt mit einer Abweichung von unter 2 kN sehr gut mit den experimentellen Messungen berein Bild 6 29 Beim Keilfl chenfutter mit gro er Bohrung tritt eine gr ere Verformung des Futterkolbens bei der Rotation auf Kapitel 5 6 Dadurch wird ein gro er Anteil des Spannkraftver lustes der im Bild 6 30 dargestellten Beispiel 10 15 betr gt von der Fliehkraft des Futterk rpers kolbens verursacht In diesem Fall ist der Einfluss der Futterk r per und kolbenfliehkraft auf den Spannkraftverlust nicht zu vernachl ssigen 132 807 Y experimentell
191. htung bei einer tangentialen Kraft Fi Kar ky Ea Von diesen Steifigkeiten haben die radiale Verlagerungssteifigkeit und die Neigungs steifigkeit bei einer radialen Kraft den gr ten Einfluss auf den dynamischen Spann kraftverlauf Der Kraftfluss von der Aufsatzbacke bis in den Futterk rper beim Wirken einer Spannkraft kann als Modell vereinfacht werden Bild 5 2 Die an der Spannstelle in folge der Spannkraft entstehende Verlagerung der Aufsatzbacke setzen sich aus den Einzelverlagerungen von allen an der Kraft bertragung beteiligten Bauteilen wie Aufsatzbacke Grundbacke Spanngetriebe und Futterk rper sowie den Verlagerun gen innerhalb der Verbindungen der Bauteile zusammen 70 Futterk rper Eigenverformung der Grundbacke l Drehachse Bild 5 3 Verformungen am Spannfutter 1 Spannfl che 2 Befestigungsschrauben 3 Aufsatzbacke 4 Kreuzversatz 5 Grundbacke 6 Backenf hrungen 7 Keilstange 8 Verzahnung 9 Futterk rper Bei der Einspannung eines Werkst cks mit einer bestimmten Spannkraft verformt sich sowohl das Werkst ck mit einer radialen Stauchung als auch das Spannmittel mit einer radialen Verlagerung und einer Kippung Die Verlagerung des Spannmittels an der Spannstelle wird durch die Verformung und Verlagerung der im Kraftfluss lie genden Bauteile und Verbindungen bestimmt und kann in folgende vier Teilverfor
192. hwindigkeiten e hohe Z higkeit und Biegefestigkeit e hohe Kantenstabilit t e hoher Widerstand gegen Diffusion und chemische Reaktion e hohe Thermoschockbest ndigkeit und e hohe Erm dungsfestigkeit bei wechselnd zyklischer Beanspruchung 2 Stand der Erkenntnisse 21 Bild 2 6 fasst die Schneidstoffeigenschaften zusammen Die modernen Schneidstof fe wie beschichtete Hartmetalle Cermets Schneidkeramiken CBN und PKD sind besonders f r die Trocken Hart und HSC Bearbeitung geeignet Bild 2 7 zeigt die M glichkeiten zum Wechsel auf Trockendrehen mit modernen Schneidsoffen Es kann davon ausgegangen werden dass sich etwa 60 bis 80 der Fr sbearbei tungen von faserverst rkten Kunststoffen Aluminium und Kupfer sowie deren Legie rungen durch die HSC Bearbeitung realisieren lassen 36 u CBN l 5 V 200 300 m min idealer GG 1 000 m min Sehnsigstaft ge E PKD Z Vo 2 000 10 000 m min 9 Oxidkeramik aR v 700 m EBEN nes g D 2 000 m min an beschichtete Cermets O k e Ve 1 2 ra Cermets i z i S 1 200 m min V 180 i amp g a 500 m min he 2 T O woa zu Feinkorn Hartmetalle u Hartmetalle auf v 60 130 m min 2 5 0 Wolframkarbid Basis i SSN ver 130 mumin TIN TICN besch HSS Vo 30 70 m min HSS v 15 30 m min Z higkeit und Biegefestigkeit Bild 2 6 Sch
193. iche Berechungsmodelle zur Bestimmung der notwandigen Mindestspannkraft beim Ausdrehen der im Dreiba ckenfutter aufgenommenen Ringen angegeben Mit der Annahme dass die Werk st cksteifigkeit h her als die Spannfuttersteifigkeit an der Spannstelle ist ergibt sich die Mindestspannkraft zu Blo u 2 19 F pirin ix r 4 mit F F 2 P cosp sino y 2 sing coso A p s k B p s m und 1 dsp 1 f t F 4 E 2 coso l sngt Pose E N Are F d s sp Hierin stehen k f r die radiale und k f r die tangentiale Spannfuttersteifigkeit an der Spannstelle Bei einem d nnwandigen Ring dessen Steifigkeit geringer als die Fut tersteifigkeit ist wurde die Mindestspannkraft aus dem Verformungsverhalten des Rings hergeleitet 2 7 3 Berechnung der dynamischen Spannkraft nderung Die dynamische Spannkraft nderung bei der Drehfutterrotation wird wesentlich von der auf die Spannbacken wirkenden Fliehkraft Fr beeinflusst Sie berechnet sich in Abh ngigkeit von der Masse der Spannbacken K ms dem Schwerpunktradius rss und der Drehzahl n zu 2 Fa Kmera Z2 2 20 Gegen ber der Spannkrafterh hung bei Innenspannung bewirkt diese Fliehkraft bei Au enspannung einen Spannkraftverlust der f r eine sichere Werkst ckspannung w hrend der Drehbearbeitung ber cksichtigt werden muss Nach STEINBERGER 107 THORM HLEN 114 115 bzw nach VDI 3106 155 wird 100 der Fliehkraft als Spannkraftverlust angesetzt
194. ichem Kippmoment gr er ist spezifisches Grenzkippmoment p 8 Nm kN 8 experimentell O berechnet mit Hana 0 18 dynamische Untersuchung Spannfutter F KST K BSW Ill 265 Aufsatzbacke WB K III 250 a Backenfl che geschlichtet Werkst ckstoff Ck 45 Werkst ckoberfl che geschruppt Fe 78 3 KN leais n 100 min 80 mm 0 10 20 30 Spannl nge kn Bild 7 51 Einfluss der Spanndurchmessers auf die Kippmoment bertragung Vergleich der berechneten und gemessenen bertragbaren Kippmomente Die Genauigkeit des neu entwickelten Berechnungsmodells f r das bertragbare Kippmoment bersteigt die der bisherigen Berechnungsans tze Bild 7 52 Die Ab weichungen zwischen den berechneten und den gemessenen Grenzkippmomenten liegen in der Gr enordnung von unter 15 Damit wird die Sicherheit der Spann kraftberechnung erh ht und kann der Sicherheitsfaktor verringert werden Ein Si cherheitsfaktor S f r die Berechnung der Mindestspannkraft wird mit 1 3 empfohlen Grenzkippmoment Mk max 500 Spannl nge Ion 8 experimentell 0 nach STEINBERGER A nach THORM HLEN y nach WUNDERLICH und RASCHKE nach neuem Berechnungsmodell Spannfutter F KST K BSW Ill 265 Aufsatzbacke WB K III 250 Backenfl che geschlichtet Werkst ckstoff Ck 45 Werkst ckoberfl che geschlichtet d
195. ichen 11 Hsp Spannbeiwert Hspa axialer Spannbeiwert Hspa zug axialer Spannbeiwert bei Zugbelastung Hspa druck axialer Spannbeiwert bei Druckbelastung Hspt tangentialer Spannbeiwert 0 um m Winkel zwischen der Werkst ck und Backenfl che OB um m Kippwinkel der Backenfl che 050 um m Ausgangskippwinkel der Backenfl che 081 um m zus tzlicher Kippwinkel der Backe 1 0B23 um m zus tzlicher Kippwinkel der Backe und 3 Ow um m Kippwinkel des Werkst cks in seiner Einspannung Ow um m Kippwinkel des Werkst cks an Backe 1 Ow23 um m Kippwinkel des Werkst cks an Backe und 3 Ow ges um m gesamter Kippwinkel des Werkst cks p kg mm Dichte Pk Nm kN spezifisches Grenzkippmoment o 2 Spitzenwinkel des Bohrers E y G um m Neigung der Spannbacke um die X bzw Y bzw Z Achse Kurzzeichen Zeichen Erl uterung AB Aufsatzbacke AD Analog Digital AG Ausgleichsgewicht ASCII American Standard Code for Information Interchange BSW Backenschnellwechselsystem CBN kubisch kristallines Bornitrid CCD Charge Coupled Device CE Concurrent Engineering CFK kohlenstofffaserverst rkter Kunststoff CIM Computer Integrated Manufacturing CNC Computer Numerical Control CVD Chemical Vapour Deposition DMS Dehnungsmessstreifen FEM Finite Elemente Methode F KFL K Keilfl chenfutter kraftbet tigt F KFL K BSW Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem kraft bet tigt 12 F KFL K FLA F KST H F KS
196. ie Reaktionskr fte an der Spannbacke 1 ergibt sich die Bedingung f r eine sichere Werkst ckspannung 2 2 F F E gt f m fe 7 52 Hspa Hspt Die erforderliche Mindestspannkraft kann durch numerische Berechnung des Maxi malwertes der Gleichung 7 52 ermittelt werden Femin MAX Zlo Y p X p 7 53 M COS Pmo P fs Fa mit Z o lo 2 Hspa 2 M 2 C F sin pr P 3 d 3 1 C Hspt Y e und _ 2 F cosS PFo P IE 3 14 0 Wenn das Werkst ck axial anliegt und die Bedingung i EOS Pwo 2 4 lt 0 gilt e k nnen die Axialkraft und das Kippmoment vernachl ssigt werden Dieses Berechnungsmodell wurde durch Kombination eines Drehmomentes und ei nes Kippmomentes experimentell validiert Zun chst wurde ein Drehmoment vorge geben dann wurde eine Kippkraft kontinuierlich steigernd bis zum Rutschen des Werkst cks eingeleitet Bild 7 54 zeigt Untersuchungsergebnisse die mit der analy tischen Berechnung gut bereinstimmen 182 8 experimentell O berechnet mit Hepa 7 0 18 und Hspt 7 0 17 Spannfutter F KST K BSW III 265 Aufsatzbacke WB K III 250 Backenfl che geschlichtet Werkst ckstoff Ck 45 Werkst ckoberfl che geschruppt Asp 80 mm Nm _ oO oO Er 10 mm Kippmoment M 0 100 200 300 400 Nm 600 Drehmoment Mj Bild 7 54 bertragbare Kombination vom Drehmoment und Kippmoment 7 5 Zusammenfassung Die Spa
197. ifigkeiten des Werkst ckspannung e tangentialer Usp e Aufsatzbacken Frias Spannmittels e Drehmoment Ma e axialer Hspa e Futterk rper kolben e Werkst cksteifigkeiten e Axialkraft Fa Ff FK Kw Kwp d Kippmoment Mk e Antriebsbacken beim e Kontaktsteifigkeiten der e Radialkraft F F KFL K BSW FrLTB Spannbacke kks Kep e Ausgleichgewichte beim F KFL K FLA Frac Spannkraftverlust notwendige Mindestspannkraft AF sp Ausgangsspannkraft Fspo r Fsp min Bild 8 8 Berechnung der notwendigen Ausgangsspannkraft 8 3 Experimentelle berpr fung des Berechnungsmodells Im folgenden werden die notwendigen Ausgangsspannkr fte nach dem neu entwi ckelten Berechnungsmodell f r vier unterschiedliche Drehbearbeitungen berechnet und mit den nach VDI 3106 155 berechneten verglichen Beispiel 1 und Beispiel 2 sind Schlichtbearbeitungen mit unterschiedlichen Werkst cksteifigkeiten Beispiel 3 und Beispiel 4 stellen zwei Schruppbearbeitungen mit unterschiedlichen Backenty 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkraft 191 pen dar Die Prozess Werkst ck Spannfutter und Spannbackenparameter sind in Tabelle 8 2 zusammengestellt Maschinenbett Schr gwinkel 4 45 oo poo geschlichtet unbearbeitet Spanndurchmesser dsp mm Einspannl nge lsp mm 30 ewonan je m Spannstelle mm F KST K BSW III 265 Backenoberfl che dwg 80 mm Krallenbacken geschlichtet geschlichtet geschlichtet ads Postion der GB hu
198. igkeit des Typs WB K III 250 1500 en Aufsatzbacke T N um m WB I D g 900 e WB KII 3N 4 WB K III 58 600 o WB SI o5 2 0 WB S II T n 300 L a A WB S III oO q o S a 0 p 400 hsp 30 mm la 0 f r Aufsatzbacken c us A c N um kg mit Spitzverzahnung o L N m Dga 200 2apE a N lt RT D x 2 Fagge E R 100 u ne m 050 lt L EIG 0 160 250 mm 400 Backengr e Bild 5 36 Vergleich der Steifigkeiten der untersuchten weichen Backen Bei den f r eine bestimmte Spannfuttergr e geeigneten Aufsatzbacken verschiede ner Hersteller mit gleicher Befestigungsart wurden aufgrund der verschiedenen geo metrischen Abmessungen und Massen unterschiedliche Steifigkeiten ermittelt Ge ringere Massen erm glichen durch geringere Fliehkr fte h here Spannfutterdrehzah len Die mit geringeren Massen verbundene Steifigkeitsreduzierung f hrt jedoch zu einer h heren radialen Verlagerung des Werkst cks w hrend der Bearbeitung Ein sinnvoller Kennwert zur Beurteilung der Charakteristik von Aufsatzbacken ist das Steifigkeits Massen Verh ltnis Bild 5 36 Dabei ergeben sich f r die Ausatzbacken mit Kreuzversatz h here massenbezogene Steifigkeiten als f r die Aufsatzbacken mit Spitzverzahnung Die steifere Backenverbindung mit Kreuzversatz ist auf eine g nstigere Lastverteilung aufgrund der gr eren Kontaktfl che zur ckzuf hren Einfluss des Spannbackentyps I
199. ilfl chenfutter mit Backen schnellwechselsystem Bild 2 16 greifen die Keilfl chen des Futterkolbens in die An triebsbacken welche durch die Verzahnung die Grundbacken radial bewegen Durch einen Exzenterschl ssel l sst sich die Verbindung zwischen der Grundbacke und dem Verzahnungsteil der Antriebsbacke schnell l sen so dass die Spannbacke schnell radial verschoben oder ausgetauscht werden kann 175 Ein hnliches Ba ckenschnellwechselsystem wird beim kraftbet tigten Keilstangenfutter ohne zus tzli 2 Stand der Erkenntnisse 33 che Antriebsbacke angewendet 158 Mit diesem Backenschnellwechselsystem wird die Zeit zum Austauschen eines Backensatzes von 10 min auf 1 min im Vergleich zu herk mmlichen Backenwechselsystemen verk rzt 182 Weiterhin wurde ein auto matisches Spannzeug Wechsel System von der Fa Forkardt entwickelt Hier lassen sich die Zeiten beim Wechsel des kompletten Spannzeugs erheblich verk rzen 163 F r die Bearbeitung von Stangen verschiedener Durchmesser und L ngen ist eine gro e Spannfutterbohrung erforderlich Beim Keilfl chenfutter mit gro er Bohrung Bild 2 16 greifen die Keilfl chen des Futterkolbens symmetrisch in der Mitte der Ba cke an Dadurch kann auch bei gr eren Bohrungen eine ausreichend lange Ba ckenf hrung gew hrleistet werden Au er den standardisierten Spannfuttern stehen auch zahlreiche Sonderspannfutter f r besondere Bearbeitungsaufgaben zur Verf gung Beispielsweise sind S
200. ingesetzt worden 7 18 129 Zum Erreichen der erforderlichen Spindeldrehzahlen bis 80 000 min sind indirekte Antriebe nicht geeignet 116 129 Die Entwicklung von Hochfrequenz Motorspindeln macht es m glich ein breites Drehzahlspektrum zu realisieren F r die Gesamtfunk tion der Motorspindel ist die Lagerung wie W lz Luft oder Magnetlager von grund legender Bedeutung Als neue Entwicklungen sind kombinierte hydrodyna misch hydrostatisch gelagerte Spindeln verf gbar 61 Neben den Hauptspindeln als entscheidendes Maschinenelement bei HSC Maschinen sind auch die Vorschub achsen mit ihren Kennwerten Geschwindigkeit und Beschleunigung zu beachten Eine neuere Entwicklung auf dem Antriebssektor ist die Linearantriebstechnik Bei den Linearantrieben k nnen Vorschubgeschwindigkeiten im Bereich v gt 75 m min und lastabh ngige Beschleunigungen von a 1 g bis 7 g erreicht werden 116 129 Als Spannmiittel ist die Hohlschaftkegelaufnahme HSK DIN 69893 151 geeignet Obwohl die Vorteile bei der HSC Fr sbearbeitung wie Reduzierung der Schnittkr f te Erh hung der Oberfl chenqualit ten und Kosteneinsparung prinzipiell auch auf die Drehbearbeitung bertragbar sind hat sich die HSC Drehbearbeitung bisher nicht durchsetzen k nnen Der Grund daf r liegt in den im Vergleich zur Fr sbearbei tung geringeren Hauptzeiten und dem Sicherheitsproblem bei der Beherrschung schnell rotierender Massen 69 Die Drehbearbeitung mit Schnit
201. inwirken einer Kraft Ist der Hebel der wirkenden Kraft bekannt kann eine Kippsteifigkeit als Verh ltnis des Kippmomentes zum Kipp winkel definiert werden Bei der Bearbeitung eines mit einem Backenfutter gespannten Werkst cks treten an der Spannfl che der Aufsatzbacke die Backenspannkraft Fsps die axiale Kraft Fas und die tangentiale Kraft Fus auf Bild 5 1 Das Verformungsverhalten des Spannsys tems wird allgemein ber insgesamt neun Verlagerungs und neun Neigungssteifig keiten vollst ndig beschrieben Ax Ika ky kax Ay k 1 k 1 k 1 xy yy zy F 1 1 1 x Az kyz kz kz JF 5 4 z 1 1 1 2 7 amp k xE k y kz E 1 1 1 A A ky v ky y kz V 1 1 1 Kur kyc kzz Im Rahmen der Ermittlung der Einflussparameter auf die Spannkraftberechnung sind vor allem die folgenden Verlagerungssteifigkeiten und Neigungssteifigkeiten zu un tersuchen 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 69 Aufsatzbacke Grundbacke Futterk rper Mit Fos Fy Fis F Fa F Bild 5 1 Kr fte an der Spannfl che der Aufsatzbacke F spB e radiale Verlagerungssteifigkeit bei einer radialen Kraft k kx a e tangentiale Verlagerungssteifigkeit bei einer tangentialen Kraft k k Fs Ay e axiale Verlagerungssteifigkeit bei einer axialen Kraft k k a Z e Neigungssteifigkeit in radialer Richtung bei einer radialen Kraft F kyskes 7 und e Neigungssteifigkeit in tangentialer Ric
202. ird im Bearbei tungsprozess die Kontrolle des Spannfutterwirkungsgrades und eine Absch tzung des fliehkraftabh ngigen Spannkraftverlustes bzw eine kontinuierliche Spannkraft berwachung erm glicht 47 93 113 Eine weitere M glichkeit zur Optimierung des Backenfutters f r h here Drehzahlen besteht in der Verwendung von faserverst rk ten Kunststoffen zur Reduzierung der Spannbackenmasse bzw der wirksamen Fliehkr fte an den Spannbacken 38 92 Sowohl f r die konventionellen wie auch f r diese modernen Spannsysteme gilt dass eine Ausnutzung des Potentials der Spannmittel in Abh ngigkeit vom Zerspanprozess nur m glich ist wenn hinreichend genau bekannt ist bei welcher kritischen Mindestspannkraft die Werkst ckspannung gerade noch gew hrleistet ist Aus den genannten Zielsetzungen leiten sich die fol genden Arbeitsschwerpunkte ab Betrachtung der Eigenschaften von Spannmitteln Die Eigenschaften von Spannmitteln wie Spannbackensteifigkeit Spannfuttersteifig keit Wirkungsgrad und Spannbeiwert sind Grundlage f r die Spannkraftberechnung In einem verspannten System haben die Futter und Werkst cksteifigkeiten gro en Einfluss auf die dynamische Spannkraft 123 126 Bild 3 3 Die Beschreibungspa rameter des Steifigkeitsverhaltens der zu untersuchenden Spannmittel sind durch theoretische Analysen experimentelle Untersuchungen und FEM Berechnungen zu ermitteln Der Spannbeiwert zwischen Spannbacken und Werkst ck beeinflu
203. it geometrisch bestimmter geometrisch unbestimmter Schneide Schneide Fr sen Drehen Bohren Reiben Schleifen Honen L ppen Trockenbearbeitung realisierbar K hlschmiermittelbedarf Bild 2 1 Eignung der Fertigungsverfahren zur Trockenbearbeitung 139 Hartdrehen Schleifen Legende Zerspanleistung Beschaffungskosten WZM Wergzeugkosten wirtschaftliche Aspekte 0 6 positive Wertung neutral negative Wertung keine gesicherte Aussage Mehrseitenbearbeitung m glich e o Konturbearbeitung 0000 Flexibilit t Anmerkungen AR EN Leistungsbedarf je nach Anwendungsfall kologische K hlschmiersioff ist ein Verh ltnis Aspekte Ze ann von 1 10 bis 10 1 m glich Sp nerecycling FET beim Schleifen sind oo YVES SJLICKGEIEL IE h ufiger Sonder Qualit t Proze sicherheit maschinen bzw Schleif Randzoneneigenschaft zentren erforderlich Bild 2 2 Verfahrensvergleich Hartdrehen Schleifen 30 Bei der Hartbearbeitung hat die Bearbeitung mit geometrisch bestimmter Schneide das Schleifen in vielen Anwendungsf llen abgel st 25 32 42 43 117 120 122 131 134 Vor allem das Hartdrehen hat mittlerweile erheblich an Bedeutung gewon nen aber auch f r Hartfr sen und Hartbohren er ffnen sich zunehmende Einsatz m glichkeiten Der we
204. it gro er Bohrung F KFL K II 250 nur 25 der des Spannfutters F KFL K I 250 welches einen geschlossenen Futterkol ben hat 5 7 Ermittlung der tangentialen Futtersteifigkeiten W hrend der Bearbeitung erzeugt das Drehmoment eine Tangentialkraft an der Auf satzbacke Unter dem Einwirken dieser Tangentialkraft entstehen an der Spannstelle eine tangentiale Verlagerung und eine Kippung in tangentialer Richtung welche die 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 107 Bearbeitungsgenauigkeit beeinflussen Um die tangentialen Steifigkeiten zu ermit teln wurde ein Versuchsstand aufgebaut mit dessen Hilfe es m glich ist ein Spann futter durch eine Tangentialkraft an den Spannfl chen der Aufsatzbacken zu be lasten Bild 5 50 Das zu untersuchende Spannfutter wurde ber einen Zwischen flansch auf die Spindel einer CNC Drehmaschine Typ CT 40 der Firma Gildemeister GmbH Bielefeld 160 montiert Die Verbindung des Futterkolbens mit der Zugstan ge des hydraulischen Spannzylinders erfolgte ber einen Gewindeadapter Das Drehmoment wurde durch einen Drehmomentschl ssel in das eingespannte Werk st ck eingeleitet Das maximale Drehmoment betr gt 300 Nm wodurch eine maximale Tangentialkraft von 2 5 KN bei einem Spanndurchmesser von 80 mm wirkt Die Messung des Drehmomentes bzw der Tangentialkraft an der Aufsatzbacke erfolgte ber eine tangential zur Drehachse angeordnete Kraftmessdose die ei nerseits mit dem Spannfutter und anders
205. kenntnisse 45 Beim Innendrehen erh ht sich die Schnittkraft mit kleiner werdendem Durchmesser aufgrund der erh hten Spanstauchung Durchschnittlich kann ein Verfahrensfaktor von 1 2 gegen ber dem Au endrehen eingesetzt werden 93 Beim Vollbohren sind die Komponenten der Zerspankraft f r jede Schneide nach Gleichungen 2 4 bis 2 6 mit b ee und h sin o 12 zu berechnen 2 sin o 2 2 Dadurch ergeben sich das Bohrmoment und die Axialkraft 31 Bild 2 26b Max F 05 D 2 7 F 2 F 2 8 Die Kienzle schen Gleichungen zur Berechnung der Zerspankraft ber cksichtigen die wesentlichsten Einflussgr en Sie sind auf die Anwendbarkeit im Betrieb abge stimmt und von ausreichender Genauigkeit 31 In VDI 3106 155 wurde ein Sicher heitsfaktor S 1 5 f r die Berechnung der Zerspankraftkomponenten empfohlen Der Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf die Schnittkraft beim Drehen wurde viel fach untersucht Im Bereich niedriger Schnittgeschwindigkeiten tritt ein deutlicher Ab fall der Schnittkraft gegen ber der Schnittgeschwindigkeit auf im weiteren Schnittge schwindigkeitsbereich ergibt sich eine konstante oder kontinuierlich abnehmende bzw sich asymptotisch einem Grenzwert ann hernde Schnittkraft 31 68 121 Der Einfluss der Schnittgeschwindigkeit auf die Schnittkraft ist mit zwei zus tzlichen Kon stanten m und n zu ber cksichtigen 31 F b ku Va hE 2 9 Neuere Untersuchungen bei der Hochgeschwin
206. kr fte in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften erforderlich Zur Erh hung der Grenzdrehzahl sind moderne Spannsysteme wie beispielsweise Backenfutter mit Fliehkraftausgleich Backenfutter mit leichten Aufsatzbacken aus 1 Einleitung 15 faserverst rktem Kunststoff CFK sowie CFK Bandagenfutter entwickelt worden In einem Fliehkraftausgleich Backenfutter wird eine sogenannte Fliehkraftkompensation ber Ausgleichsmassen angeboten die den an den Spannbacken wirksamen Flieh kr ften ber Hebel oder Keilfl chen entgegenwirken 174 Durch die Verwendung der CFK Aufsatzbacken gelingt es die Spannbackenmasse bzw den Drehzahlab h ngigen Spannkraftverlust signifikant zu verringern 38 87 92 CFK Bandagen futter sind durch eine faserverbundgerechte Konstruktion f r die Werkst ckspannung bei hohen Drehzahlen geeignet 38 94 Bei der Drehbearbeitung mit h herer Schnittgeschwindigkeit und h herer Zerspan leistung ist es im Hinblick auf die Bearbeitungssicherheit erforderlich die notwendi gen Spannkr fte in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften den Spanngeometrien und der Drehzahl zu berechnen Wenn die Spannkraft zu gering ist kann es zum unkon trollierten Entweichen des Werkst cks aus dem Spannfutter kommen Diese Werkst cke verf gen ber eine hohe kinetische Energie und gef hrden Maschine und Personal Bild 1 3 Daher hat die Spannkraftberechnung eine besondere Bedeu tung f r die Drehbearbeitung zur Steigerung der Prozesssi
207. kraft Fa und das Drehmoment Ma auf der Z Koordinate bzw der Rotationsachse Das Koordinatensystem R R z wird f r die Zerlegung der Radial kraft definiert Um die Symmetrien der Werkst ckspannung zu nutzen ist R Koordinate durch Backe1 und R2 Koordinate durch Backe2 das hei t die Koordina ten R und R2 haben einen eingeschlossenen Winkel von 120 Die Radialkraft kann nach folgender Gleichung auf den Koordinaten R R zerlegt werden Bild 7 2 1 f F cCoOs o sin Fail ER 7 1 Fra F np r 3 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 143 Durch diese Zerlegung lassen sich die von F und F 2 an den Spannfl chen wirken den Reaktionskr fte mit einem identischen Modell berechnen Bei einer Drehung um 90 des Koordinatensystems R Rz entgegen dem Uhrzeigersinn ergibt sich das Ko ordinatensystem RkxRk2 welches zur Zerlegung des Kippmomentes definiert wird Bild 7 2 Eine in R Koordinatenrichtung wirkende Kippkraft verursacht ein Kippmo ment das in R Koordinatenrichtung liegt Das Kippmoment kann nach 1 M COS y Sin Ma N k PM 3 on 7 2 NE zerlegt werden Bild 7 2 Zerlegung der Radialkraft Bild 7 3 Steifigkeiten des Gesamt und des Kippmomentes systems 113 Auf jeder Spannbacke befindet sich ein lokales Koordinatensystem zur Darstellung der an der entsprechenden Spannbacke wirkenden Belastungen und Verformungen siehe Bild 5 1 Das hei t di
208. kraft zur Aufnahme der bei der Drehbearbeitung auf tretenden Prozesskr fte wie Zerspankr fte Gewichtskr fte Unwuchtkr fte sowie Fliehkr fte zu bestimmen Bisherige Ans tze zur Berechnung der erforderlichen Spannkraft f hren aufgrund ihrer unzureichenden Modellbildung zu fehlerhaften und sehr unterschiedlichen und damit ungenauen Berechnungsergebnissen Aufgrund der ungenauen Modelle und der Unsicherheit bei der Berechnung werden derzeit hohe Sicherheitsfaktoren angesetzt welche die zul ssigen Drehzahlen unn tig be grenzen und damit die Wirtschaftlichkeit der Drehbearbeitung herabsetzen Die Po tentiale moderner Spannsysteme k nnen dadurch nicht ausreichend genutzt werden Daraus ergeben sich die zwei Teilziele einerseits die Erh hung der Prozesssicher heit bei der Drehbearbeitung sowie andererseits die bessere Aussch pfung der Ba ckenfutterpotentiale f r hohe Drehzahlen bzw die Erh hung der Effektivit t der Drehbearbeitung Bild 3 1 Eine sichere Werkst ckspannung bedeutet eine wirkungsvolle Verhinderung des Herausschleuderns des Werkst cks aufgrund unzureichender Spannkr fte Das her ausgeschleuderte Werkst ck verf gt ber eine hohe kinetische Energie und gef hr det dadurch Maschine und Personal Eine Absch tzung der Spannkr fte aufgrund der stark ansteigenden Fliehkr fte bei h heren Drehzahlen ist nicht mehr m glich F r die sichere Werkst ckspannung bei hohen Drehzahlen ist die Kenntnis der w h rend des Bear
209. kst cksteifigkei unter Einwirkung gleichm ig verteilter Spannkraft kw l sst sich in Abh ngigkeit vom Durchmesserverh ltnis nach der Bo gentheorie oder Scheibentheorie berechnen 123 Die differentielle Werkst ckstei figkeit kwp kennzeichnet die Differenz der Werkst ckverformung bei einer linear ver teilten Spannkraft und der bei einer gleichm ig verteilten Spannkraft Zum Vergleich dieser zwei Werkst cksteifigkeiten wird ein Werkst cksteifigkeitsverh ltnis Ewo eingef hrt 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 161 k Ep 2 7 20 Ku Backen Fops F spg FoB spannkraft Werkst ck nmm y Y a Im E e wo vollgespannte Werkst cke F spB F spB F spB rE Backen spannkraft 92 Werkst ck Verformung E D v 9 o Bild 7 26 Definition der Werkst cksteifigkeiten 10000 k FEM 0 kw nach WAGNER E k p FEM N um 6000 s Einspannbedingung Isp 30 mm 4000 Asp 80 mm B 30 mm 0 ausw 2000 F pB 40 kN Werkst cksteifigkeiten kw kwp 0 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 Durchmesserverh ltnis 5 Bild 7 27 Berechnete Werkst cksteifigkeiten in Abh ngigkeit vom Durchmesserver h ltnis Die mit Hilfe der FEM und die nach dem Ansatz von WAGNER 123 berechneten Werkst cksteifigkeite
210. kungsrichtung der Spannkraft wie radiale axiale sowie radiale und axiale Spannung einteilen Bild 2 10 Aufgrund der hohen Flexibilit t hinsichtlich eines gro en Spanndurchmesserbereichs und der M glichkeit ohne wesentliche bauliche Ver nderungen sowohl eine Innen als auch Au enspannung des Werkst cks zu realisieren werden Backenfutter am h ufigsten angewendet 123 2 3 2 Backenspannfutter Die Unterteilung von Backenfuttern erfolgt nach Art der Bet tigung in hand und kraftbet tigte Spannfutter Bild 2 11 Bei einem handbet tigten Spannfutter wird die Muskelkraft des Bedieners durch einen Spannfutterschl ssel als Bet tigungskraft zur Spannung und Entspannung des Werkst cks genutzt Bei kraftbet tigten Spannfut tern wird die Bet tigungskraft durch einen Druck l oder Druckluftzylinder oder einen Elektrospanner aufgebracht Verschiedene Prinzipien zur Kraft und Bewegungs bertragung in den Backenfuttern sind in Bild 2 11 zusammengefasst Die Geomet rien und die grundlegenden Eigenschaften von Spannfuttern sind in den Normen DIN 6350 144 145 DIN 6351 146 147 DIN 6353 148 ISO 3089 152 ISO 3442 153 und ISO 9401 154 festgelegt Die technischen Lieferbedingungen von Drehfuttern sind in DIN 6386 149 150 definiert Backenfutter handbet tigte kraftbet tigte Backenfutter Backenfutter Spiralfutter Keilfl chenfutter Keilhakenfutter Keilstangenfutter Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich Plankurvenfutter
211. m Gegensatz zu den weichen Backen wird die Masse der harten Backen durch die Ausf hrung von Stufen reduziert Dadurch sind die Steifigkeiten von harten Backen bei gleichen Verbindungsbedingungen tendenziell geringer In Bild 5 37 sind die er mittelten Steifigkeiten der Aufsatzbacken mit Kreuzversatz dargestellt Die Nutzung 98 der Stufenseite durch Drehung der harten Aufsatzbacke ist mit HB Um gekennzeich net Bild 4 4 Die geringeren Steifigkeiten bei Drehung der harten Aufsatzbacke sind auf die negative Spannfl chentiefe as zur ckzuf hren 400 Aufsatzbacke 2 N um c g 2 q 200 rE D 100 E 0 u 20 Ta Spannabstand hsp 2 N um m Q cioe K III 160 25 mm g lt K III 250 40 mm 10 5 K IIl 160 K III 250 Aufsatzbacke mit Kreuzversatz Bild 5 37 Steifigkeiten von Aufsatzbacken mit Kreuzversatz 00 3 Aufsatzbacke N um WB 200 He c 8 a ch 150 EE HB Hin Z q HB Vor x x BA KB gt 100 50 Spannabstand h p D 0 S 1 160 35 mm S 1250 45 mm 2 15 O Verbindungsparameter 3 N um m Backe It lg Zc a 9 WB S I 160 15 21 5 2a lt HB S 160 13 5 19 09 2 6
212. mentes Backe 1 4 Fop Bild 7 4 Kr fte und Momente am Werkst ck 113 155 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 145 7 2 Ermittlung der bertragbaren Drehmomente und Axialkr fte 7 2 1 Theoretische Analyse Bei der Belastung durch das Drehmoment Ma ergeben sich unter Ber cksichtigung der Symmetrie die Reaktionskr fte y M eM und F m Fz m 0 i 12 3 19 ntd 3 dep isid jaa Das bertragbare Drehmoment ist abh ngig von der wirksamen Spannkraft dem Spanndurchmesser und dem an den Spannfl chen herrschenden tangentialen Spannbeiwert Es gilt _ Hspt Fo dsp Mama E 7 11 Ebenfalls lassen sich die Reaktionskr fte an den Spannfl chen bei der Axialkraft Fa wie folgt berechnen F Far E Und For F 0 i 123 7 12 Die Axialkraft kann vernachl ssigt werden wenn das Werkst ck axial anliegt An dernfalls muss diese durch axiale Reibung in den Spannfl chen aufgenommen wer den Dadurch ergibt sich die bertragbare Axialkraft Fama Hspa a 7 13 Die erforderlichen Spannkr fte zur Aufnahme des Drehmomentes der Axialkraft so wie ihrer Kombination k nnen aus den Gleichungen 2 M Fpa 7 14 Hspt dsp Fpa Fa und 7 15 Hspa 2 M i F i F paa T s 7 16 Hspt dsp Hspa berechnet werden F r die erforderlichen Spannkr fte bzw das bertragbare Drehmoment und die ber tragbare Axialkraft spielen die S
213. mungen gegliedert werden Bild 5 3 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 71 e die Starrk rperbewegung der Grundbacke aufgrund der Verformungen des Getriebesystems und seiner Verbindung zur Grundbacke sowie der Kippun gen der Backenf hrung und des Futterk rpers e die Eigenverformung der Grundbacke e die Starrk rperbewegung der Aufsatzbacke aufgrund der Anbindung an der Grundbacke und e die Eigenverformung der Aufsatzbacke Die Starrk rperbewegung und die Eigenverformung der Grundbacke charakterisieren die Spannfuttersteifigkeit Das hei t die Spannfuttersteifigkeit kennzeichnet die Ver formung der Futtereinheit die aus dem Futterk rper dem Getriebesystem den Grundbacken und ihren Verbindungen besteht Die Aufsatzbackensteifigkeit kenn zeichnet die Verlagerung der Aufsatzbacke relativ zur Grundbacke die sich aus der Starrk rperbewegung und der Eigenverformung der Aufsatzbacke zusammensetzt Da Spannfutter mit verschiedenen f r die jeweilige Bearbeitungsaufgabe angepass ten Aufsatzbacken ausger stet werden k nnen m ssen die Spannfuttersteifigkeit als spannfutterspezifische Kennzahl und die Spannbackensteifigkeit als aufsatzbacken spezifische Kennzahl untersucht werden Bild 5 4 Analytische Beschreibung der Steifigkeiten von Spannmitteln Ermittlung der Ermittlung der Spannfuttersteifigkeiten Spannbackensteifigkeiten FEM Berechnungen der e FEM Berechnungen der Eigenverf
214. n axiale Verlagerungssteifigkeit des Spannmittels unter Ein wirkung einer Axialkraft radiale Verlagerungssteifigkeit des Spannmittels an der Spannstelle unter Spannkrafteinwirkung kr kr sp sp Verlagerungssteifigkeit in j Richtung infolge einer Kraft in i Richtung Neigungssteifigkeit um die X bzw Y bzw Z Achse infol ge einer Kraft in i Richtung Kippsteifigkeit grundlegende Spannbackenkippsteifigkeit Spannbackenkippsteifigkeit infolge der Starrk rperbewe gung der Aufsatzbacke durchschnittliche Kontaktsteifigkeit der Spannbacke differentielle Kontaktsteifigkeit der Spannbacke Kippsteifigkeit der Werkst ckspannung Spannfutterkippsteifigkeit grundlegende Spannfutterkippsteifigkeit zul ssiges Kippmoment bei 1 kN Backenspannkraft nach WARNECKE 126 0 Formel und Kurzzeichen Kk sp sp kkw kn Kn AB sp Kn Fko Kn cB0 Kn GB sp Kn sp sp Knt Kar Kp1 1 Kr kr aBo Kr AB AB Kr AB sp Kr AB starr Kred w Kred wD Kred s kr Fko Kr EK FK kr cB Kr GB AB Nm um m gesamte Kippsteifigkeit des Spannmittels an der Spann N um N um m N um m N um m N um m N um m N um m N um m N um m N mm N um N um N um N um N um N um N um N um N um N um N um N um stelle unter Spannkrafteinwirkung Kontaktsteifigkeit des Werkst cks Neigungssteifigkeit Neigungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Verfor mung der Aufsatzbacke unter Spannkrafteinwirku
215. n 3 GB Schwerpunktradius rs cs mm 78 4 94 6 68 Sehwerunkt ne ca mm 1 Masse pro Aufsatzbacke mas kg 1 142 0 572 AB Schwerpunkth he hs as mm 22 5 16 5 Tabelle 8 2 Spannfutter Spannbacken Werkst ck und Prozessdaten Prozessdaten O Werkst ckdaten zaa z o D gt Spannfutter und Spannbackendaten 192 Die Berechnung der Zerspankr fte erfolgt mit Hilfe der Kienzle Gleichungen 2 4 bis 2 6 mit den in Tabelle 8 3 dargestellten Konstanten Aus den Zerspankr ften und der Gewichtskraft des Werkst cks k nnen die Belastungen der Werkst ckspannung nach den Gleichungen 7 4 bis 7 9 berechnet werden Tabelle 8 4 Die Berech nung der Fliehkr fte erfolgt nach den Gleichungen 6 26 und 5 25 Tabelle 8 4 Hauptwert der spezifischen Schnittkraft ks1 1 1659 N mm Anstiegswert der Schnittkraft 1 m Hauptwert der spezifischen Vorschubkraft k 521 N mm Anstiegswert der Vorschubkraft 1 m Hauptwert der spezifischen Passivkraft kp1 1 309 N mm Anstiegswert der Passivkraft 1 m PIE Tabelle 8 3 Zerspankraft Konstanten f r den Werkst ckstoff Ck 45 3 Beispiel 2 Beispiel 3 Beispiel 4 1283 Beispiel 1 Schnittkraft F N Passivkraft F N 301 Vorschubkraft F N 114 9 5 65 Drehmoment Ma Nm 9 3 9 3 51 3 128 7 Kippmoment Nm Wirkwinkel des Kippmomentes gmo Fliehkraft pro Aufsatzbacke Frigas N Fliehkraft pro Grundbacke Frs cg N Fliehkraf
216. n aber positiven Auskragl nge ist Bild 5 21 3 Spannfutter F KST K BSW III 265 hsp 40 mm Nm um m Spannfutterkippsteifigkeit k cg 20 10 0 10 mm 30 Auskragl nge lus Bild 5 21 Spannfutterkippsteifigkeit im radialen Positionsbereich der Grundbacke Zur Erh hung der Spannfutterkippsteifigkeit ist bei der Konstruktion eine m glichst lange Backenf hrung des Spannfutters vorzusehen Grundbacken sollten eine m g lichst kurze Auskragl nge aufweisen Einfluss der radialen Position der Aufsatzbacke beim Keilfl chenfutter Beim Keilfl chenfutter wird die Aufsatzbacke zum Spannen von Werkst cken unter schiedlicher Durchmesser auf der Grundbacke versetzt so dass die gef hrte L nge der Grundbacke und damit die Spannfuttersteifigkeiten nahezu konstant bleiben Die radiale Position der Aufsatzbacke wirkt sich daher nur geringf gig auf die Spannfut tersteifigkeit aus Beispielsweise wurden die Abweichungen der Futtersteifigkeiten des Keilfl chenfutters F KFL K I 250 bei unterschiedlichen Auskragl ngen von unter 10 gemessen Bild 5 22 400 Nm um m N um 200 0 8 Spannfutterkippsteifigkeit K ag radiale Spannfuttersteifigkeit k cg 100 Spannfutter F KFL K 1250 0 4 Aufsatzbacke WB S I 250 1 hsp 45 mm 0 0 0 0 5 10 15 mm 25 Auskragl nge der Aufsatzbacke I s Bild 5 22 Spannfuttersteifigkeiten bei verschiedenen Auskragl ngen 88
217. n die von der Maschine gebotene Leistung auf das Werkst ck zu bertragen so dass eine Bearbeitung unter Ausnutzung der M glich keiten heutiger Schneidstoffe durchgef hrt werden kann 102 Daher sollte eine ho he Drehzahl kurze Spannzeiten und kurze R stzeiten angefordert werden Durch eine zul ssige hohe Drehzahl des Spannfutters wird die Hochgeschwindigkeitsdreh bearbeitung realisiert und damit werden mehrere Vorteile wie Hauptzeit und Schnitt kraftreduzierung sowie Oberfl chenqualit ts und Zerspanvolumenerh hung erzielt Eine genaue Berechnung der notwendigen Spannkraft kann die zul ssige Drehzahl von modernen Spannfuttern erh hen Neben der Hauptzeit hat die Nebenzeit worin die Spannzeiten die Beschleunigungs und Bremszeiten der Spindel sowie die Auf und Umr stzeiten des Spannzeugs Ab h ngigkeit von dem Werkst ckspannsystem haben gro en Einfluss auf die Ferti gungskosten Wegen der kurzer Spannzeit sind die kraftbet tigten Spannfutter be 42 sonders beim NC Drehen zu empfehlen 102 Ein kleines rotatorisches Tr gheits moment des Spannfutters ist g nstig f r Verk rzung der Beschleunigungs und Bremszeiten Die Umr stzeiten die durch das Einstellen eines anderen Spann durchmessers oder das Best cken mit anderen Backen entstehen sind kritisch ins besondere bei kleinen Losgr en f r eine wirtschaftliche Drehbearbeitung 102 Zur Verk rzung der Unr stzeiten wurden Spannfutter mit Backenschnellwechselsys
218. n ist es erforderlich die Wirkungsweise des Werkst ck spannsystems bei der Drehbearbeitung besonders mit hohen Drehzahlen intensiv zu untersuchen 2 3 Werkst ckspannsysteme f r die Drehbearbeitung 2 3 1 Allgemeines Das Werkst ckspannsystem ist ein Untersystem des Funktionssystems Werkst ck system das mit dem Werkzeugsystem dem kinematischen System dem Energie system und dem Informationssystem in einem Wirkzusammenhang steht 38 86 Bild 2 9 In der Praxis werden Werkst ckspannsysteme auch als Spannzeuge oder Spannmittel bezeichnet Informations System Energie System Kinematisches System Werkst ck System Werkzeug System Werkst ck spannsystem Bild 2 9 Einordnung des Werkst ckspannsystems in den Wirkungszusammen hang der Funktionssysteme einer Werkzeugmaschine nach 86 Das Werkst ckspannsystem erf llt drei grundlegende Teilaufgaben 35 56 e genaue Lagebestimmung des Werkst cks zu einer vorgeschriebenen Bear beitungsachse radiale Zentrierung und axiale Bestimmung e Abst tzen des Werkst cks gegen die Komponenten der Zerspankr fte und Momente und e Mitnehmen des Werkst cks in der Drehrichtung gegen die Zerspankr fte Aus diesen Aufgaben und zur Gew hrleistung der Sicherheit Genauigkeit und Wirt schaftlichkeit der Drehbearbeitung sind die folgenden Anforderungen an das Spann system zu erf llen 38 26 e pr zise und reproduzierbare Orientierung und Positionierung des W
219. n sind beispielsweise in Bild 7 27 ber dem Durchmesserver h ltnis aufgetragen Daraus ist zu erkennen dass die differentielle Werkst cksteifig 162 keit kwp immer gr er als die durchschnittliche Werkst cksteifigkeit kw ist Die nach den Berechnungstheorien h here berechnete Werkst cksteifigkeit ist auf die unzu reichende Ber cksichtigung der Kontaktsteifigkeit f r Passsitz zur ckzuf hren 123 Das Werkst cksteifigkeitsverh ltnis ist von der Einflussl nge au erhalb derer keine Kraftwirkung mehr auftritt abh ngig Eine Erh hung des Werkst cksteifigkeitsver h ltnisses Ewp ergibt sich bei Steigerung des Durchmesserverh ltnisses da hier eine hohe Einflussl nge vorliegt Bild 7 28 Je k rzer die Spannl nge sp ist desto gr er ist das Werkst cksteifigkeitsverh ltnis Die Auswirkungen des Spanndurch messers und der Backenbereite auf das Werkst cksteifigkeitsverh ltnis sind relativ gering und lassen sich vernachl ssigen Bild 7 28 Eine die Einflussl nge berstei gende Auskragl nge des Werkst cks hat keinen Einfluss auf das Werkst cksteifig keitsverh ltnis Ausgangseinspannbedingung Ion 30 mm den 80 mm 0 B 30 mm say 0 FB 40 kN 1 5 2 0 1 0 T 1 5 a 1 0 an oa E 0 5 0 5 00 00 LU 0 10 20 kN 40 W 0 20 mm 60 2 Back
220. nagement K ln Verlag T V Rheinland 1995 Chucking Performance of a Wedge type Power Chuck In Transactions of the ASME Journal of Engineering for Industry 116 1994 Nr 2 S 70 77 10 Literaturverzeichnis 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 FRIPAN M SCHNEIDER J GALLIST R GEITNER U W GROSSER R RESCHE G STEPHEN H WITTIG K H HELLWIG H HOCK S HOFFMANN K ICKS G ISING M IVASHCHENKO A KADOWAKI Y KADOWAKI Y KALKERT W 201 Keramische Schneidstoffe In VDI Berichte 1399 D sseldorf VDI Verlag 1998 S 117 143 Investitionsentscheidungen bei der Hochge schwindigkeitsbearbeitung In tz f r Metallbear beitung 81 1987 Nr 11 S 17 26 CIM Handbuch Wirtschaftlichkeit durch Integra tion Braunschweig Friedr Vieweg amp Sohn Ver lagsgesellschaft mbH 1987 Erweitere FEM Untersuchungen zur radialen In nenspannung beim Hochgeschwindigkeitsdrehen In Werkstattstechnik 87 1997 Nr 9 10 S 423 427 Spanngenauigkeit von Dreibackenfuttern Technische Hochschule Braunschweig Diss 1966 Hochgeschwindigkeitsbearbeitung im Formenbau Erfahrungen aus Praxis In VDI Berichte 1399 D sseldorf VDI Verlag 1998 S 333 349 Eine Einf hrung in die Technik des Messens mit Dehnungsmessstreifen Darmstadt Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH 1987 Maschinenseitig
221. nbacke i Fzil N Reaktionskraft in z Richtung der Spannbacke i infolge der Belastung L g m s Erdbeschleunigung h mm Spanungsdicke has mm Aufsatzbackenh he haso mm Grundspannabstand zum Definieren der grundlegenden Aufsatzbackensteifigkeiten hg mm Backenhub hF mm Futterh he hj relative H ufigkeit 4 hk cB hioi href AB hr cB hs aB hs cB hs gegen Kie Kiy Kic kk Kk aBo Kk AB starr kkg kkgD Kke kk cB kk cB0 Kkipp N um N um N um N um m Nm um m Nm um m Nm um m N um N um Nm um m Nm um m Nm um m Nm kN Abstand Verbindungsstelle der Aufsatzbacke zur Grund backe Druckebene der Grundbacke auf dem Getriebe system Kolbenhub Referenzabstand zur Beschreibung des Einflusses des Spannabstandes auf die Aufsatzbackensteifigkeit Abstand Verbindungsstelle der Aufsatzbacke zur Grund backe Mittelebene der oberen und der unteren Backen f hrung Abstand Schwerpunkt der Aufsatzbacke Verbindungs stelle der Aufsatzbacke zur Grundbacke Abstand Verbindungsstelle der Aufsatzbacke zur Grund backe Schwerpunkt der Grundbacke Abstand Verbindungsstelle der Aufsatzbacke zur Grund backe Druckebene der Gegenkraft auf der Grundbacke Spannabstand Abstand Spannstelle Verbindungsstelle der Aufsatzbacke zur Grundbacke Zahnh he Hebel bersetzungsverh ltnis Fl chentr gheitsmoment Massentr gheitsmoment des Futters Anzahl der Spannbacke
222. neidstoffeigenschaften nach 38 67 85 111 129 Werkst ckstoff Mischkeramik CBN geh rteter Stahl hitzebest ndiger pmm p nesch AE Stahl Diamant besch PKD Nichteisen unbesch HM PVD besch HM rostfreier Stahl CVD besch HM Stahl Cermets CVD besch HM GGG Besch Keramik SizN besch HM Keramik SizN Grauguss 0 20 40 60 80 100 M glichkeiten des Trockendrehens Bild 2 7 M glichkeiten zum Wechsel auf Trockendrehen mit modernen Schneid stoffen 40 22 F r die weitere Etablierung der neuen Bearbeitungstechnologien die mit hoher Schnittgeschwindigkeit und hoher Bearbeitungsleistung verbunden sind ist eine an gepasste Wirkkette Gestell Antrieb Spindel Werkzeugaufnahme Werkzeug Schneidstoff Werkst ck Werkst ckaufnahme Einstellgr en erforderlich 14 25 29 38 39 40 42 69 71 73 88 116 117 129 Bei der Trockenbearbeitung m s sen neue Maschinenkomponenten zur Temperaturkompensation und zum Sp ne transport entwickelt werden 25 Beim Hartfeindrehen muss die Drehmaschine f r Pr zisionsbearbeitung geeignet sein 117 In den letzten Jahren sind bereits zahlrei che Maschinenkonzepte insbesondere f r HSC Fr s und Schleif sowie Drehfr s bearbeitung in der Serienfertigung e
223. nfutter Bild 6 36 Spannkrafthysterese verschiedener Spannfuttertypen und gr en gt 6 o Spannfutter F KFL K FLA III 165 E Lede a WB S III 160 g KN ee hsp 25 mm l s 10 5 mm S Asp 80 mm 2 S Drehzahlzyklus Zu 0 5000 O min f A 1 2 3 4 5 6 7 8 9 410 Drehzahlzyklus Bild 6 37 kontinuierlicher Spannkraftanstieg beim Keilfl chenfutter mit Fliehkraft ausgleich Zu beachten ist dass beim Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem und beim 250 mm Keilfl chenfutter ohne Fliehkraftausgleich eine Spannkraftabnahme nach der Rotation ermittelt wurde Diese Spannkraftabnahme muss besonders bei der Drehbearbeitung mit wechselnden Drehzahlen ber cksichtigt werden um die notwendige Mindestspannkraft zu gew hrleisten 6 5 6 Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsys tem Der Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter mit Backenschnellwechselsystem ist nach Gleichungen 6 24 und 6 17 zu berechnen Bild 6 38 Im Vergleich zum Keil stangenfutter hat dieses Drehfutter eine zus tzliche Antriebsbacke die eine Erh hung der Backenfliehkraft und eine Reduzierung der radialen Spannfuttersteifigkeit bzw eine Erh hung des Spannkraftverlustes f hrt Bild 6 39 Der Vorteil der Schnellwechselbarkeit der Grundbacke ist mit einer Erh hung des Spannkraftverlus tes verbunden 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 137
224. ng grundlegende Neigungssteifigkeit des Futterk rpers unter Fliehkrafteinfluss grundlegende Spannfutterneigungssteifigkeit unter Spann krafteinwirkung Neigungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Verfor mung der Futtereinheit unter Spannkrafteinwirkung gesamte Neigungssteifigkeit an der Spannstelle unter Spannkrafteinwirkung Neigungssteifigkeit des Spannmittels unter Einwirkung einer Tangentialkraft Neigungssteifigkeit des Spannmittels unter Einwirkung einer radialen Spannkraft knr Kn sp sp Hauptwert der spezifischen Passivkraft radiale Verlagerungssteifigkeit des Spannmittels ohne Kippung der Backe k k cs grundlegende radiale Spannbackensteifigkeit radiale Verlagerungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Aufsatzbacke unter Einwirkung ihrer Fliehkraft radiale Verlagerungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Aufsatzbacke unter Spannkrafteinwir kung radiale Verlagerungssteifigkeit infolge der Starrk rperbe wegung der Aufsatzbacke reduzierte durchschnittliche radiale Werkst cksteifigkeit reduzierte differentielle radiale Werkst cksteifigkeit reduzierte Radialsteifigkeit des Spannkraftsensors grundlegende radiale Verlagerungssteifigkeit des Futter k rpers kolbens unter Fliehkrafteinfluss radiale Verlagerungsseifigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung des Futterk rpers kolbens unter Flieh krafteinfluss radiale Spannfuttersteifigkeit
225. ng der Einspannl nge e Spannbeiwert ist richtungsunabh ngig e keine Ber cksichtigung des Einflusses der Systemstei figkeiten auf den Spannkraftverlust WARNECKE 126 mit Ber cksichtigung des Einflusses der Systemsteifig keiten auf den Spannkraftverlust e kein analytische Berechnung der bertragbaren Kipp momente e Spannbeiwert ist richtungsunabh ngig e konstantes Verh ltnis der Zerspankr fte F F F 5 2 5 2 WUNDERLICH und e keine Ber cksichtigung der Einspannl nge RASCHKE 138 e Spannbeiwert ist richtungsunabh ngig e k k e keine Sicherheitsfaktoren RESCH 60 e keine Ber cksichtigung der Einspannl nge e Spannbeiwert ist richtungsunabh ngig e keine Sicherheitsfaktoren WALTER und ST HL e Ausdrehen d nnwandiger Werkst cke 124 e Spannbeiwert ist richtungsunabh ngig e keine Sicherheitsfaktoren Bild 2 32 Charakteristik der verschiedenen Berechnungsans tze Um die verschiedenen Berechnungsans tze zu vergleichen sind die berechneten notwendigen Mindest und Ausgangsspannkr fte f r zwei typische unterschiedliche Drehbearbeitungsoperationen in Bild 2 33 und Bild 2 34 dargestellt Die Abwei chungen der Mindest und Ausgangsspannkr fte betragen bis zu 225 und 150 Die Berechnungen nach THORM HLEN STEINBERGER sowie WARNECKE ergeben h 2 Stand der Erkenntnisse 55 here Ausgangsspannkr fte als die Anwendung der Ans tze nach WUNDERLICH und RASCHKE RESCH sowie WALTE
226. nkraft verursacht Die wirksame Spannkraft muss gr er als die notwendige Mindestspannkraft zur Aufnahme der Prozesskr fte sein da sonst das Werkst ck aus dem Futter gerissen wird 75 Die Fliehkraft der Spannba cken ist abh ngig von der Drehzahl der Backenmasse und dem Schwerpunktsab stand der Backen von der Drehachse Da die Fliehkraft nicht linear sondern mit dem Quadrat der Drehzahl ansteigt hat sie starken Einfluss auf den Spannkraftverlust und setzt damit Grenzen bei der Drehbearbeitung mit hohen Schnittgeschwindigkei ten Die Kenntnis des dynamischen Spannkraftverlaufs bzw eine genaue Berech nung der Spannkraft nderung ist f r eine sichere Drehbearbeitung und den Einsatz von Spannfuttern bei hohen Drehzahlen von besonderer Bedeutung Nach Richtlinie VDI 3106 155 wird bei der Berechnung der notwendigen Spannkraft die gesamte auftretende Fliehkraft der Spannbacken als spannkraftreduzierend an gesetzt Diesem Vorgehen liegt die Annahme eines unverformten Werkst cks und Spannfutters zugrunde Da in der Realit t das Spannfutter und das Werkst ck endli che Steifigkeiten haben wirkt nur ein Teil der Fliehkraft spannkraftreduzierend Bild 3 3 Die Auswirkung der Fliehkraft auf den Spannkraftverlust bei Au enspan nung wird von den Systemsteifigkeiten bzw der Werkst ck und Spannfuttersteifig keit beeinflusst 123 126 Bild 2 29 zeigt den Einfluss der Werkst cksteifigkeit auf den dynamischen Spann kraftverlauf eines Dreiba
227. nnbeiwerte zwischen Spannbacken und Werkst ck haben bei der Aufnahme der auftretenden Prozesskr fte eine entscheidende Bedeutung F r die Berechnung des bertragbaren Kippmomentes ist der axiale Spannbeiwert f r Zugbelastung ma geblich der kleiner als der axiale Spannbeiwert f r Druckbelastung ist Im Ge gensatz zu den ausgedrehten weichen Backen bei denen die Spannbeiwerte in Ab h ngigkeit von der Werkst ckoberfl che vorbestimmt werden k nnen m ssen die Spannbeiwerte bei harten Backen spannbackenspezifisch in Abh ngigkeit vom Spanndurchmesser und der Werkst ckh rte angegeben werden Im Rahmen der analytischen FEM Untersuchungen wurde die differentielle Werk st cksteifigkeit welche das elastische Verformungsverhalten des Werkst ckes unter Einwirkung einer ber die Spannl nge linear verteilten Spannkraft kennzeichnet ein gef hrt Damit kann die bertragbare Kippkraft unter Ber cksichtigung der Spannbe dingungen insbesondere der Spannl nge analytisch berechnet werden Im neu entwickelten Berechnungsmodell zur Bestimmung der erforderlichen Min destspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften wurden die Belastungen der Werkst ckspannung wie Axialkraft Radialkraft Drehmoment und Kippmoment gleichzeitig ber cksichtigt Die Sicherheit der Spannkraftberechnung wird somit er h ht und der Sicherheitsfaktor kann verringert werden Zahlreiche statische und dy namische experimentelle Untersuchungen der bertragbaren
228. nnkraft besteht aus dem Anteil zur Aufnahme der tangen tial wirkenden Drehmomente und aus dem Anteil zur Aufnahme der radial auf das auskragende Werkst ck wirkenden Kippkr fte Die Passivkraft und die Vorschubkraft werden mit einem Sicherheitsfaktor von 1 2 versehen In diesem Ansatz wird die Spannl nge lsp nicht ber cksichtigt Die Gleichung ist nicht anwendbar f r abgesetzte Werkst cke deren Spanndurchmesser wesentlich kleiner als deren Zerspandurchmesser ist dsp gt 0 8 d Ansatz nach WARNECKE Nach WARNECKE 126 ist die erforderliche Mindestspannkraft zu berechnen nach 1 d 3 2 2 F i F 2 f lz 0 5 1 0 2 d 2 14 SASEA j dep K kipp sp Asp Der Faktor Kkipp ber cksichtigt den Einfluss des auf das Werkst ck wirkenden Kipp momentes und basiert auf den experimentellen Untersuchungen der bertragbaren Kippmomente mit variierten Spannparametern wie Einspannl ngen und Spann durchmesser Ansatz nach WUNDERLICH und RASCHKE WUNDERLICH und RASCHKE 137 138 gehen in ihren theoretischen Betrachtungen der Einspannung davon aus dass infolge des exzentrischen Kraftangriffs in jedem Fall ein Kippen des Werkst cks um eine von zwei Spannbacken A B gebildete Kipp achse durch axiales Rutschen an der dritten Spannbacke C erfolgt Bild 2 27 Wenn der Drehwinkel 2 zwischen Kippachse und Passivkraft den Wert 1 F d aretan F 02 2 15 arc az PTT 2 15 annimmt erreicht das Kippm
229. nnkraft von 160 kN verwendet Die Backenausr stung war f r Messzwecke ent sprechend modifiziert Bild 5 12 Die Befestigung des kraftgebenden Spannfutters erfolgte ber einen Zwischenflansch auf einem Tisch Die Messung der eingeleiteten radialen Backenspannkraft erfolgte ber eine in einer ungeteilten Spannbacke integ rierte Kraftmessdose auf Basis der DMS Vollbr cke Bild 5 12 Die Anordnung der DMS Br cke und die entsprechende Schaltung mit vier aktiv messenden DMS be wirkt sowohl eine Biegungs und Temperaturkompensation als auch ein maximal m gliches Messsignal 19 123 Vor Beginn der Messungen wurde die Kraftmessdo 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmiitteln 79 se mit Hilfe eines Kraftaufnehmers Typ C9B der Fa Hottinger Baldwin Messtechnik Darmstadt 161 Messbereich 20 kN Messgenauigkeit 0 5 kalibriert Die Mess genauigkeit der Kraftmessdose betr gt 500 N bzw 1 bezogen auf den maxima len Messwert 50 KN Grundbacken Handfutter als Kraftgeber Aufsatzbacken in der Spannbacke integrierte 8 Deckplatte zur Festigung der Kraftmessdose Wegaufnehmer 4 Druckst ck an der Grundbacke befestigte Zwischenst ck Messplatte zu untersuchendes Backenfutter GD an der Aufsatzbacke befestigte Messplatte 42 Wegaufnehmer Bild 5 11 Versuchsstand zur Ermittlung der Spannfuttersteifigkeit R1 R3 Druckst ck Verformungsk rper mit DMS ungeteilte Spannbacke Br ckenspeisespa
230. nnten Fingerfutter dr cken die Spannfinger das Werkst ck axial gegen ein auf den Futterk rper geschraubtes Zentrierst ck Die Magnetfutter Vakuumfutter und Fingerfutter sind vor allem zur Spannung d nnwandiger und verzugsempfindli cher Werkst cke geeignet 35 93 Elektromagnet Rundfutter Fingerfutter ZR H CEE ET Co a re K ZZ Bild 2 23 Axiale Spannsysteme 35 56 98 1 Futterk rper 2 Spindelanschluss 3 Zug bzw Druckstange 4 Steller 5 Spannfinger 6 Werkst ckanschlag mit Fingerf hrung 7 Zentrierspitze 8 F hrungsstift 9 berschiebh lse 10 Mitnahmebolzen 11 lausgleich 12 leinf llschraube 13 Abdr ckmutter 14 Druckfeder F r das Hochgeschwindigkeitsdrehen von Werkst cken mit gr erer Werkst ckl nge ist die Spannung zwischen Stirnmitnehmer und K rnerspitze geeignet Beim soge 40 nannten Stirnmitnehmer Bild 2 23 erfolgt die Fixierung des Werkst cks an der Mit telachse des Werkst cks Die Einleitung des Antriebsmomentes erfolgt mit mehreren kranzf rmig um die Mitnehmerspitze angeordneten Mitnehmerbolzen deren Schnei den sich durch die Axialkraft der Pinole in die Stirnfl che des Werkst cks eindr cken Vorteile dieser Art der Werkst ckspannung sind die Unabh ngigkeit der Spannkraft von den wirksamen Fliehkr ften mehre Bearbeitungsfl chen auf einer Aufspannung sowie vollst ndige Abst tzung gegen die beim Schnitt auftretende Axialkraft und das Kippm
231. nnung Messsignal Bild 5 12 Kraftmessdose zur Ermittlung der Spannkraft F r die Durchf hrung der Messungen wurde das zu untersuchende Dreibackenfutter umgekehrt auf das Kraftgeberfutter gelegt Die drei Backen des Spannfutters werden 80 auf die drei Backen des Kraftgeberfutters ausgerichtet Durch Verstellung der radia len Position der Spannbacken des Kraftgeberfutters und Einlegung von Druckst cken k nnen die Spanndurchmesser zwischen 80 mm und 250 mm erreicht werden Zur Untersuchung des Einflusses des Spannabstandes auf die Spannfuttersteifigkeit ist die H he des Angriffpunktes ber die Zwischenst cken verstellbar Durch Bet ti gung des kraftgebenden Spannfutters bewegen sich dessen Spannbacken nach au en und dr cken ber Druckst cke radial auf die Aufsatzbacken des zu untersu chendes Spannfutters Das Druckst ck ist ber eine Kugelkalotte drehbar mit dem Verformungsk rper verbunden so dass es den Bewegungen der Spannfl che folgen kann Zur Messung der Verlagerungen sind zwei Messplatten an der Spannstelle der Auf satzbacke und in H he der Backenf hrung der Grundbacke befestigt Um die Kip pung der Grundbacke und der Aufsatzbacke berechnen zu k nnen wurden die Ver lagerungen auf jeder Messplatte in zwei Ebenen erfasst Bild 5 13 Die Messung der Verlagerungen erfolgte mit induktiven ber hrenden Wegaufnehmern von Typ W1T3 der Fa Hottinger Baldwin Messtechnik Darmstadt 162 Ihre Aufl sung betr gt 1 um
232. nologien sind mit hohen Schnitt und Vor schubgeschwindigkeiten sowie hohen Zerspanleistungen verbunden und f hren so mit zu hohen Anforderungen an Werkzeugmaschinen und Werkzeuge Im Bereich der Werkzeuge sind mit Hilfe der modernen Schneidstoffe wie Cermets Schneidke ramiken PKD oder CBN sowie der Beschichtungstechnologien CVD und PVD die zugelassenen Schnittgeschwindigkeiten und Zerspanleistungen erheblich gesteigert worden Durch den Einsatz standardisierter und multifunktionaler Werkzeuge l sst sich die Anzahl der unterschiedlichen Operationen verringern so dass die Ferti gungskosten erheblich gesenkt werden k nnen 25 Um die neuen Bearbeitungs 14 technologien einzuf hren sind neue Maschinenkomponenten wie beispielsweise Parallelkinematiken Hochfrequenz Motorspindeln lineare Direktantriebe Maschi nenkapselungen f r die HSC Bearbeitung sowie Thermokompensationen f r die Tro ckenbearbeitung entwickelt worden 25 88 116 129 Im Bereich des Antriebs las sen sich durch den Einsatz von Motorspindeln und Direktantrieben hohe Spindel drehzahlen hohe Vorschubgeschwindigkeiten und geringe Brems und Beschleuni gungszeiten erreichen Randbedingungen e Werkzeugmaschinen und Anlagen Werkzeugmaschinenkonzepte Antriebssysteme Steuerungssysteme Spannsysteme Hochgeschwindigkeits bearbeitung e Werkzeuge Schneidstoffe Beschichtungen Standardisierte und multifunktionale Werkz
233. o B alle s8 Br b 5 6 e elle 53 2 47 c 10 Al a x p D d 15 ee 5 s e 20 g o f 25 A e E lisa ER ee 9 g 30 20 0 20 mm 60 20 0 20 mm 60 Spannabstand hsp Spannabstand hsp Bild 6 43 Kennlinien eines Keilstangenfutters und seiner Aufsatzbacke mit Kreuz versatz zur Spannkraftverlustberechnung Beim Keilstangenfutter sind die Kennlinien d ca sp dreB cB UNd d cs as abh ngig von der Auskragl nge der Grundbacke Bild 6 43 Die Kennlinien d ca gegen beim Keilfl 6 Ermittlung des dynamischen Spannkraftverlaufs 141 chenfutter mit Fliehkraftausgleich und d rs beim Keilfl chenfutter mit Backenschnell wechselsystem k nnen auch grafisch dargestellt werden 6 7 Zusammenfassung Basierend auf der analytischen Beschreibung der Steifigkeiten von Spannmitteln wurde ein neues analytisches Berechnungsmodell zur Bestimmung des dynami schen Spannkraftverlustes entwickelt Aufgrund der Kippung der Spannbacken wirkt nicht immer 100 der Spannbackenfliehkraft an der Spannstelle Die unterschiedli chen Auswirkungen der Fliehkr fte von Aufsatzbacken Grundbacken Antriebsba cken Ausgleichsgewichten und Futterk rper kolben auf den Spannkraftverlust wer den durch unterschiedliche Kippeinflussfaktoren ber cksichtigt Dadurch ergibt sich nach dem neu entwickelten Modell eine genauere Berechnung des Spannkraftverlus tes als nach den bisherigen Berechnungsans tzen Die Kippeinflussfaktoren werden durch die spannfutter und spannbackens
234. om Spannmittelhersteller angegeben werden Bild 6 42 zeigt die Kennlinien eines Keilfl chenfutters und seiner weichen Aufsatz backe mit Spitzverzahnung Die erste Spannfutterkennlinie ist die radiale Nachgie bigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Futtereinheit beim Einwirken einer Spannkraft d ca sp Gleichung 5 8 Nach der Schwerpunktlage der Grundba cke ergibt sich die zweite spannfutterspezifische Kennlinie d cs cs welche die Ver formung der Futtereinheit unter der Grundbackenfliehkraft kennzeichnet Gleichung 6 8 Die Sekante der Kurve d ca sp von der Mittelebene der Backenf hrungen A zur Schwerpunktebene der Aufsatzbacke B kennzeichnet die Verformung der Futterein heit unter der Aufsatzbackenfliehkraft d cs as Gleichung 6 9 Die Nachgiebigkeit des Futterk rpers kolbens unter Fliehkrafteinwirkung d rk rk ist ebenfalls als Spann futterkennlinie dargestellt Gleichung 6 11 Analog zur Nachgiebigkeit d cs sp wird die radiale Nachgiebigkeit an der Spannstelle infolge der Verformung der Aufsatzbacke beim Einwirken einer Spannkraft d ag sp als eine spannbackenspezifische Kennlinie in Abh ngigkeit von der Auskragl nge im rechten Bildteil gezeichnet Gleichung 5 21 Die Verformung der Aufsatzbacke un ter ihrer Fliehkraft d as as ergibt sich durch die Sekante von der Kontaktebene zwi 140 schen Grundbacke und Aufsatzbacke C zur Schwerpunktebene der Aufsatzbacke D Gleichung 6 10
235. oment M sein Maximum 2 2 d d Merk R n F E 2 16 Zz Dabei berechnet sich die erforderliche Mindestspannkraft zu 2 2 F cosp F si Fspmin P an F cos F sin 2 17 i Hsp Fy dsp d F R sp S Dieses Modell ist mit den Annahmen verbunden dass die Kr fte am Ort der Spanbil dung und an den Spannfl chen punktf rmig angreifen die Steifigkeiten des Spann futters an der Spannstelle in radialer und tangentialer Richtung gleich sind sowie kein 48 Unterschied zwischen dem tangentialen und axialen Spannbeiwert existiert Im Ge gensatz zu den Ans tzen nach STEINBERGER THORM HLEN sowie WARNECKE wel che die zur Aufnahme der jeweiligen Belastungen notwendigen Mindestspannkr fte getrennt berechnen werden beim Ansatz nach WUNDERLICH und RASCHKE alle Be lastungen an der Spannbacke gemeinsam ber cksichtigt Kippachse Bild 2 27 Kippachse und Kippmoment beim Drehen fliegend im Dreibackenfutter gespannter Werkst cke 60 138 Ansatz nach RESCH Die Theorie nach RESCH 60 zerlegt die Spannkraft bis hin zur Belastung an der ein zelnen Spannbacke f r die Rotationswinkel des Futters F r den Winkel bei dem das Kippmoment sein Maximum annimmt berechnet sich die notwendige Mindestspann kraft nach Fona 2 Br 2 18 Hsp mit 2 Stand der Erkenntnisse 49 Ansatz nach WALTER und ST HL Von WALTER und ST HL 124 wurden zwei unterschiedl
236. oment der Schnittkraft Nachteilig ist bei Stirnmitnehmern die gro e Axialbelas tung der Spindel und des Reitstockes deren Lagerungen nicht immer daf r ausge legt sind 38 55 118 2 4 Sicherheitsbetrachtung der Werkst ckspannsysteme Die Gefahranalyse einer Hochgeschwindigkeitsdrehmaschine liefert als wesentliche Gefahrenquellen das translatorisch bewegte Werkzeugsystem und das rotierende Werkst cksystem 73 Insbesondere das Werkst ckspannsystem hat ein hohes Si cherheitsrisiko aufgrund der hohen Drehzahl und der dadurch bedingten hohen Rota tionsenergie des Werkst cks und des Spannfutters 16 Beim Ausfall der Spannkraft kommt es zum Herausschleudern des Werkst cks aus der Einspannung Unfallssta tistiken zeigen dass ber 10 der Unf lle mit Personschaden an Drehmaschinen durch das Werkst ckspannsystem verursacht werden 62 92 Nach 136 l sst sich die Spannsicherheit in aktive und passive unterscheiden Zur Gew hrleistung aktiver Spannsicherheit ist eine sichere Berechnung der notwendi gen Spannkr fte in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften erforderlich Voraussetzung daf r ist eine regelm ige Wartung des Spannfutters Durch eine m gliche berwa chung und Diagnose der Spannkraft kann die Spannsicherheit erheblich erh ht wer den 47 48 49 93 95 100 110 113 Hierbei wird die dynamische Spannkraft w h rend der Bearbeitung mit einem in der Spannbacke integrierten Messsystem erfasst 24 48 97 99 P
237. ona na 0l o oo os mmol 12 s en lessa Max Bet tigungskraft Faxmax KN beim Kraftfutter od max Schl sselmoment Msp max NM beim Handfutter oO Max Drehzahl Nmax min 7 0 O Masse des Futters mp kg elel Slela le OINI N N x N 120 e fio es e2 voa we 171a 220 ve fiez e a fa Leistungsdaten s oo eo ras 2 fsa mrz me 7 20 e fes fes fo T 12 Massentr gheitsmoment Jr kgm oo fe EC e CH fe fea feer o os re m fore fes 0 035 0 02 285 0 25 CH Tabelle 4 1 Technische Daten der untersuchten Spannfutter Die experimentellen Untersuchungen wurden auf einer CNC Drehmaschine Typ CT 40 der Firma Gildemeister GmbH Bielefeld durchgef hrt Die Drehspindel der Ma 64 schine ist mit einem Flachflansch versehen der einen Zentrierdurchmesser von 140 h5 mm aufweist 160 Die Zwischenflansche verbinden als Spindeladapter den Spindelkopf der Hauptspindel mit den Spannfuttern Bei den kraftbet tigten Futtern wurden Gewindeadapter zur Verbindung der Kolben der Spannfutter mit der Zugstange des hydraulischen Spannzylinders angewendet Die Spannfutter mit Kennzeichnungen F KFL K II 160 und F KFL K II 250 sind Keil fl chenfutter mit gro er Bohrung wobei die Keilfl chen des Futterkolbens symmet risch in der Mitte der Grundbacke greifen Kapitel 2 3 2 Bei den kraftbet tigten Keil stangenfuttern F KST K BSW III 185 und F KST K BSW III 265 sind die Keilstangen tangential in den
238. onskr fte bei Belastung durch eine Radialkraft Aus der auf der R Koordinate zerlegten Radialkraft F resultiert eine Verschiebung der Werkst ckachse in R Richtung die in die lokalen Koordinaten der Spannbacken transformiert wird und Reaktionskr fte an den Spannfl chen erzeugt Bild 7 35 Backe1 Backe2 Bild 7 35 Berechnung der Reaktionskr fte an den Spannfl chen bei Belastung durch eine Radlialkraft Durch die Gleichgewichtsbedingung der Kr fte in R Richung ergibt sich w k 2 w cos 60 k cos 60 2 w sin60 k sin60 F 7 28 Daraus folgt die Verschiebung w A 7 29 sk k und die Reaktionskr fte Be 8 0 0 Fer Fe FaF H i o C For Far Far 0 ni nem alle sE nn Fo Fa Faser Fur 1 C 0 3 4 C 3 c k mit C lt k 168 Bei der auf der R gt Koordinate zerlegten Radialkraft F gt sind die Reaktionskr fte aus 1 C Pora Frufe Tate a V3 1 C Pata Prof Fata Fra 040 0 0 7 31 FaF Fur Fr2 F Fo o1 0 3 G c 8 1 c zu ermitteln 7 3 2 2 Reaktionskr fte bei Belastung durch ein Kippmoment Aus dem auf der R Koordinate zerlegten Kippmoment M resultiert eine Kippung des Werkst cks um Rx welche auf Backe1 eine axiale Haftreibungskraft Fak und auf Backe2 und Backe3 eine axiale Haftreibungskraft erzeugt Bild 7 36 Zwischen Backe1 und Backe2 3 entsteht eine relative axiale Verlagerung F F12 3 Wa a ma de
239. ordinate R i Mk max Nm Grenzkippmoment Mioi mm Gewinde des Futterkolbens 1 Mp Anstiegswert der Passivkraft 1 Ms Anstiegswert der Schnittkraft Msp Nm Schl sselmoment beim Handspannfutter Msp max Nm maximales Schl sselmoment beim Handspannfutter Mrs kg Masse pro Antriebsbacke 1 m Anstiegswert der Vorschubkraft Mw kg Masse des Werkst cks n min Drehzahl Nmax min maximale Drehzahl Ns Umdrehungen des Spannschl ssels f r einen Backenhub hg beim Handspannfutter Nzul min zul ssige Drehzahl R Ra Ra PDose Rk Rk2 Im fs AB s AG TsB s GB fs TB Wr Wr GB Wsp AB Wsp AB1 Wsp AB2 Wsp GB Ww N mm um um um um Intensit t der Radialbelastung Koordinaten f r Zerlegung der Radialkraft Mittenrauhwert radiale Position der Kraftmessdose Exzentrizit t des Werkst cks Koordinaten f r Zerlegung des Kippmomentes Schwerpunkradius des Druck und Zwischenst cks des Spannkraftsensors Schwerpunktradius der Aufsatzbacke Schwerpunktradius des Ausgleichsgewichtes Schwerpunktradius der Spannbacke Schwerpunktradius der Grundbacke Schwerpunktradius des Bauelementes i Schwerpunktradius der Antriebsbacke gemittelte Rauhtiefe Vorschub je Umdrehung Sicherheitsfaktor Spannkraft Zahnfu dicke Sicherheitsfaktor Zerspankraft Sicherheitsfaktor Spannbeiwert Zeit Schnittgeschwindigkeit Vorschubgeschwindigkeit Volumen Verlagerung axiale Verlagerung Verlagerung am
240. ormung der Eigenverformung der Grundbacken Aufsatzbacken e experimentelle Untersuchungen e experimentelle Untersuchungen der Spannfuttersteifigkeiten der Starrk rperbewegung der sowie der gesamten Aufsatzbacken sowie der Steifigkeiten von Spannmitteln Spannbackensteifigkeiten NY N Verformungsanalyse von Spannmitteln unter Spannkrafteinwirkung Bild 5 4 Vorgehensweise der Steifigkeitsuntersuchungen Basierend auf dem analytischen Beschreibungsmodell wurden die Spannfutter und Spannbackensteifigkeiten durch FEM Berechnungen und experimentelle Untersu chungen ermittelt Durch FEM Berechnungen wurden die Eigenverformungen der Aufsatzbacken und Grundbacken bestimmt Die Ergebnisse sind Grundlage f r die Auswahl der Messpositionen bei den experimentellen Untersuchungen Die experi mentell ermittelten Spannfutter und Spannbackensteifigkeiten dienen zur Ableitung der Steifigkeitsparameter 72 5 2 Analytische Beschreibung Bei unterschiedlichen Spannfuttern Spannbacken sowie Spannsituationen variieren die im Bild 5 5 dargestellten geometrischen Abmessungen und sind somit Einfluss parameter auf die Steifigkeiten Keilstangenfutter mit Kreuzversatz Keilfl chenfutter mit Spitzverzahnung Drehachse Drehachse gt hiess 9 N ei A I el aus x I Bild 5 5 Geometrische Abmessungen A Druckebene der Grundbacke auf dem Ge
241. p mm Auskragl nge I_ _ mm aus Bild 5 45 Verformungsanalyse an einem kraftbet tigten Keilstangenfutter 20 ZAZA Starrk rperbewegung 4 um kN ER der Grundbacke E o 10 SS N N UNI EEE Eigenverformung 5 D A f A FA ZA FA y der Grundbacke 5 a a o A AA VA AN AA ZA A A A AAN HAA Starrk rperbewegung D der Aufsatzbacke S 200 5 Eigenverformung 5 um m kN der Aufsatzbacke 2o 100 D za Ra N N RY AN NY D Spannfutter F KFL K I 250 ra 50 NNA D gt BF A PA FA y Aufsatzbacke WB S I 250 2 5 ie i M 160 Nm 20 25 30 35 40 45 0 5 98 14 5 21 Spannabstand hsp mm Auskragl nge aus m m Bild 5 46 Verformungsanalyse an einem kraftbet tigten Keilfl chenfutter 40 ET N EZA Starrk rperbewegung 2 um kN N der Grundbacke 5 20 a A R S 7N E Eigenverformung S 10 PA E der Grundbacke 8 p n 0 A BA BA WA A BA VA WA GA KA KAI ND Starrk rperbewegung D der Aufsatzbacke 800 T RN igenverformung D um m der Aufsatzbacke o 400 D D 3 h Spannfutter F KST H III 160 5 200 as B Aufsatzbacke WB K III 160 2 o MB Z r N y 15 20 25 30 0 5 10 15 20 25 30 Spannabstand hsp mm Auskragl nge l us mm Bild 5 47 Verformungsanalyse an einem handbet tigten Keilstangenfutter 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 105 Neben der Starrk rperkippung der Grundbacke hat die Starrk rperkippung der Auf satzbacke gro en Anteil an der gesamten Neig
242. pannbeiwerte in der Ber hrungszone Spannbacke Werkst ck eine entscheidende Rolle Die Mechanismen der zwischen Backe und 146 Werkst ck herrschenden Festk rperreibung werden in Adh sion und Scheren plas tische Deformation Furchung sowie elastische Hysterese und D mpfung eingeteilt 6 Die Adh sionskomponente der Reibung ist von zahlreichen Einflussfaktoren wie Form nderungsm gen der Kontaktpartner Elektronenstruktur Oberfl chenschich ten Zwischenstoffen und Umgebungsmedien abh ngig 6 Die Deformations und Furchungskomponente der Reibung h ngt vor allem von der H rte dem Elastizi t tsmodul und der Bruchz higkeit der beiden kontaktierenden K rper ab 6 10 In folge der Komplexheit der Reibung ist es im allgemeinen nicht m glich Reibungs kenngr en theoretisch zu berechnen sie m ssen vielmehr mit geeigneten Mess und Pr ftechniken experimentell bestimmen und in aussagef higer Form dargestellt werden 6 Die Spannbeiwerte wurden bereits von SPUR EGGERT 90 mit Handspannfuttern ex perimentell untersucht und in Abh ngigkeit von der Backenspannfl che und Werk st ckoberfl che tabellarisch in Richtlinie VDI 3106 dargestellt Tabelle 7 1 Folgende Gr en haben entscheidenden Einfluss auf die Spannbeiwerte 90 126 155 e Werkstoffpaarung Spannbacke Werkst ck e Oberfl che des Werkst cks e Oberfl che der Backen e H rte des Werkst cks e H rte der Backen e Fl chenpressung e Ber hrungs
243. pannkraft gt erh hung EN durch Sicher X SED heitsfaktoren RSS KR S 0 S SS RR x RR Rx OR SR oo oO s KS LS xX k hr Fspo 0 0 1000 2000 3000 Drehzahl n Bild 2 35 Erforderliche Spannkraft beim L ngsdrehen 103 104 3 Ziele und Arbeitsschwerpunkte 57 3 Ziele und Arbeitsschwerpunkte Das Ziel dieser Arbeit ist die Entwicklung eines analytischen Berechnungsmodells zur Ermittlung der notwendigen Spannkr fte bei Backenfuttern in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften Auf dem Gebiet der Drehbearbeitung f hrt die fortschreitende Entwicklung im Bereich der Antriebstechnik und Schneidstoffe zu immer h heren Zerspanleistungen Insbesondere durch die damit verbundenen erh hten Schnittge schwindigkeiten ist es erforderlich die Spindeldrehzahlen zu steigern 2 38 109 113 Aufgrund seiner hohen Flexibilit t bez glich des spannbaren Durch messer und Werkstoffspektrums ist das Backenfutter das bei der Drehbearbeitung am h ufigsten eingesetzte Spannmittel 44 126 Dem Einsatz von Backenfuttern bei der Spannsituation radial von au en sind jedoch bei h heren Spindeldrehzahlen Grenzen gesetzt da die an den Spannbacken angreifenden Fliehkr fte die anf ng lich vorhandene Spannkraft im Prozess drastisch reduzieren F r eine sichere Werk st ckspannung bei hohen Drehzahlen ist es daher erforderlich vor der Bearbeitung die notwendige Ausgangsspann
244. pannmitteln mit Hilfe von experimentellen Untersu chungen und FEM Analysen ermittelt Unter Einwirkung einer Spannkraft tritt eine radiale Verlagerung und eine Kippung der Spannbacken auf Die an der Spannstelle entstehende Gesamtsteifigkeit eines Spannmittels setzt sich aus der Spannfutterstei figkeit welche durch die Verformung der aus dem Futterk rper dem Getriebesystem den Grundbacken und ihren Verbindungen bestehenden Futtereinheit gekennzeich 9 Zusammenfassung und Ausblick 197 net wird und der Spannbackensteifigkeit welche die Verlagerung der Aufsatzbacke bez glich der Grundbacke widerspiegelt zusammen Durch die spannfutter und spannbackenspezifischen Steifigkeitsparameter k nnen die Gesamtsteifigkeiten in Abh ngigkeit der Spannsituation wie Spannabstand und radiale Position der Spann backen mit ausreichender Genauigkeit analytisch berechnet werden Basierend auf der analytischen Beschreibung des Steifigkeitsverhaltens von Spann mitteln wurde ein optimiertes analytisches Berechnungsmodell zur Bestimmung des dynamischen Spannkraftverlustes entwickelt in dem der Einfluss der Werkst ck Spannfutter und Spannbackensteifigkeit ber cksichtigt wurde Aufgrund der Kippung der Spannbacken sind nicht immer 100 der Spannbackenfliehkr fte an der Spann stelle wirksam Die unterschiedlichen Auswirkungen der Fliehkr fte von Aufsatzba cken Grundbacken Antriebsbacken beim Keilfl chenfutter mit Backenschnellwech selsystem Ausgl
245. pezifischen Steifigkeitsparameter bestimmt und sind bei den h ufig angewendeten Spannsituationen kleiner als eins Die grafi sche Darstellung der Spannfutter und Spannbackensteifigkeit als Kennlinien verein facht die Berechnung des Spannkraftverlustes zur praktischen Anwendung Beim Keilfl chenfutter mit gro er Bohrung ist der Einfluss der Futterk rper kolbenfliehkraft auf den Spannkraftverlust aufgrund der gr eren Verformung des Futterkobens bei Rotation nicht zu vernachl ssigen Eine hohe radiale Spannfuttersteifigkeit ist immer g nstig zur Reduzierung des Spannkraftverlustes Eine geringe radiale Spannbackensteifigkeit beung nstigt den durch die Aufsatzbackenfliehkraft verursachten Spannkraftverlust beg nstigt jedoch die Reduzierung des von der Grundbackenfliehkraft verursachten Spannkraftverlus tes Die Auswirkung der Spannfutter und Spannbackenkippsteifigkeit auf den Spannkraftverlust ist abh ngig von der Werkst cksteifigkeit Bei einer gr eren Werkst cksteifigkeit ist f r einen geringen Spannkraftverlust eine geringe Kippsteifig keit und ein gro er Spannabstand vorteilhaft Diese Forderungen f hren jedoch zu einer Reduzierung der Spann und Arbeitsgenauigkeit Das neu entwickelte Berechnungsmodell der Spannkraftverluste ist sowohl f r kon ventionelle Spannfutter als auch f r Spannfutter neuer Bauart wie Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich oder mit Backenschnellwechselsystem g ltig Die Allgemein g ltigkei
246. r is rk wird durch seine Steifigkeit unter Fliehkrafteinfluss bestimmt Diese 112 Verlagerungen setzen sich zur futterseitigen Verlagerung zusammen Die futterseiti ge radiale Verlagerung ergibt sich somit nach Aug Br 2 nu ik na gt A FIB AB_ A FIB GB i FIBFK_ 6 4 r GB sp r AB sp r GB AB r AB AB r GB GB r FK FK Hierin ist k m n die radiale Verlagerungssteifigkeit an der Spannstelle infolge der Ver formung des Bauelementes M M GB Futtereinheit AB Aufsatzbacke FK Fut terk rper kolben unter Einwirkung der Kraft N N GB Fliehkraft der Grundbacke AB Fliehkraft der Aufsatzbacke FK Fliehkraft des Futterk rpers kolbens sp Spannkraft Die Steifigkeiten K ca sp und krAB so Setzen sich zur Gesamtsteifigkeit des Spannmittels k sp sp zusammen und k nnen nach dem in Kapitel 5 2 beschriebe nen Modell berechnet werden Die radiale Verlagerungssteifigkeit an der Spannstelle unter Wirkung der Backenfliehkr fte wird durch Projektion der an den Backen schwerpunkte entstehenden radialen Verlagerungssteifigkeiten und Neigungssteifig keiten bestimmt Es gilt beim Keilstangenfutter mit Kreuzversatz 1 K ccB 6 5 1 Meer hi y has 4 Maus K c8 KkeBo l ref aus 1 K cB AB zx Und 6 6 1 er Pis t h aB hy Meal l liis K cB Kk eBo lof a s 1 k aB AB 2 2 h h h 6 7 1 E3 h a8 A haso B s AB V sp s AB C k k k k k k r ABO k AB
247. r nach dem neu entwickelten Berechnungsmodell er mittelte dynamische Spannkraftverlauf stimmt mit einer Abweichung von unter 2 kN sehr gut mit dem experimentell ermittelten und dem im Rahmen der FEM Berechnungen ermittelten Ergebnis berein Zum Vergleich sind in Bild 6 22 und Bild 6 23 die nach VDI 3106 155 berechneten Spannkraftverl ufe und verluste eingezeichnet Es ist ersichtlich dass der Spann kraftverlust nach dem Berechnungsmodell kleiner als der nach VDI 3106 ist Bei ei 128 ner Ausgangsbackenspannkraft von 30 KN und einer notwendigen Mindestbacken spannkraft von 10 kN wird eine Grenzdrehzahl von 3665 min nach VDI 3106 be rechnet Die Berechnung nach dem neu entwickelten Modell ergibt eine 30 h here Drehzahl von 4748 min Durch eine genaue Berechnung des Spannkraftverlustes kann somit das Potential des Spannfutters hinsichtlich hoher Drehzahlen besser ausgenutzt werden 50 Y experimentell 6 FEM m o kN nach VDI 3106 E O nach Berechnungsmodell q 30 Spannfutter F KST K BSW III 265 Spannbacke WB K III 250 2 20 laus 3 mm S hsp 40 mm x 10 d 80 mm O sp a r Kred w 7 287 N um 0 1000 2000 3000 min 5000 Drehzahl n Bild 6 22 Dynamische Spannkraftverl ufe eines kraftbet tigten Keilstangenfutters gt O v F pBo 7 30 kN experimentell v F pBo 20 kN experimentell e FEM E nach VDI 3
248. raft ist als spezifisches Grenzkipp moment px definiert 500 zZ 3 300 N oO oO Grenzkippmoment M max Pk ar Fin hy E 5 amp rei rt 5 Nm kN Q E N c g 2 Pes 1 D ha N 0 Q 7 20 40 60 kN 100 Spannkraft E5 7 49 s Mk max Mk max O Pk m Pk Spannfutter F KST K BSW III 265 F KFL K I 250 Aufsatzbacke WB K III 250 KB S I 250 Backenfl che geschlichtet Werkst ckstoff Ck 45 Ck 45 Werkst ck geschlichtet geschruppt oberfl che dsp mm 80 80 Is mm 30 1 I mm 80 90 dyna Untersuchung stat Untersuchung n 100 min 9 0 Bild 7 46 Grenzkippmoment in Abh ngigkeit der Spannkraft Mit einer bestimmten Spannkraft ist kein Einfluss des Hebelarms der Kippkraft auf das spezifische Grenzkippmomernt festzustellen Bild 7 47 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 177 5 5 x O Fkmax Fk max 5 p Pk Pk x kN Nm kNE Spannfutter F KST K BSW III 265 F KFL K I 250 E a a E Aufsatzbacke WB K III 250 KB S I 250 u amp Backenfl che geschlichtet 3 3 amp Werkst ckstoff Ck 45 Ck 45 N Werkst ck geschlichtet geschruppt r oberfl che 2 2 2 O dimm 80 80 x N E Isp Mm 30 1 i 4 G F IKN 78 3 61 1 O T dyna Untersuchung stat Untersuchung Q 100 min 0 0 0 2
249. rd zus tzlich vom Kippmoment bzw der Kip pung der Backenf hrungen beeinflusst Bild 8 3 zeigt die gemessenen Spannwir kungsgrade eines Keilfl chenfutters und eines Keilstangenfutters in Abh ngigkeit vom Spannabstand hsp und der radialen Position der Spannbacke laus Bei gro en Spannabst nden und Auskragl ngen ergibt sich ein geringer Spannwirkungsgrad Dieses Verhalten ist auf das Kippmoment bzw die Kippung der Backenf hrungen zur ckzuf hren Die Schwankung des Wirkungsgrades infolge der Ver nderung der Spannparameter wurde bis zu 20 gemessen 80 80 Auskragl nge der Auskragl nge der Aufsatzbacke Grundbacke I mm gt aus mm 0 12 5 Wa S gt 8 2 D e 22 Se 11 1 D 4 29 a 714 9 S 60 60 x pa Spannfutter a Spannfutter F KFL K FLA III 250 F KST K BSW III 185 S 50 Aufsatzbacke 50 Aufsatzbacke WB S III 250 WB K III 160 io F x 39 KN 0 F x 28 4 KN 20 40 mm 80 10 mm 30 Spannabstand hsp Spannabstand hsp Bild 8 3 Gemessene Spannwirkungsgrade in Abh ngigkeit vom Spannabstand und der radialen Position der Spannbacke In Anlehnung an die Erkenntnisse von BL TTRY 126 ist der Einfluss dieser zwei Spannparameter auf den Spannwirkungsgrad mit folgender Beziehung zum Aus druck zu bringen 186 110 Pace T BF lijs Bild 8 4 zeigt eine beispielhafte Auswertung dieser Formel Das Spannen mit klei nem Spannabstand un
250. rden 13 Bild 2 4 zeigt die von den zu zerspanenden Werkstoffen abh ngigen Schnittgeschwindigkeiten bei der HSC Fr sbearbeitung Die mit den modernen Schneidstoffen realisierbaren Schnittgeschwindigkeiten bei Aluminium legierungen liegen um etwa zwei Zehnerpotenzen h her als bei Nickelbasislegierun gen Die HSC Bearbeitung ist gegen ber der konventionellen Bearbeitung durch Er h hung der Schnittgeschwindigkeit um den Faktor 5 bis 10 gekennzeichnet 69 129 Da aus technologischer Sicht die Grenzspanungsdicke nicht unterschritten werden darf m ssen erh hte Schnittgeschwindigkeiten im gleichen Ma e zu h heren Vor sch ben f hren Bild 2 5 Das hei t die HSC Bearbeitung ist auch mit h heren Vor sch ben verbunden 14 129 Die HSC Bearbeitung wird sinnvollerweise in Relation zum Fertigungsverfahren zum bearbeiteten Werkstoff zum Vorschub und zur Schnittgeschwindigkeit definiert 129 Werkst ckstoff faserverst rkte Kunststoffe Bereich der konventionellen Bearbeitung Aluminium bergangs Bronze bereich J Hsc Bereich Messing GuR Stahl Titanlegierungen Nickelbasis legierung 10 100 1000 m min 10000 Schnittgeschwindigkeit vo Bild 2 4 Schnittgeschwindigkeiten f r HSC Fr sen 69 20 oO N z HSC Bereich E o bergangsbereich Bereich der konven 1O
251. rend Bei der Entwicklung von Aufsatzbacken aus CFK geringerer Steifigkeit ist diese Erkenntnis f r die Reduzierung des Spannkraftverlustes von Be deutung 38 92 TH XAB Spannfutter F KFL K I 250 o y Spannbacke WB S I 250 1 GB lus 15 mm e_k aus F ai hsp 40 mm S 1 0 100 5 08 Es N m 5 O III x 2L SS 0 6 60 2 u E 5 ge 04 a we D 2 o2 2 5 x E 0 0 0 u 0 200 400 600 N um 1000 grundlegende radiale Aufsatzbackensteifigkeit k Ago Bild 6 17 Einfluss der radialen Aufsatzbackensteifigkeit auf die Kippeinflussfaktoren und die radiale Gesamtsteifigkeit 6 5 1 3 Einfluss der Kippsteifigkeit des Spannmittels Aufgrund der Kippung der Spannbacken sind die Gesamtsteifigkeit und die an der Spannstelle wirksame Fliehkraft abh ngig vom Spannabstand Bild 6 18 Der Kipp einflussfaktor f r die Grundbackenfliehkraft ist immer kleiner als eins Der Kippein flussfaktor f r die Aufsatzbackenfliehkraft ist unter der Bedingung sp gt hs as kleiner als eins Zur Reduzierung der an der Spannstelle wirksamen Fliehkraft ist bei den h ufig angewendeten Spannabst nden eine geringe Spannfutter und Aufsatzba ckenkippsteifigkeit sowie ein gro er Spannabstand g nstig Andererseits f hren die se Forderungen zu einer Reduzierung der an der Spannstelle entstehenden radialen Steifigkeit welche f r die Reduzierung des Spannkraftverlustes nicht vorteilhaft ist Aus der Gleichung 6 17 erk
252. rgestellt Die Kennzeichnung der Aufsatzbacke erfolgt durch Buchsta ben vom Backentyp und nachfolgende Herstellernummer und Backengr e z B kennzeichnet WB K I 250 die weiche Backe von Hersteller mit Kreuzversatz und Backengr e 250 mm EDS Ar sig HB Um HB Hin HB Vor Bild 4 4 Anwendungsvarianten der harten Aufsatzbacken 68 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 5 1 Allgemeines Die Steifigkeit der Spannmittel hat gro en Einfluss auf die Bearbeitungsgenauigkeit den dynamischen Spannkraftverlauf und auf das bertragbare Kippmoment 17 112 123 126 Die Entwicklung von Parametern zur Beschreibung der Spannsystemstei figkeit ist daher von wesentlicher Bedeutung Die Steifigkeit einer Maschine einer Baugruppe oder eines Bauteils kennzeichnet das elastische Verformungsverhalten unter Einwirkung von u eren Kr ften und Momenten bzw den Widerstand gegen Form und Lage nderungen 126 127 128 Der Kehrwert der Steifigkeit ist die Nachgiebigkeit die als Verh ltnis der Verformung zur Belastung definiert ist F r verschiedene Belastungs und Verformungsarten sind entsprechende Steifigkeiten bzw Nachgiebigkeiten definiert Verlagerungssteifigkeit k alle 5 1 Verlagerung w Neigungssteifigkeit K Na und 5 2 Kippwinkel Kippmoment M Kippwinkela Kippsteifigkeit k 5 3 Die Verlagerungssteifigkeit und die Neigungssteifigkeit kennzeichnen die lineare Ver lagerung bzw die Neigung beim E
253. riebeart bzw der Anzahl der Kontaktfl chen im Kraftfluss Beim Keilfl chenfutter l sst der Wirkungsgrad nach 2000 Spannvorg ngen bis zu 45 nach Der Wirkungsgrad beim Keilstangenfutter wird bereits nach 800 Spann vorg ngen um bis zu 45 reduziert A Spannfutter F KFL K FLA III 250 Aufsatzbacke WB S Ill 250 hsp 60 mm lis 22 mm F x 7 39 kN B Spannfutter F KST K BSW III 185 Aufsatzbacke WB K III 160 hsp 28 5 mm lus 8 2 mm Fx 28 4 kN 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 Anzahl der Spannungen n Spannwirkungsgrad n Bild 8 6 Spannwirkungsgrade in Abh ngigkeit von der Anzahl der Spannvorg nge Durch Bet tigung des Spannfutters mit vollem Backenhub wird der Ausgangswert des Wirkungsgrades wieder erreicht Bild 8 7 Dieses Ergebnis deckt sich mit den Erkenntnissen f r Handspannfutter von WARNECKE 126 188 60 Spannfutter 5 F KST K BSW III 265 E Aufsatzbacke D WB K III 250 2 hsp 42 5 mm S a l 3 mm z aus E F x 33 kN c 45 D 09 Bet tigung des Spannfutters mit vollem Backenhub 40 0 50 100 150 200 Anzahl der Spannungen n Bild 8 7 Wiedererreichen des Ausgangswertes der Spannkraft blicherweise wird die vom Futter zur Verf gung gestellte Spannkraft aus der Be triebsanleitung entnommen oder in Abh ngigkeit von der Bet tigungskraft oder dem Spannmoment aus dem Kraft bersetzungsfaktor ermittelt Die somit
254. rk m 0 1000 2000 3000 min 5000 0 1000 2000 3000 min 5000 Drehzahl n Drehzahl n Bild 6 4 Wirksame Fliehkraft an der Spannstelle Bild 6 4 zeigt die an der Spannstelle wirksame Fliehkraft f r zwei Spannfutter Auf grund der Kippung der Spannbacken ist der Spannkraftverlust bei unendlicher Werk 116 st cksteifigkeit kleiner als die Summe der Fliehkr fte von Grundbacke und Aufsatz backe Bei den in Bild 6 4 dargestellten Beispielen sind nur 78 der Backenfliehkraft beim Keilstangenfutter und 67 beim Keilfl chenfutter an der Spannstelle wirksam Durch genaue Kenntnis ber das Steifigkeitsverhalten des Spannmittels sowie sei nen Einfluss auf den Spannkraftverlust ist es m glich das Potential des Spannmittels auszunutzen Der von der Fliehkraft des Futterk rpers kolbens verursachte Anteil ist mit 2 6 beim Keilstangenfutter und 1 2 beim Keilfl chenfutter relativ gering Spannkraftverlust beim Keilfl chenfutter mit Fliehkraftausgleich Das Keilfl chenfutter mit eingebautem Fliehkraftausgleich wurde f r den Einsatz bei h heren Drehzahlen entwickelt Bild 6 5 Ein hinter der Grundbacke liegendes Aus gleichsgewicht wirkt dabei ber einen Hebel der Backenfliehkraft entgegen Die auf die Grundbacke bertragende Gegenkraft kann man nach folgender Gleichung be rechnen Faig gegen p H Frig aG 6 20 Darin ist n4 der Wirkungsgrad und i4 das bersetzungsverh ltnis des Hebelgetrie bes In der kugelf rmigen Hebellagerun
255. rn wie beispielsweise W lzlagerringen von gro en Lagern und W lzlagerk fige aus Buntmetall ist eine Spannkraftsteuerung bzw regelung besser geeignet 93 96 102 110 Hierbei wird der fliehkraftbedingte Spannkraftverlust durch Ver nderung der Bet tigungskraft des Spannfutters ausgeglichen Bei der Bearbeitung eines fliegend in einem Backenfutter gespannten Werkst cks bewirken die Zerspankr fte eine Auslenkung des Werkst cks Insbesondere infolge der Passivkraftkomponente bildet sich eine Zylinderformabweichung 1 Ordnung auf dem Werkst ck in Abh ngigkeit der Steifigkeit des Spindel Lager Systems und des Werkst cks sowie der Kippsteifigkeit der Werkst ckspannung ab Der infolge der Schnittkraftkomponente entstehende Formfehler ist nur indirekt ein Fehler 2 Ord nung 50 Durch Erh hung der Einspannsteifigkeit kann die Formgenauigkeit und Oberfl chengute der Werkst cke gesteigert werden 8 9 12 Eine hohe Einspann steifigkeit wird durch hohe Steifigkeiten des Spannmittels hohe Spannbeiwerte und eine durch Ausdrehen der Spannbacken unter Spannkraft erzeugte m glichst fl chenhafte Ber hrung zwischen Werkst ck und Backe erreicht 17 38 Bei der Bear beitung langer Werkst cke wird das Werkst ck durch einen Reitstock und oder L nette abgest tzt 105 2 6 Wirtschaftlichkeitsbetrachtung der Werkst ckspannsysteme Zum Erzielen einer hohen Wirtschaftlichkeit bei der Drehbearbeitung muss das Spannfutter in der Lage sei
256. rungskonzepten wie Lebensdauerschmierung und Kapselung weisen einen ber lange Zeit konstanten Schmierzustand auf 179 so dass der Sicherheitsfaktor signifikant reduziert werden kann Generell ist festzustel len dass der optimale Sicherheitsfaktor Ssp in Abh ngigkeit vom Spannfuttertyp und dem Anwendungsfall bestimmt werden kann Tabelle 8 1 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkraft 189 Spannfuttertyp Anwendungsfall Sicherheitsfaktor Ssp handbet tigte Erstellung der Spannkraft in Abh ngigkeit 2 0 Spannfutter 126 vom Spannmoment aus dem Kraft berset zungsfaktor handbet tigte regelm ige berpr fung der Spannkraft am Spannfutter Spanndurchmesser des Werkst cks kraftbet tigte Erstellung der Spannkraft in Abh ngigkeit von Spannfutter 155 der Bet tigungskraft aus dem Kraft berset zungsfaktor kraftbet tigte regelm ige berpr fung der Spannkraft am spannfutterspezifisch Spannfutter Spanndurchmesser des Werkst cks kraftbet tigte berpr fung der Spannkraft am Spanndurch 1 1 Spannfutter messer des Werkst cks vor jeder Spannung kraftbet tigte berwachung der Spannkraft im Prozess 1 1 Spannfutter lebensdauergesch wartungsarm spannfutterspezifisch mierte Spannfutter Tabelle 8 1 Sicherheitsfaktor zur Ber cksichtigung der Spannkraftschwankung 8 2 Berechnung der notwendigen Ausgangsspannkraft Die notwendige Ausgangsspannkraft wird durch die erforderliche Mindestspannkraft zur Aufnahme der am
257. s 20 KN 0 0 TTN I 2 5 2 5 O M m 0 um m i Ko kN 0 kN 0 ea e 100 y O 100 4 200 A 200 15 300 1 5 H 7 300 u 600 4197 600 o 1000 lt H 1000 Q 1 0 1 0 sp 7 30 mm sp 7 30 mm 05 d Em og o fa i 20KN 20 kN O FSpB 20 FSpB u 9 0 9 0 0 0 0 0 0 10 mm 30 0 10 mm 30 L nge L nge Bild 7 20 Spannkraftverteilung in der Spannfl che in Abh ngigkeit vom Kippwinkel des Werkst cks 2 158 l F Knoten d i Alg 7 17 2 2 F Knoten nach FEM berechnet angen herte lineare Verteilung lan 30 mm Asp 80 mm F pB 20 kN p 0 0 200 um m Kontaktknotenkraft Fknoten 15 L nge Bild 7 21 Verschiebung des Angriffspunktes der Backenspannkraft Bild 7 22 zeigt die berechnete Position des Backenspannkraftangriffspunktes in Ab h ngigkeit vom Kippwinkel des Werkst cks und vom Kippwinkel der Backenfl che Ein Kippwinkel der Backenfl che entsteht wenn das Werkst ck nicht mit Backen ge spannt wird die unter Spannkraft ausgedreht wurden Die Spannkraftverteilung wird durch den Winkel zwischen der Werkst ck und Backenfl che bestimmt Bei einem Zwischenwinkel von Null liegt der Kraftangriffspunkt in der Mitte der Spannfl che Im Bereich in dem die
258. s Futterkolbens radiale radiale Verlagerung 1 Verlagerung Verlagerung w um w um 3 31 H 2 98 H 2 65 u 2 32 1 99 1 65 1 32 0 99 0 66 0 33 0 n 4800 min n 4800 min n 4800 min K pxo 133 KN um kko 33 KN um ka rko 21 KN um m n n 4800 min keko 163 KN um ka rko 63 KN um m n Bild 5 49 Verformungen von Futterk rpern kolben unter Fliehkrafteinfluss 1 Futterk rper 2 Backenf hrungen 3 Futterkolben 4 Keilfl chen Aus den Abmessungen und der Masse des Futters Tabelle 4 1 l sst sich die Flieh kraft des Futterk rpers kolbens in Abh ngigkeit von der Drehzahl absch tzen nach 2 d m n F rB 5 25 FIB FK 7 7 a u E l 30 Das Verformungsverhalten des Futterk rpers kolbens unter Fliehkrafteinfluss wird durch die in der Mittelebene der Backenf hrungen ermittelte grundlegende radiale Verlagerungssteifigkeit k rko und Neigungssteifigkeit knFko gekennzeichnet Die in Bild 5 49 dargestellte Backenf hrungskippung des Futterk rpers beim Keilfl chenfut ter ist aufgrund seiner breiteren Backenbreite und seines gr eren Innendurchmes sers h her als die beim Keilstangenfutter Die radiale Verlagerung der Keilfl chen des Futterkolbens beim Keilfl chenfutter wird vom Kolbendurchmesser und der Kol benstruktur stark beeinflusst Beispielsweise erreicht die grundlegende radiale Verla gerungssteifigkeit bei dem Keilfl chenfutter m
259. schinenmarkt 79 1973 Nr 86 S 1916 1920 10 Literaturverzeichnis 90 SPUR G EGGERT J 91 SPUR G KRAUSE F L 92 SPUR G METTE U 93 SPUR G METTE U 94 SPUR G METTE U D LL S 95 SPUR G SCH LE A STELZER C 96 SPUR G STELZER C 97 SPUR G STELZER C 98 SPUR G ST FERLE T 99 SPUR G THIEL R 100 SPUR G THIEL R 101 STEINBERGER J 102 STEINBERGER J 207 Ermittlung von Richtwerten f r Aufzubringende Spannkr fte in Abh ngigkeit von der Zerspanung saufgabe und der Werkst ckgr e VDW Forschungsberichte Nr 0203 Juli 1970 Das virtuelle Produkt Management der CAD Technik M nchen Carl Hanser Verlag 1997 Clamping Force Optimisation allows High Speed Turning In Production Engineering 5 1998 Nr 1 S 55 58 Spannkraftsensoren erm glichen kontinuierliche Spannfutterdiagnose In ZwF 92 1997 Nr 1 2 S 53 56 CFK Bandagenfutter Sichere Werkst ckspan nung bei hohen Drehzahlen In ZwF 94 1999 Nr 6 S 327 331 Drehfuttertest Sensorisches berwachen der Kr fte beim Spannen von rotationssymmetrischen Teilen In Maschinenmarkt 98 1992 Nr 31 S 26 31 Spannkraft kraftbet tigter Dreibackenfutter regeln In Werkstatt und Betrieb 127 1994 Nr 4 S 259 261 Spannkraftsensoren in Dreibackenfuttern Spann kraft berwachung unter Ber cksichtigung der Krafteinleitung
260. sentliche Vorteil der Hartbearbeitungsverfahren mit geomet risch bestimmter Schneide beruht auf der gr eren Verfahrensflexibilit t gegen ber 18 den abrasiven Verfahren Insbesondere beim Hartdrehen k nnen aufgrund des nicht formgebundenen Werkzeugs verschiedene Werkst ckkonturen flexibel in einer Auf spannung bearbeitet werden Au en und Innenbearbeitung sind auf einer Maschine durchf hrbar Beim Hartdrehen wird entweder eine Schleifbearbeitung komplett sub stituiert oder zumindest das Vorschleifen vor dem Finishing durch die Drehbearbei tung ersetzt Dadurch l sst sich in vielen Anwendungsf llen eine wirtschaftlichere Bearbeitung gegen ber der konventionellen Hartbearbeitung erzielen 117 Hinzu kommt eine erheblich h here Umweltvertr glichkeit des Hartdrehens aufgrund der m glichen Trockenbearbeitung Das Hartfeindrehen ist immer mit Trockenbearbei tung und Pr zisionsbearbeitung verbunden Bild 2 2 zeigt den Verfahrensvergleich Hartdrehen Schleifen Hartbearbeitung mit definierter Schneide f hrt zu hohen Zerspankr ften und Temperaturen und damit zu gro en Belastungen der am Zerspanprozess beteiligten Komponenten 120 125 134 Neben der Trocken und der Hartbearbeitung sind in letzter Zeit vor allem auf dem Sektor der Hochgeschwindigkeitsbearbeitung Innovationen zu erkennen 129 Ge gen ber der konventionellen Zerspanung wird unter dem Begriff Hochgeschwindig keitsbearbeitung die Zerspanung mit deutlich gesteigerter
261. sfaktor f r die Fliehkraft der Antriebsbacke Einflussfaktor der Systemsteifigkeiten bei unendlicher Werkst cksteifigkeit Durchmesserverh ltnis Innen Au endurchmesser Reibwinkel Fliehkraft des Druck und Zwischenst cks des Spann kraftsensors Spannkraftverlust anstieg Spannkraftverlust anstieg pro Backe gemessener Spannkraftverlust berechneter Spannkraftverlust Abstand der entgegenwirkenden Backenspannkr fte Verschiebung des Angriffspunktes der Backenspannkraft Verschiebung des Angriffspunktes der Backenspannkraft der Backe 1 Verschiebung des Angriffspunktes der Backenspannkraft der Backe 2 und 3 Masse des Druck und Zwischenst cks des Spannkraft sensors spannfutterseitige radiale Verlagerung an der Spannstelle werkst ckseitige radiale Verlagerung an der Spannstelle Verlagerung in X bzw Y bzw Z Richtung Abweichung des berechneten und gemessenen Einfluss faktors der Systemsteifigkeiten Spannwirkungsgrad Spannwirkungsgrad ohne Kippmoment auf Backen f hrungen Wirkungsgrad des Hebelgetriebes Drehwinkel zwischen Passivkraft und Koordinate R Winkel zwischen Koordinate R und Radialkraft Winkel zwischen Koordinate R und Radialkraft bei 0 Winkel zwischen Koordinate R und Kippmoment Winkel zwischen Koordinate Rx und Kippmoment bei 0 Seitenverh ltnis Spannfl che Neigungswinkel des Maschinenbettes Reibungszahl Poisson sche Querdehnzahl 0 Formel und Kurzze
262. sp 80 mm 0 125 Hspa Bild 7 52 Vergleich der Berechnung des Grenzkippmomentes mit verschiedenen Berechnungsmodellen und der experimentellen Untersuchung 180 Einspannsteifigkeit Die wirkende Kippkraft verursacht eine radiale Verlagerung und eine Kippung des Werkst cks welche eine Form und Lageabweichung der bearbeiteten Fl chen w h rend der Drehbearbeitung zur Folge haben Die Kippung der Werkst ckachse f hrt zu einer Zylinderformabweichung 50 F r die Einspannsteifigkeit eines Dreibacken futters sind zahlreiche Einflussgr en wie die radiale Steifigkeit und Kippsteifigkeit des Spannmittels die radiale Werkst cksteifigkeit die Ber hrung zwischen Werk st ck und Backenspannfl che die Spannkraft und der Spannbeiwert ma gebend so dass eine theoretische Berechnung der Einspannsteifigkeit aus den Daten des Futters nur angen hert m glich ist 50 126 Aus dem Kippwinkel des Werkst cks infolge der Wirkung des Kippmomentes und dem Kippwinkel der Spannbacken infol ge der Wirkung der Radialkraft ergibt sich die Kippsteifigkeit der Werkst ckspan nung 4 k kye 8 1 E k ky l 7 50 kaa Ip takal PS OR Eka Die experimentell und theoretisch ermittelten Einspannsteifigkeiten f r ein Keilfl chenfutter sind in Bild 7 53 dargestellt Hier ist ein Anstieg der Einspannsteifigkeit mit der Spannl nge und dem Spanndurchmesser zu erkennen Die experimentellen Ergebnisse zeigen einen geringeren Einfluss der Spannl
263. sst die bertrag baren Prozesskr fte Bei weichen ausgedrehten Spannbacken wird das Werkst ck 60 durch Reibschluss gespannt Bei harten Backen und Krallenbacken wird das Werk st ck durch das Eindringen der Z hne kraft und formschl ssig gespannt Der Spannbeiwert wird durch die Oberfl che des Werkst cks die Rauhtiefe der Werk st ckoberfl che die H rte des Werkst cks die Oberfl che der Backen die H rte der Backen die Ber hrungsform zwischen Spannbacke und Werkst ck sowie durch die Verwendung von K hlschmierstoffen beeinflusst 155 Aufgrund schwankender Spannfutterwirkungsgrade infolge sich ver ndernder Schmierzust nde und Spannsi tuationen konnte bisher die Genauigkeit bestehender Ans tze zur Berechnung der erforderlichen Ausgangsspannkraft nicht gesteigert werden Eine Verringerung der Sicherheitsfaktoren scheint insbesondere f r moderne Spannfutter die lebensdauer geschmiert sind und dadurch konstante Betriebszust nde aufweisen m glich Die Spannfutterwirkungsgrade und die Spannbeiwerte der zu untersuchenden Spannmit tel sind experimentell zu untersuchen Ausgangsspannkraft F po oH Ber cksichtigung ei der Steifigkeiten erforderliche Mindestspannkraft sp min Spannkraft F wirksame Drehzahln Bild 3 3 Einfluss der Systemsteifigkeiten auf die Spannkraftabnahme Ermittlung der erforderlichen Mindestspannkraft zur Aufnahme der am Werk st ck wirkenden Prozesskr
264. steht bei der Rotation eines Werkst cks um eine Achse die nicht mit der Haupttr gheitsachse bereinstimmt Die Unwucht wird durch Angabe einer Unwuchtmasse und einer Exzentrizit t beschrieben Die Unwuchtkraft Fun ist quadratisch von der Drehzahl abh ngig 2 n Fin My few z 2 2 44 Die Exzentrizit t des Werkst cks re wird durch die Zentrierungsgenauigkeit des Werkst cks im Spannfutter sowie die Verlagerung und Kippung des Werkst cks un ter Einwirkung der Zerspankraft beeinflusst Die Zerspankraft Fz kann in die Komponenten Schnittkraft Fs Passivkraft F und Vor schubkraft F zerlegt werden Es gilt F F F F 2 3 Diese k nnen nach den bekannten empirischen Zerspankraftgleichungen von KIENZLE VICTOR 27 und K NIG ESSEL 31 berechnet werden F b k4 h 2 4 F b k h und 2 5 F b kya h 2 6 mit b und h s sin z4 Bild 2 26a XH Dreh mei el Werkst ck a b Bild 2 26 Zerspankr fte beim Drehen a und Bohren b 121 Die spezifischen Zerspankr fte ks1 1 Kv1 1 und kp1 1 sowie die zugeh rigen Anstiegs werte 1 ms 1 m und 1 m sind wesentlich vom Werkst ckwerkstoff von den Zerspanbedingungen und vom Werkzeug abh ngig Sie wurden von K NIG ESSEL 31 f r eine Vielzahl von Werkstoffen bei unterschiedlichen W rmebehandlungszu st nden mit Werkzeugen aus Schnellarbeitsstahl und Hartmetall experimentell ermit telt 2 Stand der Er
265. stigungsschrauben Einfluss der Spannfl chentiefe asp Bei der nderung der Spannfl chentiefe a zur Anpassung der Spannbacke an un terschiedliche Spanndurchmesser sind die Belastungen der Backenverbindung sowie ihre Randbedingungen gleichbleibend Das hei t die Spannfl chentiefe beeinflusst radiale Verlagerung Aufsatzbacke WB S I 250 F hsp 45 mm spB 40 kN Iaus 0 mm Bild 5 29 3D FEM Modell zur Untersuchung des Einflusses der Spannfl chentiefe auf die Eigenverformung der Aufsatzbacke 6 4 Spannstelle c e Eingenverformung eo DO 8 Spannstelle T 5 te Verf D i gesamte Verformung D nl EEE FE t experimentell 8 0 z 120 D A Aufsatzbacke WB S I 250 x h 45 mm Q Imykn z m m kN 2 gt i O ee aus Omm c D 0 60 40 20 0 20 mm 60 Spannfl chentiefe Asp Bild 5 30 Einfluss der Spannfl chentiefe auf die Verformung der Aufsatzbacke 94 die Aufsatzbackensteifigkeit nur durch die ver nderte Eigenverformung der Aufsatz backe selbst Die Eigenverformungen bei verschiedenen Spannfl chentiefen wurden mit Hilfe der FE Methode berechnet Bild 5 29 Ein negativer Abstand as bedeutet dass die Spannfl che tiefer als die innere Befestigungsschraubenachse ist Die Er gebnisse der FEM Berechnungen und der experimentellen Messungen der Spann backenverformung sind in Bild 5 30 dargestellt Bei gen gender Backenspanndicke
266. t Wie die Verstellung der radialen Position der Grundbacke mit Kreuzversatz relativ zum Futterk rper wird der Einfluss der Position der Aufsatzbacke mit Spitzverzahnung auf deren Kippung mit einer Referenzauskragl nge Irer aus beschrieben Die Spannbackensteifigkeiten an der Spannstelle ergeben sich dann nach 1 re und 5 20 1 hp f laus Ron Rrer aB lataus Kk aBo 4 Paso h er aB 76 K ABsp f gt 5 21 2 14 2 Pop laus 1 2 Pam 1 p hop 3 Rref AB liefaus ha 3 h ef AB kraso Kram 1 hamo kk aBo 1 hamo Pret AB Pef AB Wenn die Auskragl nge der Aufsatzbacke gleich der Referenzl nge ist wird die Kippsteifigkeit der Ausatzbackenstarrk rperbewegung halbiert Gesamtsteifigkeit des Spannmittels Die Gesamtsteifigkeit des Spannmittels setzt sich aus der Spannfutter und Spann backensteifigkeit durch Hintereinanderschaltung nach folgenden Gleichungen zu sammen z4 Ar Kn sp sp les Kn AB sp 5 22 1 A K sp sp Z K Bsp k AB sp 5 23 5 3 Ermittlung der Spannfuttersteifigkeiten unter Spannkrafteinwirkung 5 3 1 3D FEM Modelle der Grundbacken Neben den experimentellen Untersuchungen wurden 3D FEM Modelle der Grundba cken zur Berechnung der Eigenverformungen aufgebaut Bild 5 9 Die Simulation erfolgte mit dem Finite Elemente Programm Marc K6 2 mit dem Pre Postprozessor Mentat II V2 3 der Fa Marc Analysis Research Corporation Palo Alto USA Das Programm ist sowohl f
267. t des Futterk rpers kolbens 423000 423000 188000 47000 Fe rk N Tabelle 8 4 Belastungen und Fliehkr fte der Werkst ckspannung Zerspan kr fte Belastungen ku x lt 2 ma Die zur Spannkraftberechnung erforderlichen Spannfutter Spannbacken und Werkst cksteifigkeiten sowie Spannbeiwerte zwischen Werkst ck und Spannbacken wurden in Kapitel 5 und Kapitel 7 ermittelt Aus den spannfutter und spannbacken spezifischen Steifigkeitsparametern Tabelle 5 1 Tabelle 5 2 und Bild 5 49 und der Spannsituation erfolgt die Berechnung der Gesamtsteifigkeit des Spannmittels nach Gleichung 5 23 sowie der Kippeinflussfaktoren nach den Gleichungen 6 14 6 15 und 6 16 Die Bestimmung der Spannbeiwerte bei ausgedrehten weichen Backen erfolgt nach Tabelle 7 3 in Abh ngigkeit von der Werkst ckoberfl che Die Spann beiwerte bei harten Backen m ssen spannaufgabenspezifisch ermittelt werden Die erforderlichen Steifigkeiten Kippeinflussfaktoren sowie Spannbeiwerte sind in Tabelle 8 5 dargestellt 8 Ermittlung der notwendigen Ausgangsspannkraft 193 I 60 X 8 som ee I rs AXFK 0 00068 0 00068 0 00068 0 00057 Tabelle 8 5 Steifigkeiten Kippeinflussfaktoren sowie Spannbeiwerte zur Spann kraftberechnung Kippeinflussfak toren Aus den Prozessdaten in Tabelle 8 4 und den Spannsystemdaten in Tabelle 8 5 werden die erforderlichen Mindestspannkr ft
268. t und die hohe Genauigkeit des Berechnungsmodells wurden durch zahlrei che experimentelle Untersuchungen und FEM Analysen validiert Durch die genaue re Berechnung des Spannkraftverlustes kann das Potential des Spannfutters f r HSC Drehbearbeitung besser ausgenutzt werden und gleichzeitig die Prozesssi cherheit der Drehbearbeitung gew hrleistet werden 142 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 7 1 Belastungen der Werkst ckspannung Bei fliegender Werkst ckspannung bewirken die am Werkst ck auftretenden Pro zesskr fte am Spannfutter eine Axial und eine Radialkraft sowie ein Dreh und ein Kippmoment Um diese Belastungen sowie die an den Spannfl chen wirkenden Re aktionskr fte zu bestimmen wurden drei lokale und drei globale Koordinatensysteme definiert Bild 7 1 Ein globales Koordinatensystem XYZ liegt an der Maschine und wird mit den Maschinenkoordinaten in Einklang gebracht Bei der CNC Drehmaschine mit einer Schr gbett Anordnung ergibt sich ein Neigungswinkel zwi schen der X Koordinate und der Waagerechten Backe 1 Backe 3 Bild 7 1 Koordinatensysteme der Werkst ckspannung mit Dreibackenfutter Zur Darstellung der Belastungen der Werkst ckspannung werden am Spannfutter zwei globale Koordinatensysteme R R2Z und R Rk2Z mit dem senkrechten Durch sto punkt von der Rotationsachse auf die Mittelspannebene als Ursprung eingef hrt Hierbei liegen die Axial
269. t ungenauen Berechnungsergebnissen Die Berechnung der optima len Spannkraft erm glicht neben der Erh hung der Bearbeitungsgenauigkeit und der Prozesssicherheit die Effektivit t der Drehbearbeitung mit Backenfuttern insbeson dere mit modernen Spannsystemen f r hohe Drehzahlen zu erh hen Die notwendige Ausgangsspannkraft bei Au enspannung wird durch die zur Auf nahme der am Werkst ck auftretenden Prozesskr fte erforderliche Mindestspann kraft und den dynamischen Spannkraftverlust infolge der Fliehkr fte beschrieben Als Grundlage wird das Steifigkeitsverhalten von Spannmitteln mit Hilfe von experimen tellen Untersuchungen und FEM Analysen ermittelt In dem Teilmodel zur Bestim mung des Spannkraftverlustes wird der Einfluss der Werkst ck Spannfutter und Spannbackensteifigkeit ber cksichtigt Die Fliehkr fte von verschiedenen Elementen haben unterschiedliche Auswirkungen auf den Spannkraftverlust die durch verschie dene Kippeinflussfaktoren ber cksichtigt werden Zur Ermittlung der bertragbaren Kippmomente wird die Spannkraftverteilung in den Spannfl chen mit Hilfe von FEM Analysen untersucht und der Begriff der differentiellen Werkst cksteifigkeit einge f hrt Bei der Berechnung der erforderlichen Mindestspannkraft werden alle Belas tungen der Werkst ckspannung gleichzeitig ber cksichtigt Die Genauigkeit des neu entwickelten Spannkraftberechnungsmodells bersteigt die der bisherigen Berechnungsans tze deutlich
270. tem entwickelt Dabei werden die Backeneinheiten worunter Grundbacken und eine auf gesetzte Aufsatzbacke zu verstehen sind schnell und mit gro er Wiederholgenauig keit versetzt oder ausgewechselt Bei Backenschnellwechselsystem ist 60 90 der Umr stzeiten einzusparen 102 Au erdem wird das neue Ausdrehen der Spannfl che nach einem Backenversatz oder wechsel vermieden Hinsichtlich der Energieeinsparung ist eine genaue Berechnung der Spannkraft auch von Bedeutung Nur etwa ein Drittel der eingesetzten Maschinenleistung ist f r die Zerspanung tats chlich verf gbar Immerhin ein Sechstel der eingesetzten Leistung geht durch Kraftspanneinrichtungen verloren Etwa 60 dieser Verluste sind durch eine Optimierung der Spannzeuge beeinflussbar 5 2 7 Spannkraftberechnung f r Backenfutter Nach VDI 3106 155 ist die Spannkraft Fsp als die arithmetische Summe der von den Backen radial auf das Werkst ck ausge bten Kr fte definiert Die Ausgangsspann kraft Fspo ist die vor Beginn der Arbeit bei stillstehendem Futter vorhandene Spann kraft F r eine sichere genaue und wirtschaftliche Drehbearbeitung ist es erforder lich die notwandige Ausgangsspannkraft in Abh ngigkeit der Prozesskr fte analy tisch zu berechnen Bild 2 24 Kr fte und Momente am Werkst ck 155 2 Stand der Erkenntnisse 43 W hrend der Drehbearbeitung ist das Werkst ck komplex wirkenden und zeitlich ver nderlichen Prozesskr ften ausgesetzt Bil
271. tgeschwindigkeiten zwischen 500 m min und 10 000 m min ist als HSC Bearbeitung definiert 20 68 118 Bei gleicher Hauptzeit liegen die wesentlichen Vorteile des HSC Drehens in der Re duzierung der Zerspankr fte und der Erh hung der Oberfl cheng te Unter diesen Gegebenheiten lassen sich auch verformungsempfindliche Werkst cke wirtschaftlich drehend bearbeiten 87 Die Drehbearbeitung von Gusseisenwerkstoffen mit hohen Geschwindigkeiten unter Verwendung von Schneidkeramiken gilt heute als Stand der Technik 13 67 Beim Feindrehen von Grauguss mit Schnittgeschwindigkeiten bis 4 400 m min konnten bei Verwendung von CBN als Schneidstoff ausreichende Standwege erzielt werden so dass die Fertigungskosten gegen ber der konventio nellen Bearbeitung um 12 verringert wurden 33 Die Leistungsf higkeit der modernen Schneidstoffe wird bei der Drehbearbeitung in vielen Anwendungsf llen nicht voll ausgesch pft Werkzeugmaschine Spannmittel und Werkst ckgeometrie erweisen sich oft als limitierende Faktoren 13 2 Stand der Erkenntnisse 23 2 2 Drehmaschinen f r die neuen Bearbeitungstechnologien Durch hohe Schnitt und Vorschubgeschwindigkeiten sowie hohe Bearbeitunggsleis tungen f hren die neuen Bearbeitungstechnologien wie Trocken Hart und HSC Berarbeitung zu hohen Anforderungen an die Wergzeugmaschinen Im Bereich der Drehbearbeitung ist das Feindrehen mit h heren Schnittgeschwindigkeiten neuer Entwicklungstrend 69 Durch die
272. tlichen Spannl nge verl uft sodass sich dann die Verschiebung des Kraftangriffspunktes wie folgt ergibt NR RE _ lp 1 2 FB lsp 222 8 2 a VE kano 7 27 Die analytische Berechnung der Verschiebung des Kraftangriffspunktes wurde durch 2D FEM Berechnungen Kapitel 7 3 1 1 validiert Die reduzierte differentielle Werk st cksteifigkeit K eawp wurde hierbei aus der mit Hilfe des 2D FEM Modells ermittelten reduzierten durchschnittlichen Werkst cksteifigkeit und dem in Bild 7 30 dargestell ten Werkst cksteifigkeitsverh ltnis ermittelt Ein Vergleich der nach FEM und der analytisch berechneten Ergebnisse zeigt eine sehr gute bereinstimmung Bild 7 34 5 8 FEM 5000 p mm O analytisch Nim we red wD 3 dsp 80 mm 3000 ze F pB 20 kN 2000 a 2 9 300 um m 1000 ed 1 10 mm 30 E Spannl nge Isp T 0 10 mm 30 z 4 2 Spannl nge lsp ka a F_ p 20 kN FEM D spB S um FB 20 kN analytisch 2 5 e F pg 50 kN FEM Ta z 2 0 0 F pB 50 kN analytisch gt 5 l Ma 30 mm 10 dsp 80 mm er Kred wp 7 4145 N um 1000 500 0 um m 1000 Zwischenwinkel 9 Bild 7 34 Vergleich der nach FEM und der analytisch berechneten Verschiebung des Kraftangriffspunktes 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 167 7 3 2 Theoretische Analyse 7 3 2 1 Reakti
273. triebesystem B Mittelebene der oberen und der unteren Backenf hrung C Verbindungsstelle der Aufsatzbacke zur Grundbacke E Spannstelle Spannfuttersteifigkeit Die radiale Spannfuttersteifigkeit und die Spannfutterkippsteifigkeit sind aus der radi alen Verlagerung wres und dem Kippwinkel asp cg der Grundbacke die in der Mittel ebene der oberen und unteren Backenf hrung ermittelt werden definiert Bild 5 6 k cB 5 5 Fog ha h Kunz _ spB sp koe 5 6 Asp GB Unter Annahme der Verformung als Starrk rperbewegung k nnen die aufgrund der Verformung der Futtereinheit bestehenden Steifigkeiten an der Spannstelle wie folgt berechnet werden F k Kn 6B sp ee 5 7 p eB Psp Pkes F 1 K 6Bsp 5 8 W GB Qsp GB hs ca 1 h Pega h h o k eB kkeB 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 73 Wen GB d Sp Aufsatzbacke Drehachse Bild 5 6 Verlagerung und Kippung der Grundbacke A B C D siehe Bild 5 5 Beim Spannfutter mit Kreuzversatz sind die Grundbacken gegen ber dem Futterk r per verstellbar so dass durch die Auskragl nge der Grundbacke aus dem Futterk r per die Spannfuttersteifigkeit beeinflusst wird Vereinfacht man die Grundbacke zu einem Kragarm mit einem Fl chentr gheitsmoment und einer Auskragl nge laus Bild 5 7 ergibt sich die radiale Verlagerung und der Kippwinkel unter Einwirkung einer radialen Kraft F nach
274. tung Bei der dynamischen Untersuchung erfolgte die ber hrungslose Messung der axialen Verlagerung des Werkst cks w hrend seiner Rotation mit einem laseroptischen Wegsensor von Typ optoNCDT 1800 10 der Fa Micro Epsilon Messtechnik GmbH amp Co KG Ortenburg 167 Die dynamischen Untersuchungen wurden wie folgt durch gef hrt e Messen der Spannkraft mit dem Spannkraftmesser beim Stillstand der Spin del e Einspannen des Werkst cks 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 175 e Schlichtbearbeitung des Werkst cks damit eine saubere Lauffl che f r die Dr ckrollen entsteht e Einstellen der axialen Position des Wegsensors durch Bewegen des Reit stocks e Rotieren der Spindel mit einer definierten Drehzahl e Andr cken der Rollen auf das Werkst ck und langsames Einleiten der Kipp kraft durch radiales Bewegen des Werkzeugrevolvers bis zum Beginn des Rutschens Der Verlauf der axialen Verlagerung des Werkst cks in Abh ngigkeit von der Kipp kraft ist beispielhaft in Bild 7 44 dargestellt Die wirksame Spannkraft bei der Rotati on der Spindel l sst sich nach dem in Kapitel 6 vorgestellten Berechnungsmodell des Spannkraftverlustes berechnen 200 Spannfutter F KST K BSW III 265 um Aufsatzbacke WB K III 250 2 gt Backenfl che geschruppt 50 Beginn des Rutschens Werkst ckstoff Ck 45 D S 100 el Werkst ckoberfl che geschlichtet ap d p 80 mm 5 2 i gt 5 5
275. ty and acceptance test specifications Genf ISO September 1991 Machine tools Jaw mountings on power chucks Genf ISO Juli 1991 Ermittlung der zul ssigen Drehzahl von Drehfut tern Backenfuttern D sseldorf VDI Verlag Juli 1983 Ermittlung der zul ssigen Drehzahl von Drehfut tern Backenfuttern D sseldorf VDI Verlag 1999 Handbuch Dasylab V3 M nchengladbach 1995 Kraftspannfutter Type ROTA NCW NCWF mit Backenriegel Montage und Betriebsanleitung Lauffen Neckar 1998 SCHUNK Spannbacken Katalog Lauffen Neckar 1998 Prospekt 9901150 M50 7 98 CNC Drehmaschine CT 40 Betriebsanleitung Bielefeld 1985 Kraftaufnehmer mit DMS Messsystem C9B Betriebsanleitung Darmstadt 1995 Induktiver Wegtaster W1T3 Betriebsanleitung Darmstadt 1995 Messverst rkersysteme MGC IGC mit AB22 Bedienungsanleitung Darmstadt 1995 Marc K6 2 Primer Palo Alto Marc Analysis Research Corporation 1995 Mentat II V2 3 User s Guide Palo Alto Marc Analysis Research Corporation 1996 Benutzerhandbuch Origin V6 Northampton 1999 10 Literaturverzeichnis 167 168 169 1170 171 172 173 174 175 176 177 178 179 180 181 182 Micro Epsilon Mess technik GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co KG Paul Forkardt GmbH amp Co
276. tzeinrichtungen aufgrund des stark erh hten Gefahrenpo tentials e g nstiger Sp nefall e geringe Unwuchten e schnelle Steuerungen e geringe Verlustleistung und e hohe Thermostabilit t 24 Komponente der Drehmaschine L sungsprinzipien Spindelantrieb Motorspindel Spindellagerung Pr zisionsw lzlager aus Stahl oder Keramik Hydrostatiklager Aerostatiklager Magnetlager Vorschubantrieb Kugelrollspindelantrieb Linearantrieb Anwendung der Leichtbauwerkstoffen F hrungen plan amp l ngs Gleitf hrung Linearw lzf hrung Hydrostatikf hrung Maschinenbett Grauguss Kugelgraphitguss oder Mineralguss gef llt mit Kernsand oder Beton oder durchflutetem Wasser Meehannieteguss Silikatbeton Polymerbeton Natur granit Sp neabfuhr Schr gbettanordnung vertikale Spindelanordnung Sp nef rderer Werkst ckspannsystem Backenfutter mit Fliehkraftausgleich Backenfutter mit leichten Aufsatzbacken aus CFK CFK Bandagenfutter Membranspannfutter Spannh lsenfutter Lamellen spannfutter Spannzangenfutter Schrumpffutter Sicherheitseinrichtung Fangeinrichtung Schutzkabine Steuerungssystem schnelle Steuerung Look ahead Funktion Kompensa tion K hlungssystem Spindelk hlung mit Wasser oder Luft lk hler K hlsystem Spindel St nder Revolver Auswuchtsystem Hydraulische Auswuchtsysteme Bild 2 8 Maschinenseitige L sungsprinzipien f r Feindrehen mit
277. uation der Grundbacke mit dem Spanngetriebe bei unterschiedliichem Spannabstand nicht ge ndert wird Die dennoch vorhandenen Abweichungen der Steifigkeiten ist auf die unterschiedlichen Eigenverformungen der Grundbacke und auf den nicht vollst ndig auszuschlie enden Einfluss des Kippens auf die gemessene radiale Steifigkeit zur ckzuf hren Um das analytische Beschrei bungsmodell der Spannfuttersteifigkeit zu vereinfachen kann der geringe Einfluss des Spannabstandes vernachl ssigt werden Somit k nnen die radiale Spannfutter steifigkeit kcg und die grundlegende Spannfutterkippsteifigkeit bei Null Auskragl nge 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 85 kkego als spannfutterspezifische konstante Parameter definiert werden Die in Tabelle 5 1 gegebenen Steifigkeitsparameter sind die Durchschnittwerte bei unter schiedenen Spannabst nden 400 m 2 2000 F KST H I 250 0 z A y F KST H III 160 25 REND 100 F KFL K I 250 0 0 F KFL K I 250 18 3 F KFL K BSW 1250 0 F KST K BSW III 265 0 Spannfuttersteifigkeiten F KFL K FLA I 250 0 F KFL K FLA I 160 11 F KFL K FLA Ill 165 12 4 Bann os o x x O O A 1 ee 0 20 30 mm 50 Spannabstand han Bild 5 17 Einfluss des Spannabstandes auf die Spannfuttersteifigkeiten Einfluss der radialen Position der Grundbacke beim Keilstangenfutter Die Spannfutterkippsteifigkeiten von Keilstang
278. ufgrund der unter schiedlichen Richtungen von Vorschub und Schnittbewegung beim Ausdrehen der Spannbacken und beim Drehen der Werkst ckoberfl che 155 Bei einem in wei chen Backen gespannten geschlichteten Werkst ck ist der axiale Spannbeiwert klei ner als der tangentiale Bild 7 7A Bei einem geschruppten Werkst ck sowie bei durch Schruppen ausgedrehten Spannbacken ist der axiale Spannbeiwert erheblich h her als der tangentiale Bild 7 7B Einfluss der H rte des Werkst cks Die Untersuchungsergebnisse von WARNECKE 126 zeigen einen angen hert linea ren Abfall des Spannbeiwertes mit steigender H rte des Werkst cks Beim Einspan nen eines weichen Werkst cks mit harten Backen und verzahnten Spannfl chen ist das Rutschen kein einfacher Reib und Verschlei vorgang sondern tendiert zu den Merkmalen eines blichen Zerspanvorganges Je weicher das Werkst ck ist desto mehr dringen die Z hne der Spannbacken in das Werkst ck ein so dass sich ein h herer Spannbeiwert ergibt Einfluss der Spannkraft Den Einfluss der Spannkraft auf den Spannbeiwert zeigt Bild 7 8 Beim Spannen mit weichen Backen im Passsitz hat die Spannkraft relativ geringen Einfluss auf den 150 Spannbeiwert was mit dem Amontonsschen Reibungsgesetz bereinstimmt Beim Spannen mit harten Backen besteht jedoch infolge der plastischen Verformungen der Werkst ckoberfl che ein Einfluss der Spannkraft bzw der Fl chenpressung Der Spannbeiwert steigt mit steig
279. ungsnachgiebigkeit Bild 5 48 Zur Erh hung der Gesamtneigungssteifigkeit ist es sinnvoll ungeteilte Spannbacken zu verwenden um damit die Verbindung zwischen Grundbacke und Aufsatzbacke zu vermeiden BEE Starrk rperbewegung der Grundbacke BEER Eigenverformung der Grundbacke Starrk rperbewegung der Aufsatzbacke Eigenverformung der Aufsatzbacke 12 9 7 91 56 4 Spannfutter F KST K BSW III 265 o 28 5 Aufsatzbacke WB K III 250 radiale Verlagerung Kippwinkel p A T a Bild 5 48 Prozentuale Anteile an der Gesamtverformung Der Spannabstand wirkt sich auf die Gesamtverformung durch die nderung des Hebelarms der Backenspannkraft aus Je gr er der Spannabstand ist desto gr er sind die Nachgiebigkeiten Im Gegensatz zum Keilstangenfutter bei dem die Auskragl nge der Grundbacken sich durch die nderung der gef hrten Backenl nge sowie der Biegung der Grund backe auf die Gesamtverformung auswirkt hat die Auskragl nge der Aufsatzbacke beim Keilfl chenfutter relativ geringe Auswirkungen auf die Grundbackenverformung Die nderung der Gesamtverformung ist haupts chlich auf die von der St tzl nge der Aufsatzbacke abh ngige Starrk rperkippung der Aufsatzbacke zur ckzuf hren Durch Vergleich der Starrk rperbewegungen der Grundbacken wird deutlich dass Keilfl chenfutter eine h here radiale Steifigkeit jedoch geringere Kippsteifigkeit als Keilstangenfutter haben 5
280. ungsschrauben M4 beeinflussen die Spannbackensteifigkeiten Der Spannfl chenmittelpunkt ist als Spannstelle definiert Zur Ermittlung der Eigenverformung von Aufsatzbacken wurden mit Hilfe der Finite Elemente Methode dreidimensionale Modelle mit verschiedenen Backengr en Ba ckentypen Befestigungsarten sowie Spanngeometrien aufgebaut Bild 5 24 Die ra diale Backenspannkraft Fsps wurde als Fl chelast in der Spannfl che angenommen Die Aufsatzbacken wurden in axialer Richtung an der Schraubenklemmfl che und der Kontaktfl che zur Grundbacken fixiert In radialer Richtung wurden die Aufsatz backen durch Kreuzversatz oder Spitzverzahnung mit den Grundbacken verbunden Zur Auswertung wurden die radialen Verlagerungen sowie die Kippungen der Spann fl che berechnet mit Kreuzversatz mit Spitzverzahnung Bild 5 24 3D FEM modelle der Aufsatzbacken 1 Aufsatzbacke 2 radiale Spannkr fte in der Spannfl che 3 Grundbacke 4 Verbindung zwischen Aufsatz und Grundbacke ber Kreuzversatz oder Spitzverzahnung 5 Festlegung der Aufsatzbacke in axialer Richtung 5 4 2 Versuchsstand zur Ermittlung der Spannbackensteifigkeit Zur experimentellen Ermittlung der Steifigkeiten der Aufsatzbacken wurde ein Ver suchsstand aufgebaut Bild 5 25 Die Befestigung der Aufsatzbacken erfolgte auf sehr steifen Spannbackenaufnahmen mit entsprechenden Schnittstellen mit Kreuz versatz bzw Spitzverzahnung Um die Untersuchungen mit
281. us drehdurchmesser weicher Backen dem Werkst ckdurchmesser Dadurch entsteht in der Kontaktzone kaum eine Plastifizierung des Werkst cks Ist der Werkst ckdurch messer gr er als der Ausdrehdurchmesser kommt es zum Kantensitz Nach den 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 151 Erkenntnissen von WEISSER 132 wird der Traganteil beim Kantensatz verringert und es kommt zu plastischen Verformungen in der Randzone des Werkst ckes Diese plastischen Verformungen sind g nstig f r die bertragung des Drehmomentes Ei gene Untersuchungen haben gezeigt dass der tangentiale Spannbeiwert beim Kan tensitz h her als der beim Passsitz und beim Sattelsitz ist Bild 7 11 F r eine siche re bertragung des Drehmomentes wurde von Spur 90 ein leichter Kantensitz emp fohlen Desweiteren ist ein leichter Kantensitz g nstig f r eine hohe Einspannsteifig keit 12 Ein Einfluss der Ber hrungsform auf den axialen Spannbeiwert ist nicht festzustellen Backe Werkst ck Passsitz Kantensitz Sattelsitz Bild 7 10 Ber hrungsformen zwischen Spannbacken und Werkst ck 90 oO N oO ZZ Hspt NN Hspa oO ui 671 Spannfutter F KST K BSW III 265 Aufsatzbacke WB K III 250 Backenfl che geschlichtet Werkst ckstoff Ck 45 Werkst ckoberfl che geschlichtet Fop 45kN Spannbeiwerte Kspt Mspa oO fe 2 dwg 80 mm lsp 30 mm 0 00 Sattelsitz Passsitz Kantensitz
282. us E 10 p Rh 0 experimentell m X berechnet 0 0 10 20 30 40 50 Spannabstand hsp Bild 5 43 Gesamtsteifigkeiten von Spannmitteln in Abh ngigkeit vom Spannabstand 5 Ermittlung der Steifigkeiten von Spannmitteln 103 100 Spannfutter F KFL K FLA I 250 j N um Aufsatzbacke WB S I 250 2 7 hsp 45 mm E F 60 E x 40 o experimentell Y berechnet 2 20 Spannfutter F KST K BSW III 265 2 Aufsatzbacke WB K III 250 c 0 h 40 mm D p 12 experimentell amp N um m berechnet n F Spannfutter F KST H IIl 160 E lt 6 Aufsatzbacke WB K III 160 2 ol h n 30 mm sp O 3 A experimentell 0 X berechnet 0 10 mm 30 Auskragl nge I us Bild 5 44 Gesamtsteifigkeiten von Spannmitteln in Abh ngigkeit von der radialen Position der Spannbacken 5 5 3 Verformungsanalyse der Spannmittel unter Spannkrafteinwirkung Erg nzend zu den Steifigkeitsuntersuchungen wurde eine Verformungsanalyse der Spannmittel durchgef hrt Dadurch kann der Anteil der im Kraftfluss liegenden Bau teile und F gestellen an der Gesamtverformung untersucht werden sowie konstrukti ve Ma nahmen zur Erh hung der Gesamtsteifigkeit definiert werden 127 Die an der Spannstelle infolge einer Spannkraft entstehenden Gesamtverformung setzt sich aus der Starrk rperbewegung der Grundbacke der Eigenverformung der Grundbacke der Starrk rperbewegung der Aufsatzback
283. utter und spannbackenspezifische Parameter wie Steifigkeiten Spannbeiwerte und Schwankungen der Spannwirkungsgrade sich vom Hersteller beim Kauf angeben zu lassen Die Werkst cksteifigkeiten k nnen nach dem Berech nungsansatz von WAGNER 123 sowie den mit Hilfe der FEM Berechnungen ermittel ten Steifigkeitsverh ltnissen berechnet werden Die Mindestspannkraft wird durch die numerische L sung der Gleichung 7 53 in Abh ngigkeit von der Spanngeometrie und den Prozesskr ften ermittelt Neben der Entwicklung dieses Berechnungspro gramms ist die Erstellung einer neuen VDI Richtlinie mit der die notwendige Aus gangsspannkraft oder die zul ssige Drehzahl praktisch und handhabbar in der Ar beitsvorbereitung berechnet werden kann durch Vereinfachung der in dieser Arbeit entwickelten analytischen Modelle zu erwarten Eine weitere Erh hung der Prozesssicherheit und der Wirtschaftlichkeit der Drehbe arbeitung f r h here Drehzahlen ist durch eine st ndige Prozess berwachung m g lich Daf r sind die Messungen der Zerspankr fte und der Spannkr fte w hrend der Bearbeitung notwendig Die erforderliche Spannkraft kann in Abh ngigkeit der Pro zesskr fte w hrend der Bearbeitung berechnet werden Die berwachungsmodule sollten hierbei in die Steuerung integriert werden 200 10 Literaturverzeichnis 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 ALTAN T FALLB HMER P ZEL T BAHRKE U
284. utterkonzept ist das CFK Bandagenfutter 38 66 94 Bild 2 22 Wie beim Keilfl chenfutter wird die axiale Bet tigung durch die Zugstange ber eine Keilfl che zwischen Keil und Spannbacke in eine radiale Bewegung der Spannbacken bersetzt Die Umlenkkl tze sind form und kraftschl ssig mit dem Fut tergrundk rper verbunden und werden durch eine geschlossene Dreieckbandage aus unidirektionalem CFK umspannt Ein Teil der Spann und Fliehkr fte von Spann backen wird so direkt ber die Bandage aufgenommen Zur Erh hung der Grenz drehzahl des Futters ist der Futterk rper am Umfang zus tzlich durch einen unidirek tionalen CFK Ring verst rkt Dieses CFK Bandagenspannfutter weist nur 20 30 2 Stand der Erkenntnisse 39 des Spannkraftverlustes konventioneller Spannfutter auf und ist f r Drehzahlen bis zu 15 000 min ausgelegt 94 Eine weitere Optimierung des Spannkraftverlaufs ist durch Ausgleichsgewichte auf der Bandageninnenseite zwischen den Umlenkkl tzen zu erreichen Diese dr ngen aufgrund der Fliehkr fte radial nach au en wodurch die Bandagen im Bereich der Umlenkkl tze radial nach innen dr cken Die axialen Spannsysteme Bild 2 23 sind geeignet f r Bearbeitung mit hohen Drehzahlen da die Spannkr fte durch die w hrend der Rotation auftretende Flieh kr fte kaum beeinflusst werden Beim Magnetfutter oder Vakuumfutter wird das Werkst ck magnetisch oder durch ein Vakuum auf der Futteroberfl che gespannt Beim sogena
285. wechselaufsatzbacken Bild 2 19 sind f r die Anwendung bei kleinen Los gr en zur Reduzierung der R stzeiten entwickelt worden 177 Eine weitere Son derspannbacke f r Reduzierung der R stzeiten ist die sogenannte spanndurchmes serflexible Spannbacke die sich in einem Spanndurchmesserbereich von 75 bis 150 mm automatisch an die Werkst ckoberfl che anpassen kann Durch Anwendung dieser flexiblen Spannbacken entf llt der zeit und kostenintensive Backentausch bzw die Spannfl chenanpassung bei nderung des Spanndurchmessers 2 38 Die erreichbaren Drehzahlen von Backenfuttern bei der Drehbearbeitung werden durch die an den Spannbacken wirksamen Fliehkr fte begrenzt Eine M glichkeit zur Reduzierung der Backenfliehkr fte besteht in der Senkung der Ausatzbackenmasse durch Optimierung der Aufsatzbackengeometrie oder durch Substitution des Stahl werkstoffs durch Werkstoffe mit geringen spezifischen Massen wie Aluminium oder Kohlenstofffaserverst rkten Kunststoff CFK 38 62 87 92 Bild 2 19 2 3 4 Spannsysteme f r hohe Drehzahlen Hohe Spindeldrehzahlen f hren zu erh hten Anforderungen an die Werkst ckspann systeme F r eine sichere Werkst ckspannung ist die am Werkst ck wirksame Spann kraft die zur Aufnahme der im Zerspanprozess auftretenden Prozesskr fte und ihrer Momente notwendig ist von entscheidender Bedeutung Bei allen Spannsystemen mit Au enspannung werden die verbleibenden Spannkr fte durch die mit dem Qua
286. zu Bild 7 13 Der gro e axiale Spannbeiwert beim geschruppten Werkst ck ist auf den Verzahnungseffekt zwischen weichen Backen und ringf rmiger Werkst ckoberfl che zur ckzuf hren Q N 87 Q 3 S kpt z 0 20 ZZA Hspa P A 0 15 Spannfutter F KST K BSW III 185 T Aufsatzbacke WB K III 160 1 g Backenfl che geschlichtet o 010 Werkst ckstoff Ck 45 Q Fas 34 kN 5 0 05 dsp 80 mm I7 30 mm EN R a feingeschlichtet geschlichtet geschruppt unbearbeitet Werkst ckoberfl che Bild 7 13 Einfluss der Werkst ckoberfl che auf den Spannbeiwert bei weichen Ba cken Zahlreiche Untersuchungen der Spannbeiwerte bei ausgedrehten weichen Backen wurden mit variierten Anwendungsparametern wie Spannfuttertyp Spannfuttergr Re Spannkraft Spanndurchmesser Spannl nge und Werkst ckoberfl che durchge f hrt In Bild 7 14 und Bild 7 15 sind die Streubereiche der gemessenen tangentia len und axialen Spannbeiwerte in Abh ngigkeit der Werkst ckoberfl che dargestellt Tendenziell ergibt sich ein gro er Spannbeiwert bei rauhem Werkst ck Die gro e Streuung der tangentialen Spannbeiwerte bei unbearbeiteten Werkst cken ist auf die nicht reproduzierbare Werkst ckoberfl che zur ckzuf hren 7 Ermittlung der Mindestspannkraft in Abh ngigkeit von den Prozesskr ften 153 2 gt 0 2 0 1 tangentialer Spannbeiwert Hspt 0 feingeschli

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