Hochleistungs-Flachschleifen

lIoc~eistmngs-F1achsc~eifen 

Technologie, Verfahrensplanung 

und wirtschaftlicher Einsatz 

Dr.-Ing. Taghi Tawakoli 

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CIP-Titelaufnahme der Deutschen Bibliothek 

Tawakoli, Taghi: 

Hochleistungs-Flachschleifen: Technologie, 

Verfahrensplanung und wirtschaftlicher Einsatz/Taghi 

Tawakoli. - Düsseldorf: VDI-Ver!., 1990 

Zug!.: Bremen, Univ., Diss., 1990 

ISBN 3-18-401062-7 

© VDI-Verlag GmbH, Düsseldorf 1990 

Alle Rechte, auch das des auszugsweisen Nachdruckes, der auszugsweisen oder 

vollständigen photomechanischen Wiedergabe (Photokopie, Mikrokopie) und das 

der Übersetzung, vorbehalten. . 

Printed 

in Germany 

ISBN 3-18-401062-7

Vorwort 

Nach den Erkenntnissen des konventionellen Schleifens ist das Hochleistungsschleifen 

schwer vorstellbar. Die Resultate bisheriger theoretischer 

und praktischer Untersuchungen zeigen, daß die Erhöhung einzelner 

Parameter, wie Schnittgeschwindigkeit, Zustellung oder bezogenes 

Zeitspanungsvolumen, steigende Schleiftemperatur bewirken, die zur 

Schädigung des zu schleifenden Werkstückes führen können. Beiin 

Hochleistungsschleifen werden die Schnittgeschwindigkeit, die Zustellung 

und das bezogene Zeitspanungsvolumen sehr hoch gewählt. Dennoch 

bleiben die Schleiftemperaturen niedriger als beim herkömmlichen 

Schleifen. 

Das zeigt, daß die bisherigen theoretischen und praktischen Erkenntnisse 

aus der konventionellen Schleif technik nicht für das 

Hochleistungsschleifen voll übernommen werden können. Auch die 

maschinellen und werkzeugbezogenen Voraussetzungen sind beim 

Hochleistungsschleifen anders als beim herkömmlichen Schleifen. 

Im folgenden werden die technologischen Voraussetzungen und die 

theoretischen Grundlagen für das Hochleistungsschleifen beschrieben und 

diskutiert. Auch der Einfluß der Stellgrößen und ihre Auswirkungen 

werden untersucht und dargestellt. In diesem Rahmen werden 

Anleitungen für die Anwendung dieses Verfahrens in der Praxis zur 

Verfügung gestellt. 

Die hierzu in diesem Buch aufgezeigten Verfahren und Darstellungen 

basieren auf Erfahrungen, die in einer Reihe von Industrie- und 

Forschungsprojekten gewonnen wurden. Die Veröffentlichung selbst 

entstand aus einer Dissertationsschrift, die an der Universität Bremen 

angenommen wurde. Für die Förderung dieser Arbeit danke ich 

insbesondere Herrn Prof. Dr.-Ing. G. Werner, dem ehemaligen Leiter des 

Fachgebietes Ferti ~ungsverfahren, Fachbereich Produktionstechnik. 

Bremen, im Frühling 1990 

Taghi Tawakoli

VII 

Inhaltsverzeichnis 

Seite 

Formelzeichenund 

Abkürzungen 

1. Einleitung 1 

2. Stand der Erkenntnisse 4 

2.1 Tiefschleifen als Einstieg in das Hochleistungsflachschleifen 4 

2.2 Technologische Voraussetzungen für die Verbindung des 

Tiefschleifens mit dem Hochgeschwindigkeitsschleifen 10 

2.3 Diskussion unterschiedlicher Hochleistungsflachschleifverfahren 13 

2.3.1 Tiefschleifen mit kontinuierlichem Abrichten (CD-Schleifen) 14 

2.3.2 Hochgeschwindigkeitsflachschleifen mit CBN -Schleifwerkzeugen 16 

2.3.3 Hochleistungs-Bandschleifen 21 

3. AufgabensteIlung und Zielsetzung 24 

4. Technologische Grundlagen und Voraussetzungen für das 

Hochleistungsflachschleifen 26 

4.1 Prozeßdefinition und Einstellgrößen 26 

4.2 Maschinelle Voraussetzungen 28 

4.3 Werkzeugbezogene Voraussetzungen 30 

4.4 Kühlschmierstoff-Zuführung 33 

4.4.1 Prozeßgerechte Zuführungssysteme 36 

4.4.2 Scheibenreinigung 38 

4.5 Konditionierung des ~chleifwerkzeuges beim Hochleistungsflachschleifen 

41 

4.5.1 Abrichten und Schärfen von Schleifscheiben 41 

4.5.2 Swing-Step-Profilierverfahren 44 

4.5.3 Touchieren von CBN -Schleifscheiben 47

VIII 

4.5.4 Schärfen von hochharten Schleifwerkzeugen 50 

4.6 Technologische Grundlagen zur Realisierung hoher 

Abtragsleistungen 53 

4.7 Analytische Bestimmung des werkzeugbezogenen Maximums 

des Zeitspanungsvolumens 66 

4.7.1 Der mittlere Spanraum als Grenzkriterium 68 

4.7.2 Die Schleifkörper- und Bindungsfestigkeit als Grenzkriterium 78 

4.8 Thermomechanische Prozeßbedingungen 84 

4.8.1 Theoretische Grundlagen und Berechnungsverfahren 86 

5. Beschreibung der Versuchseinrichtung für experimentelle 

Untersuchungen 91 

5.1 Hochleistungs-Flachschleifmaschine 91 

5.2 Meßeinrichtungen 94 

5.3 Einrichtung und Durchführung der Temperaturmessung 96 

6. Versuchsergebnisse 103 

6.1 Abhängigkeit der Spindelleistung von den Schleitbedingungen 103 

6.2 Abhängigkeit der Schleifkräfte von den Schleitbedingungen 107 

6.3 Abhängigkeit der Werkstückrauheit von den Schleitbedingungen 119 

6.4 Abhängigkeit des Verschleißes und des Schleifverhältnisses von 

den Schleitbedingungen 122 

6.5 Abhängigkeit der Temperatur von den Schleitbedingungen 126 

6.6 Abhängigkeit der Eigenspannungen von den Schleitbedingungen 131 

6.7 Einfluß der Schleifrichtung (Gleich- oder Gegenlauf) auf das 

Schleifergebnis 138 

6.8 Einfluß der Komgröße auf das Schleifergebnis 143 

7. Zusammenfassung 148 

8. Literatur 152

IX 

Formelzeichen und Abkürzungen 

A - Proportionalitätsfaktor 

At; mm' Kontaktfläche 

a, mrn Arbeitseingriff, Zustellung 

a... mrn Abrichtzustellung 

a m 2 /s Temperaturleitfähigkeit 

B - Bornitrid 

B b - Bindungsrückenfaktor 

bt; mm Kontaktschichtbreite 

b. mm Schleifscheibenbreite 

CI mm' auf die Einheitstiefe z = 1 mm bezogene statische 

Schneidendichte 

Ct; mm? Kornzahl pro Volumeneinheit 

Chi Ws/mm 3 Hochleistungsschleiffaktor 

dt; mm Korndurchmesser 

d. mm Schleifscheibendurchmesser 

d se mm äquivalenter Schleifscheibendurchmesser 

E' J/mm 3 spezifische Energie 

Ea - Eingriffsanfang 

Ee - Eingriffsende 

Fmax N Kornausbruchkraft 

F' Nimm bezogene Gesamtnormalkraftt 

n 

F' Nimm bezogene Gesamttangentialkraft 

t 

F" N/mm 2 flächen bezogene Gesamtschleifkraft 

ges 

F" Nrmrrf flächenbezogene Normalkraft 

n 

F" N/mm 2 flächenbezogene Tangentialkraft 

t 

f l - Spanraumreduzierungsfaktor

x 

G mm 3 /mm 3 

GE 

GL 

h w um 

heq um 

K % 

K l , K, - 

K, K" - 

K. 

K. 

K z 

L 

lk 

mrn 

1. mm 

N mom 

Nstal 

mm? 

n, n, min? 

n k 

n kl 

n sw 

p 

Pe 

Pges 

P L 

kW 

kW 

kW 

Pbr ' kW 

P'e kW/mm 3 

Q'.b rnrn 3 /(mm. s) 

Q 

W 

Schleifverhältnis 

Gegenlauf 

Gleichlauf 

Spanungsdicke 

äquivalente Spanungsdicke 

volumenbezogene Kornkonzentration 

Proportionalitätsfaktor 

Proportionalitätsfaktor 

Wärmeumwandlungsfaktor 

Schneidenformfaktor 

Kornüberstandseinflußfaktor 

dimensionslose Kontaktlängenkennzahl 

Kontaktlänge 

Schleiflänge 

momentane Schneidenzahl 

statische Schneidenzahl pro Flächeneinheit 

Schleifscheibendrehzahl 

Anzahl der Körner auf dem Schleifscheibenumfang 

Anzahl der Körner auf 1 mm Schleifscheibenbreite 

Schwenkzahl 

Exponent der Funktion Sstal(z) 

Spindelleistung 

Gesamtleistung 

Leerlaufleistung 

Bremsleistung 

spezifische Schleifleistung 

bezogenes Schärfzeitspanungsvolumen 

Wärmestrom ins Werkstück

XI 

Q'w mm 3 /(mm· s) bezogenes Zeitspanungsvolumen 

Q'wd mm 3 /(mm·s) bezogenes Abrichtvolumen 

Q'w151 mm 3 /(mm·s) bezogenes Zeitspanungsvolumen für Korn BI5I 

q - Exponent der Funktion N sta1 (z) 

q", - Längsstreckungskoeffizient der CBN-Körner 

qw W/mm ins Werkstück fließende Wärmemenge pro Zeit 

und Längeneinheit 

R. um arithmetischer Mittenrauhwert 

Ras um arithmetischer Mittenrauhwert der Schleifscheibe 

R, J.lrn Glättungstiefe 

R, um gemittelte Rauhtiefe 

R, um gemittelte Raubtiefe der Schleifscheibe 

r, mm Außenradius 

r, mm Ionenradius 

r, mm Rollenradius 

r, mm Schleifscheibenradius 

r, mm Schwenkradius 

TI - Temperaturmeßpunkt 1 

~ s Abrichtzeit 

t.a. s Zeit für das Abtragen der Kontaktschicht 

V bZ mm' Volumen des Kornüberstandes für ein Korn 

Vcu mm' Spanvolumen 

V k mm' Kornvolumen 

Vges mm' Gesamtvolumen einer Kornhälfte inel. des 

zugehörigen Spanraumes 

V'sd! mm'zmm bezogenes Kontaktschichtvolumen 

Vsp mm' Spanraumvolumen für ein Korn mit einern Komüberstand 

z = dJ2

XII 

v; mm 3 /mm bezogenes Spanraumvolumen 

V'Pb mm3 nicht zur Verfügung stehende Spanraum, wenn 

V'P.ges mm' 

Komüberstand 

z < dJ2 

Gesamtes Spanraumvolumen auf dem Umfang der 

Schleifscheibe 

v; mm' Spanvolumen auf dem Schleifscheibenumfang 

v; mm 3 /(mm. s) Grenz-Zeitspanvolumen 

v: mm' Komvolumen und das zugehörige Spanraumvolumen 

für ein Kom mit Komüberstand 

V c m/s Schnittgeschwindigkeit 

z < dJ2 

V cd m/s Schnittgeschwindigkeit beim Abrichten 

V R m/s Abrichtrollengeschwindigkeit 

v, mm/s Schwenkgeschwindigkeit der Abrichtrolle 

v w mm/s Werkstückgeschwindigkeit 

W m um od. mm Mittlere Maschenweite 

z mm Komüberstand 

Zl mm Komüberstandsdifferenz 

Zkrit mm Kritischer Komüberstand 

(X - Exponentialkoeffizient 

(Xe Grad Eingriffswinkel 

CXmax Grad 

maximaler Schwenkwinkel 

ßk: - Proportionalitätsfaktor 

ß u Grad Schneideneintrittswinkel beim Gegenlaufschleifen 

'Y Grad Spanwinkel 

'Y S-I Formänderungsgeschwindigkeit 

E - Schleifbarkeitskoeffizient 

~ - Exponentialkoeffizient 

7'J oe Randzonentemperatur

XIII 

f}o ·C Anfangstemperatur 

f}z ·C Temperatur unter der Randzone 

x W/(m·K) Wärmeleitfähigkeit 

Jl - Schnittkraftverhältnis 

1/ - Querdehnungszahl 

~ - Spanraumfiillungsgrad 

p kg/m' Dichte 

O'lmax N/mm 2 maximale Tangentialspannung 

w 8- 1 Winkelgeschwindigkeit

- 1 - 

1. Einleitung 

I 

Das Schleifen wurde bisher wegen seiner speziellen Eigenschaften, die 

sich durch hohe Präzision und hohe Werkstückoberflächenqualität bei der 

Bearbeitung von gehärteten Werkstoffen charakterisieren lassen, als Endbearbeitungsverfahren 

angewendet. Heute können gleiche Ergebnisse in 

.vielen Fällen dank moderner Maschinen und hochharter Schneidstoffe wie 

PKB (poiykristallines Bornitrid) und PKD (polykristalliner Diamant) auch 

durch Bearbeitungsverfahren, wie Drehen, Fräsen, Schaben usw., erreicht 

werden. Wenn vergleichbare Bauteilqualitäten durch unterschiedliche 

Verfahren zu erreichen sind, wird die Auswahl des Bearbeitungsverfahrens 

durch Wirtschaftlichkeitskriterien bestimmt. 

Die auf dem Gebiet des Schleifens in den letzten Jahren stattgefundene 

Entwicklung zeigt, daß die vor ca. 15 Jahren in den USA durchgeführte 

futurologische Studie über die Entwicklung im Bereich der Schleiftechnik 

richtig ist [1]. Die Prognose hat für dieses spezielle Gebiet der Fertigungstechnik 

bis zum Jahre 2000 entscheidende Entwicklungen vorausgesehen. 

Das Hochleistungsschleifen mit CBN-Schleifwerkzeugen ist hierfür 

ein Beweis. 

Diese Schleiftechnologie, die aus einer Kombination der Verfahrensvarianten 

Hochgeschwindigkeits- und Tiefschleifen entstanden ist, läßt sich 

durch hohe Abtragsleistungen und Bearbeitungsgüten charakterisieren. 

Das Tiefschleifen zeichnet sich im Vergleich zum konventionellen Pendelschleifen 

durch eine bessere Oberflächengüte, geringere Temperaturbeeinflussung 

der Werkstück-Randschicht. höhere Druckeigenspannungen, 

günstigeres dynamisches Bauteilverhalten sowie geringeren Werkzeugverschleiß 

aus [2-7]. Allgemein ermöglicht das Tiefschleifen die wirtschaftliche 

Herstellung von Profilen, die meistens in einem Arbeitsgang gefertigt 

werden können. Das Tiefschleifverfahren wird mit geringen Schnittgeschwindigkeiten, 

wie sie beim Pendelschleifen üblich sind, durchgeführt. 

Der Einfluß erhöhter Schnittgeschwindigkeit beim Schleifen auf den Prozeßablauf 

und das Arbeitsergebnis wurde durch zahlreiche Untersuchungen 

erforscht. Die Abnahme der Schleifkräfte und Oberflächenrauheits-

-2 - 

werte sind die wichtigsten Vorteile, die durch die Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit 

hervorgerufen werden [8-11]. Als Nachteil der erhöhten 

Schnittgeschwindigkeiten sind die steigenden Oberflächentemperaturen 

(für die untersuchten Schnittgeschwindigkeiten Vc < 80 rn/s) und die 

größer werdenden Gefahren durch Werkzeugbruch zu nennen. Neuere 

Entwicklungen auf dem Gebiet der Schleifmaschinen und Schleifwerkzeuge 

sind jedoch durch einen Trend zu höheren Schnittgeschwindigkeiten 

gekennzeichnet. 

Die Anwendung des Tiefschleifverfahrens bei hohen Schnittgeschwindigkeiten 

erscheint rückblickend als eine logische und konsequente Entwicklung 

.zur Steigerung der Effizienz des Schleifverfahrens. Mit dieser 

Verfahrenskombination können Abtragsraten erzielt werden, die über das 

Hundertfache höher liegen, als beim konventionellen Pendelschleifen. 

Die wesentlichsten Merkmale des Hochleistungsschleifens lassen sich 

durch hohe Zustellungen, hohe Vorschubgeschwindigkeiten und daraus 

resultierend hohe bezogene Zeitspanungsvolumina sowie durch hohe 

Schnittgeschwindigkeiten charakterisieren. Die mit diesem Verfahren 

verbundene Leistungssteigerung konnte erst mit der Bereitstellung entsprechend 

konzipierter Schleifmaschinen und von CBN-Schleifwerkzeugen, 

die Schnittgeschwindigkeiten über v, = 125 mls zulassen, realisiert 

werden. 

Das Hochleistungsschleifen führt aber nicht nur zu einer Produktivitätssteigerung 

durch verkürzte Fertigungszeiten, sondern auch zu einer Verfahrensverbesserung, 

und zwar hinsichtlich des Werkzeugverschleißes, des 

spezifischen Energiebedarfs und der Werkstückoberflächengüte. Voraussetzung 

hierzu sind dem Hochleistungsprozeß angepaßte Schleifmaschinen, 

Werkzeuge, Steuerungen undHilfseinrichtungen (Kühlschmierung, Scheibenreinigung, 

Auswucht- und Abrichtsysteme). Trotz seiner grundsätzlichen 

Vorzüge hat das Hochleistungsschleifverfahren in der Praxis 

bislang noch keinen breiten Einsatz gefunden. Als Ursache hierfür kann 

das allgemein bestehende Informationsdefizit über die Auslegung, Überwachung 

und Steuerung dieser relativ neuen Technologie angesehen werden.

- 3 - 

Ziel dieser Arbeit ist, dieses Defizit abzubauen und arn Beispiel des 

Flacheinstechschleifens die maschinellen und technologischen Voraussetzungen 

zum Hochleistungsschleifen zu beschreiben. Im Hinblick auf 

hohe Abtragsleistungen soll der Einfluß der Schleif- und Abrichtbedingungen 

auf die Prozeß- und Ergebnisgrößen in praktischen Untersuchungen 

aufgezeigt werden. Darüber hinaus sollen Einsatzempfehlungen für 

den Anwender sowie Vorschläge zu einer verbesserten Maschinenkonstruktion 

und für verbesserte Schleifwerkzeuge für die Hersteller abgeleitet 

werden.

-4 - 

2. Stand der Erkenntnisse 

2.1 Tiefschleifen als Einstieg in das Hochleistungsflachschleifen 

Mit fortschreitender Entwicklung des Tiefschleifens und Ausweitung der 

Einsatzbereiche können heute zum Teil konventionelle Bearbeitungsverfahren, 

wie das Formfräsen und Drehen, substituiert werden [6,7,12]. 

Es dauerte lange Zeit, bis nach Einführung des Verfahrens in die 

industrielle Fertigung das Tiefschleifen allgemeine Akzeptanz gefunden 

hatte. Größere Kontaktlängen, höhere Gesamtenergieumsetzung und höhere 

Schleifkräfte führten zu der weit verbreiteten Ansicht, daß durch das 

Tiefschleifen thermische Schädigungen der Werkstückoberfläche und 

-randzone auftreten können [2-3]. 

Durch wissenschaftliche Untersuchungen konnten die technologischen 

Zusammenhänge aufgezeigt und damit die Vorzüge des Tiefschleifens 

gegenüber dem konventionellen Pendelschleifen erklärt werden. Insbesondere 

die wichtige Erkenntnis, daß die neu erzeugte Oberfläche beim 

Tiefschleifen während des Abtragsprozesses einer deutlich geringeren 

thermischen Beanspruchung ausgesetzt ist, als dies beim Pendelschleifen 

der Fall ist, förderte eine breite Anwendung des Tiefschleifverfahrens 

[4-7]. 

Die Erforschung des Tiefschleifens im Bereich erhöhter Abtragsraten 

erfolgte erst mit der Einführung neuartiger Maschinen und Schleifwerkzeuge 

und den damit im Zusammenhang stehenden höheren Umfangsgeschwindigkeiten 

der Schleifwerkzeuge. Mit den hierbei gewonnenen 

Erkenntnissen wurde es möglich, daß heute für die Durchführung teilautomatisierter 

Arbeitsvorgänge leistungsfähige Maschinen mit moderner 

CNC-Steuerung eingesetzt werden. 

Die Weiterentwicklung des Tiefschleifverfahrens zu größerem Zeitspanungsvolumen 

führte zu der Bezeichnung Hochleistungsschleifen. Die für 

das Hochleistungs-Tiefschleifen eingesetzten Maschinen weisen eine hohe 

Spindelleistung auf und sind mit einer stufenlosen Drehzahlregelung 

ausgestattet. Bei Schnittgeschwindigkeiten von über 100 rn/s müssen spe-

- 5 - 

zielle Schleifscheiben verwendet werden. Nur wenige Korundschleifscheiben 

können bei Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten bis zu 125 rn/s 

eingesetzt werden. Die Entwicklung neuer Komwerkstoffe, wie CBN 

(kubisches Bomitrid), haben zu einem entscheidenden Fortschritt auf dem 

Gebiet des modernen Hochleistungsschleifens geführt. Mit den CBN- 

Komwerkstoffen sind bei spezieller konstruktiver Gestaltung der Schleifscheiben 

(z.B. metallische Bindung) sehr hohe Schnittgeschwindigkeiten 

(v c > 100 m/s) möglich. 

Um hohe Abtragsraten zu erreichen wird beim Hochleistungsschleifen mit 

wesentlich höheren Prozeßeinstellwerten gearbeitet als bei konventionellen 

Schleifverfahren. Dabei führt z. B. die Vergrößerung der Zustellung 

und des bezogenen Zeitspanungsvolumens zu einem Temperaturanstieg 

in der Kontaktzone zwischen Werkstück und Werkzeug [8-10,13]. Eine 

hohe Kontaktzonentemperatur ist jedoch keineswegs gleichzusetzen mit 

einer hohen Temperatur in der neu erzeugten Werkstückoberfläche. In der 

Unkenntnis hierüber liegt begründet, weshalb viele potentielle Anwender 

von dem Einsatz des Hochleistungsschleifens zurückschrecken. Die Auswirkungen 

der erhöhten Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit sind seit 

über 50 Jahren bekannt [11]: geringere Schleifkräfte und geringerer 

Werkzeugverschleiß sowie höhere Oberflächenqualität, die auf kleinere 

Spanungsquerschnitte zurückzuführen sind [14,15]. Außerdem nimmt mit 

steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit die Temperatur in der 

Kontaktzone zwischen Schleifscheibe und Werkstück zu. 

Im Bild 2.1 ist die Werkstück-Randzonentemperatur in Abhängigkeit von 

der Schleüscheibenumfangsgeschwindigkeit V c dargestellt. Zu hohe Temperaturen 

in der Werkstückrandzone sind wegen der zu erwartenden 

Werkstückschädigungen unerwünscht. Wenn die Steigerung der Schnittgeschwindigkeit 

zu erhöhten Temperaturen sowohl in der Kontaktzone als 

auch in der Randzone führt, wie dies in zahlreichen Arbeiten ermittelt 

wurde [8-10,13,14], so ist die Steigerung der Schnittgeschwindigkeit nur 

bis zu dem Grenzwert zulässig, bei dem noch keine Werkstückschädigungen 

auftreten. 

Die Zustellung Cl" hat neben ihren Auswirkungen auf die Kontaktlänge, 

die mittlere Spanungsdicke, die kinematische Schneidenzahl, die Schleifkräfte 

und die Oberflächengüte ebenfalls Einfluß auf die Temperatur in

-6 - 

1200 I I I 

Schiel fschelbe 

Werks tücks toff 

-c bez. Ze I tscanunssvo lumen 

Zustellung 

Werkstückgeschw ind igke It 

Sch le Ifsche Ibendurchmesser 

0;:, 800 + Kühlschmlerstoffdruck 

L 

Lage des Meßpunktes 

.3 

e 

Cl) 

EK 100 P Ba 

e 15 N 

Q~ = 10 mm 3 /(mm s) 

a e 

= 0,1 mm 

V w 

= 100 mm/s 

d s 

= 500 mm 

Ps = 12 bar 

z = 0,1 mm 

./ 

Q 

E 

,"; 

'"E 

~ 400 I l/'I ---= .- 

I 

/.- r::------- 

I~I 

....~~ 

-- 

Schleiföl 

o I I I I 

30 60 m/s 

90 

Schni ttsescbxtndtcket t V c 

Bild 2.1: 

Werkstück-Randzonentemperaturin Abhängigkeit von der 

Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit [8] 

der Kontaktzone [4-10,13-15]. Das ist darauf zurückzuführen, daß bei 

konstanterVorschubgeschwindigkeit und konstanter Schnittgeschwindigkeit, 

das bezogene Zeitspanungsvolumen Q' w mit !le ansteigt. Dabei erfolgt 

ein größerer Energieumsatz, der zu einer höheren Kontaktzonen- 

Temperaturen führt. Wird das bezogene Zeitspanungsvolumen dadurch 

konstant gehalten, daß bei steigender Zustellung die Werkstückgeschwindigkeit 

entsprechend reduziert wird, nimmt die Randzonentemperatur 

zu und erreicht bei einer bestimmten Zustellung ihren Maximalwert. 

Bei einem weiteren Anstieg der Zustellung nimmt die Temperatur 

wieder ab [4-6]. 

Im Bild 2.2 ist der Verlauf der maximalen Temperaturin der neuerzeugten 

Oberfläche in Abhängigkeit von der Zustellung bei konstantem 

bezogenen Zeitspanungsvolumen dargestellt. Der linke Bereich des Bildes 

ist charakteristischfür das Pendelschleifen. Die Werkstück-Randzonen

l- 

I 

i 

50.000 

oe 

x 

cc 

o;:.E 10.000 

L 

.3 

~

- 8 - 

spanungsvolumen (Q' w = a, . v w ), der Trend ansteigender Oberflächentemperatur 

umkehrt. Somit sinkt im Bereich des Tiefschleifens (rechter 

Bildteil) die Werkstückflächen- Temperatur bei steigender Zustellung. 

Die Gründe für den ansteigenden Temperaturverlauf beim Pendelschleifen 

und für den abfallenden Temperaturverlauf beim Tiefschleifen sind die 

Kontaktbedingungen zwischen Schleifwerkzeug und Werkstück. Diese 

sind bei den genannten Schleifverfahren grundverschieden. Beim Tiefschleifen 

beträgt die Kontaktlänge 20 bis 60 mm. Die zugeordneten 

800 

°C 

0:::,"'" 

~ ::J 

+-' 

ro~Q) 

0- 

E 

Q) 

+-' 

c 

Cl) 

c 

0 

N 

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c 

0 

"'" 

600 

400 

200 

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"- 

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I ,..... 

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• ~,", • 

Q' - 

~ ~= 4 mm 3 /(mm·s) 

W - 2 mm3/(mm·s) 

S'hl"f"h',"""'f EK 60 , 6 K, • 

bez. Zerspanungs angsgeSChWlndlgk 100 Cr 6 

Kuhlschml erstaff volumen elt .: v v~ W = 45 500 m/s mm 3 /mm 

. Emulsion 3 % 

o 15 30 45 60 mim in 75 

Werkstückumfangsgeschwindigkeit 

V w 

Bild 2.3: Sinkende Kontaktzonentemperatur bei steigender Werkstückgeschwindigkeit 

für verschiedene bezogene Zeitspanungsvolumina 

[9]

-9 - 

Werkstückgeschwindigkeiten sind kleiner als 10 mm/s. Beim Pendelschleifen 

ist die Kontaktlänge 0,2 bis 2 mm und die Werkstückgeschwindigkeit 

50 - 500 mm/s. 

Dabei ist die Wärmeeinwirkzeit beim Tiefschleifen 250 bis 1.000mal 

länger als beim Pendelschleifen. Gleichzeitig ist aber der Wärmefluß pro 

Oberflächeneinheit stark verringert, so daß beim Tiefschleifen zwar eine 

größere Gesamtwärmemenge in die Werkstück-Oberflächeneinheit einfließt, 

allerdings in einem viel längeren Zeitraum. Dieses bewirkt eine 

geringere Randzonentemperatur [4]. 

Eine Erhöhung der Werkstückgeschwindigkeit bei sonst konstanten Einstellgrößen 

mindert die Temperatur in der neuerzeugten Werkstückoberfläche 

[9,11,13,15]. Bild 2.3 gibt den Einfluß der Werkstückgeschwindigkeit 

und des bezogenen Zeitspanungsvolumens auf die Oberflächentemperatur 

beim Rundschleifen wieder [9]. Die Temperatur wurde mittels 

Mantelthermoelementen beim Schleifen von Kugellagerstahl 100 Cr 6, 

sehr nah an der neuerzeugten Werkstückoberfläche, gemessen. Wenn Q'w 

konstant gehalten wird, bewirkt die Erhöhung von V w ein Abnehmen der 

Temperatur. Eine Steigerung der Werkstückumfangsgeschwindigkeit von 

15 auf 60 m/min führt je nach Q'w zu einer Reduzierung der Temperatur 

um etwa 200 -;-300°C. Mit steigendem bezogenen Zeitspanungsvolumen 

bzw. mit größerer Zustellung nimmt bei konstanter Werkstückumfangsgeschwindigkeit 

die Temperatur zu. Für das Flachschleifen liegen ähnliche 

Ergebnisse vor [11,13]. 

Die Vorzüge der niedrigen Werkstückoberflächentemperatur bei erhöhter 

Weikstückgeschwindigkeit kann beim Tiefschleifen nicht voll ausgenutzt 

werden, weil die Werkstückgeschwindigkeit prozeßbedingt niedrig bleiben 

muß. Nur für das Hochleistungsschleifen kann eine hohe Werkstückgeschwindigkeit 

mit dem Vorteil niedriger Werkstückoberflächentemperatur 

voll genutzt werden. 

Zu den Vorgängen beim Hochleistungsschleifen wurden von Gühring 

erste theoretische Ansätze erarbeitet [11]. Durch die Entwicklung und 

Produktion von Hochleistungs-/Hochgeschwindigkeits-Schleifmaschinen 

fanden diese theoretischen Überlegungen ihre praktische Umsetzung [13].

- 10 - 

2.2 Technologische Voraussetzungen für die Verbindung des 

Tiefschleifens mit dem Hochgeschwindigkeitsschleifen 

Ähnlich der früheren Auffassung, daß beim Tiefschleifen die höhere 

Zustellung eine negative Werkstückrandzonenbeeinflussung zur Folge 

hätte, wurde dies auch hinsichtlich der hohen Schnittgeschwindigkeit 

beim Hochgeschwindigkeitsschleifen angenommen. Dies ist mit ein 

Grund, warum die Kombination der beiden Schleifverfahren sowie ihr 

praktischer Einsatz sich verzögerten. 

Wemer [16] hat mit seinem Kraft- und Temperaturmodell die Möglichkeiteiner 

Verbindung des Tief- und Hochgeschwindigkeitsschleifens, die 

zum Hochleistungsschleifen führt, analytisch aufgezeichnet. Danach ergeben 

sich folgende thermische und mechanische Belastungen an der 

Randzone der Werkstückoberfläche. 

a) Thermisch bedingte Belastungen der Werkstückoberfläche 

Die maximale Temperatur in einem Punkt nahe der neuerzeugten Werkstückoberfläche 

läßt sich für große Zustellungen (a, ~ 0,8 mm) und 

relativ kleinen Werkstückgeschwindigkeiten (v w ~ 20 mm/s) mit folgender 

Funktion berechnen: 

Tmax = (> a) = K T . (Cl)' . (v c )2-2t . (Q~)2t-l-a . 

E 

(a e 

)1/2-t-a/2 . (d s 

)1/2-t+a/2 

(2.1) 

Für den Fall guter thermischer Schleifbarkeit können für die drei Exponentialkoeffizienten 

dieser Beziehung folgende Werte angenommen 

werden: 

E = 0,9 

Dieser analytisch definierte Koeffizient berücksichtigt das 

Verhältnis der Verformungsenergie zur Reibenergie bei 

der Spanbildung in bezug auf die Wärmeentwicklung. Bei 

geringer Reibenergie nimmt E Werte nahe 1,0 an, bei 

hohem Reibenergieanteil ergeben sich s-Werte nahe 0,5.

- 11 - 

1 = 0,1: Dieser ebenfalls analytisch definierte Koeffizient berücksichtigt 

den Einfluß der Schneidenverteilung (Anzahl und 

Form) auf die Wärmeentwicklung. Unter den Bedingungen 

guter thermischer Schleifbarkeit, d. h. geringer Reibenergieanteil, 

nimmt I-Werte nahe ° an. Bei schlechter 

Schleifbarkeit, d. h. hoher Reibenergieanteil, gelten 

'-Werte im Bereich 0,5 bis 1,0, je nach Schneidenformausbildung. 

a = 0,6-1,0: 

Dieser empirisch bestimmte Koeffizient berücksichtigt die 

Energiemenge, die in Form von Wärme mit den Spänen 

aus der Kontaktzone herausgeführt wird. Er hängt von 

den thermomechanischen Eigenschaften des Werkstoffes 

ab und wirkt sich bei einem niedrigeren Reibenergieanteil 

relativ stark aus. Darüber hinaus ist er abhängig von den 

Prozeßparametem a., vwund d•. 

für die Werkstückoberflä- 

Somit erhält man folgende Größengleichung 

chentemperatur beim Hochleistungsschleifen: 

Tmax = K T . (Cd°,1 . (v c 

)O,2 . (Q~)+O,2bis-O,2. 

0,9 (~2) 

(a tO,7bis-O,9 . e 

(d )+O,lbis-O,l 

s 

Hieraus lassen sich nachstehende Schlußfolgerungen 

ziehen: 

1. Mit wachsender Zustellung a, und proportional reduzierter Werkstückgeschwindigkeit 

Vw(bei sonst konstanten Werten für Cl' v., 

Q'w und d.) sinkt die Werkstückoberflächentemperatur beträchtlich 

ab. 

2. Mit zunehmendem bezogenen Zeitspanungsvolumen Q' we hervorgerufen 

durch eine höhere Werkstückgeschwindigkeit v; (bei 

sonst konstanten Werten für Cl' v; a, und d.), kann die 

Temperatur leicht ansteigen oder leicht abfallen, je nach 

Effizienz des Wärmeabtransportes durch die Späne.

- 12 - 

3. Mit zunehmender Schnittgeschwindigkeit v; (bei sonst konstanten 

Parametern) nimmt die Temperatur in einem nur sehr geringen 

Maße zu. 

Unter Berücksichtigung der angeführten Maßnahmen der Steigerung von 

Q'w und v; können die beiden Parameter (bei guter Schleifbarkeit) in 

optimaler Weise miteinander kombiniert werden. Diese Aussage wurde 

von Wemer [17] unter der Annahme getroffen, daß die Werkstückoberflächentemperatur 

mit zunehmender Schnittgeschwindigkeit stetig 

ansteigen würde. 

Neuere Erkenntnisse, die in dieser Arbeit dargestellt werden, zeigen, daß 

die Werkstückoberflächentemperatur mit steigender Schnittgeschwindigkeit 

nicht stetig ansteigt. Vielmehr sinkt ab einem bestimmten Betrag bei 

weiterer Zunahme der Schnittgeschwindigkeit die Werkstückoberflächen- 

Temperatur. 

b) Mechanisch bedingte Belastung der Werkstückoberfläche 

Die Abhängigkeit der bezogenen Gesamtschleifkraft pro Schleifbreiteneinheit 

läßt sich lt. Werner [16] durch folgende Beziehung darstellen: 

p' = Kn . (Cl)" (Q~)2€-1 . (a e . ds)l-€ 

E 

V c 

(2.3) 

e = 0,9 und T = 0,1 (gute 

Mit den gleichen Exponentialkoeffizienten 

thermische Schleifbarkeit) ergibt sich hieraus die folgende Größengleichung 

für die bezogene Gesamtschleifkraft beim Hochleistungsschleifen: 

F ' = Kn . (CdO,1 . (Q~)O,8 . (a e . ds)O,l 

0,9 Vc 

(2.4) 

Hieraus lassen sich folgende Schlüsse für das Hochleistungsschleifen 

ableiten: 

1. Mit zunehmender Zustellung a, und proportional reduzierter

- 13 - 

Werkstückgeschwindigkeit v; steigt die Gesamtschleifkraft in 

geringem Umfang an. 

2. Mit zunehmendem bezogenen Zeitspanungsvolumen Q'w' bewirkt 

durch eine höhere Werkstückgeschwindigkeit v w ' steigt die 

Schnittkraft an. 

3. Mit zunehmender Schnittgeschwindigkeit v; fallt die Schnittkraft 

deutlich ab. 

Der Abfall der Gesamtschnittkraft mit zunehmendem v; ist in seiner 

Tendenz ebenso stark ausgeprägt wie die Zunahme der Gesamtschnittkraft 

mit größerem Q'W' Dies bedeutet, daß die gleichzeitige Steigerung des 

bezogenen Zeitspanungsvolumens und der Schnittgeschwindigkeit im 

Hinblick auf eine geringe bezogene Gesamtschleifkraft vorteilhaft ist. 

Aus den beschriebenen Zusammenhänge läßt sich die Aussage ableiten, 

daß sich die thermischen und mechanischen Belastungen der Werkstückoberfläche 

beim Hochleistungsschleifen in Grenzen halten. Daher muß 

eine Verknüpfung des Tief- und Hochgeschwindigkeitsschleifens möglich 

sein [17]. 

2.3 Diskussion unterschiedlicher Hochleistungsflachschleifverfahren 

Folgende Schleifverfahren können als Vorläufer des Hochleistungsschleifens 

betrachtet werden: 

Tiefschleifen mit kontinuierlichem Abrichten (CD-Schleifen), 

Hochgeschwindigkeitsschleifen mit CBN -Schleifscheiben, 

Hochleistungsbandschleifen. 

Nachstehend werden deshalb die Schleifverfahren etwas ausführlicher 

behandelt.

- 14 - 

2.3.1 Tiefschleifen mit kontinuierlichem Abrichten (CD-Schleifen) 

Das Schleifen mit während des Schleifprozesses kontinuierlich abgerichteten 

Schleifscheiben (~ontinuous wessing, kurz CD-Schleifen genannt) 

stellt ein Hochleistungsschleifverfahren dar, das sich in der Praxis bereits 

gut bewährt hat. 

Bild 2.4 zeigt das Prinzip des CD-Schleifens. Der Abrichtbetrag, um den 

sich der Schleifscheibendurchmesser reduziert, wird kontinuierlich durch 

eine geeignete Zustelleinrichtung von der Maschine kompensiert. Dadurch 

ist eine genaue Bearbeitung von Flächen und Profilen möglich. Bei 

diesem Verfahren stehen für den Zerspanprozeß immer scharfe Schneidkörner 

zur Verfügung. Der Abrichtbetrag muß dabei immer größer als der 

Schleifscheibenverschleiß sein. Das CD-Schleifen wird meistens für die 

Bearbeitung von schwer zerspanbaren Werkstoffen eingesetzt. Ein 

typisches Einsatzgebiet ist das Schleifen von Turbinenschaufeln aus hochwarmfesten 

Werkstoffen [17,18]. Der Hauptvorteil des CD-Verfahrens 

liegt in der stark reduzierten Fertigungszeit, die aufgrund des höheren 

bezogenen Zeitspanungsvolumen erreichbar ist [19]. 

2A 

A 

Bild 2.4: Prinzip des CD-Schleifens [18]

- 15 - 

Das ständige Abrichten der Schleifscheibe beim CD-ScWeifen garantiert 

eine gute Profilhaltigkeit des Schleifwerkzeuges. Dadurch können Formfehler 

stark vermindert werden. Als weiterer Vorteil dieses Verfahrens 

kann ein geringerer Energiebedarf genannt werden. Im Bild 2.5 sind die 

notwendigen spezifischen Energien beim Schleifen mit und ohne 

kontinuierlichem Abrichten gegenübergestellt [20]. 

Die größere spezifische Energie beim konventionellen Schleifen entsteht 

durch Abstumpfen der Körner während des Zerspanprozesses. Die abgeflachten, 

unscharfen Körner haben größere Flächen und führen zu steigender 

Reibung beim Schleifen, was wiederum eine Erhöhung der 

Temperatur in der Kontaktzone zur Folge hat. 

'. 

w 

 

600 

Schlei fschelbe ; HA 60/80 F P2 V 

; 

J/mm Herkstoff ; C 1032 NIckelbasisleg. 

Zustellung ; a e 

= q ·mm 

500 Herkstückgecshw I ndi gke I t ; V w 

= 23 mm/mln 

Schleifschelbenumfangsgeschw. ; V c 

= 30 m/s 

~OO 

~ 

 

.'5 300 

N 

 

0. 

(/) 

200 

100 

-: ""./ 

~./ 

•..•....• 

./ 

/ 

'" 

.. 

.-- 

---. .- 

~ Konventionelles TIefschlelfen 

._--"'- -"---"- ~", "--- ,.... 

'" .. .. '" 

CD - Schleifen, 

Abil chtzuste 11uns red = O. 32 ~m/U 

o 50 100 

150 200 mm3/mm 250 

bez . Zerspanungsvolumen V~ 

Bild 2.5: Gegenüberstellung des spezifischen Energiebedarfs für das 

CD-Schleifen und das konventionelle Schleifen [nach 20]

- 16 - 

Das CD-Schleifen wird meist zur Bearbeitung von Profilbauteile im Tiefschleifverfahren 

eingesetzt. Das am häufigsten eingesetzte Abrichtwerkzeug 

ist die Diamantrolle [2,4]. Die Zustellung des Abrichtwerkzeuges 

beträgt meist 0,2 + 2 um pro Schleifscheibenumdrehung [18]. Die Festlegung 

der optimalen Werte für die Abrichtzustellung ist abhängig von 

der geforderten Oberflächengüte, dem Werkstoff, der Scheibenspezifikation, 

der Zustellung und dem bezogenen Zeitspanungsvolumen. Höhere 

Abtragsraten werden durch eine größere Abrichtzustellung, die eine 

rauhere und damit "schärfere" Scheibentopographie erzeugt, erreicht. 

Dabei muß allerdings eine höhere Werkstückrauheit in Kauf genommen 

werden. 

Die relativ großen Rauheitswerte im Vergleich zum Schleifen ohne CD- 

Verfahren werden aber nicht nur durch die rauhere Schleifscheibe erzeugt. 

Durch das kontinuierliche Abrichten werden zusätzlich Körner in 

der Bindung gelockert, die beim ersten Kontakt ausbrechen. Diese losen 

Körner hinterlassen tiefe Ritzspuren (Kommas) im Werkstück. Abhängig 

von der gestellten Aufgabe muß von Fall zu Fall ein Kompromiß zwischen 

hoher Abtragsleistung und hoher Werkstückoberflächenrauheit 

gefunden werden. Beim CD-Verfahren werden bezogene Zeitspanungsvolumen 

von Q'w = 50 bis 70 mm 3 j(mm -s) erreicht. Sie liegen um eine 

Zehner-Potenz höher als beim konventionellen Tiefschleifen und sind 

unter sonst gleichen Bedingungen in vielen Fällen höher als die mit 

CBN -Schleifscheiben erzielbaren Abtragsraten. 

Trotz hoher Akzeptanz des CD-Schleifens in der Praxis ist dieses Verfahren 

in den meisten Fällen dem Hochleistungsschleifen unterlegen. Das 

erreichbare bezogene Zeitspanungsvolumen ist beim Hochleistungsschleifen 

um ein Vielfaches höher als beim CD-Schleifen. Außerdem ist der 

häufige Scheibenwechsel beim CD-Schleifen ein Nachteil, da er mit Produktivitätsverlust 

und Arbeitsaufwand verbunden ist. 

2.3.2 Hochgeschwindigkeitsschleifen mit CBN-Schleifwerkzeugen 

Kubisches Bornitrid (CBN) ist ein neu entwickelter Kornwerkstoff. Er 

wird in einem Hochdruck-Hochtemperatur-Prozeß bei über 50 kbar und 

rund 2.000 °C synthetisch erzeugt [21]. Der Einsatz von CBN-Schleif-

- 17 - 

werkzeugen hat seit ihrer Markteinführung im Jahre 1969 stark zugenommen, 

zunächst für das Werkzeugschleifen, jetzt auch für das Produktionsschleifen 

[22]. 

Eine Reihe von Eigenschaften sind kennzeichnend für CBN-Schleifwerkzeuge 

[23-27]: 

Hohe Verschleißfestigkeit: Nach Diamant ist CBN der härteste 

Werkstoff und verschleißt wesentlich weniger als Korund oder 

Siliziumkarbid. Dadurch bleibt die Profilgenauigkeit des 

Werkzeuges auch bei längeren Einsatzzeiten erhalten. 

Temperaturbeständigkeit: CBN weist bei Temperaturen bis ca. 

1.000 °C hohe Beständigkeit auf und ist dadurch für die Stahlbearbeitung 

geeignet. Diamant hingegen läßt sich nur bis zu 

Temperaturen von 800°C einsetzen. 

Chemische Beständigkeit: Trotz höherer Temperaturen und 

Drücke in der Kontaktzone zeigt der Kornwerkstoff CBN eine 

geringere Reaktionsfreudigkeit, insbesondere wenn als Kühlschmierstoff 

Schleiföl eingesetzt wird [26]. 

Gute Wärmeleitfähigkeit: CBN besitzt eine sehr gute Wärmeleitfähigkeit. 

Sie ist dreimal so hoch wie bei Kupfer [27]. Diese 

Eigenschaft trägt zu schnellem Abtransport der Wärme aus der 

Kontaktzone zwischen Werkzeug und Werkstück bei. 

Kühler Schliff: Beim Einsatz von CBN-Korn läuft der Spanbildungsvorgang 

anders als bei konventionellen Schleifmitteln ab, 

weil sich bei diesem Werkstoff im Mittel spitzere Schneiden mit 

einem Spanwinkel "( von -60 bis -70° ausbilden. (Bei konventionellen 

Schleitkörnern ist'Y = 85 bis 90°.) Hieraus folgt, daß 

sich keine "heißen", leicht abfließenden Späne ausbilden, vielmehr 

entstehen diskontinuierlich "kalte" Späne. Das bedeutet, 

daß der Schleifprozeß bei der Bearbeitung von Stahlwerkstoffen 

mit CBN-Korn durch vergleichsweise niedrige Temperaturen und 

gleichzeitig höhere Einzelkorneingriffskräfte gekennzeichnet ist 

[12].

- 18 - 

Die hohe Leistungsfähigkeit von Schleifwerkzeugen aus CBN-Korn kann 

vor allem auf zwei Eigenschaften zurückgeführt werden: 

Zum einen führt die hohe Verschleißfestigkeit des CBN's zu einer deutlichen 

Verringerung der Bearbeitungs-Nebenzeiten insbesondere in bezug 

auf Schleifscheibenwechsel und Abrichtprozeß. Der geringe Verschleiß 

wirkt sich daneben positiv auf die Profilhaltigkeit und die Formgenauigkeit 

aus. Zum anderen erlaubt der gegenüber Korundschleifscheiben geänderte 

konstruktive Aufbau des Schleifwerkzeuges bestehend aus einem 

metallischen Grundkörper mit einem Belag aus CBN-Körnung höhere 

Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten. Die hohe Schnittgeschwindigkeit 

.ist eine der Hauptvoraussetzungen für die Realisierung hoher bezogener 

Zeitspanungsvolumen. 

Diesen Vorteilen des CBN's stehen zwei Nachteile gegenüber. Zum 

einen sind dabei die relativ hohen Kosten für CBN zu nennen, zum 

anderen läßt sich das harte CBN-Korn nur schwer und mit hohem Aufwand 

abrichten. Der Abrichtprozeß ist meist in zwei Arbeitsschritte, 

Profilieren und Schärfen, aufgeteilt. Zuerst wird durch einen Profiliervorgang 

die Formgenauigkeit (Profil, Rundheit) sichergestellt. Danach 

wird durch einen Schärfprozeß die Bindung zurückgesetzt, um einen 

ausreichenden Spanraum zu schaffen. 

Einschichtige CBN-Schleifwerkzeuge mit galvanischer Bindung werden 

meist ohne Abrichten eingesetzt. Ihre Herstellung ist einfacher, und durch 

den Stahl-Grundkörper können derartige Schleifscheiben auch für Schnittgeschwindigkeiten 

über 200 m/s eingesetzt werden. 

Keramisch gebundene CBN-Scheiben lassen sich im Vergleich zu metallgebundenen 

oder kunstharzgebundenen Schleifscheiben einfacher abrichten. 

Die Porenräume im Schleifbelag vereinfachen das Splittern und 

Ausbrechen der Körner aus der Bindung. Bei keramisch gebundenen 

CBN-Schleifscheiben kann auf das nachträgliche Schärfen verzichtet 

werden. 

Trotz hoher Kosten und noch nicht völlig beherrschter Abrichttechnik 

können CBN-Schleifscheiben in vielen Fällen wirtschaftlich eingesetzt 

werden. Zwei Beispiele zeigen den industriellen Einsatz von CBN-

- 19 - 

Schleifscheiben mit hoher Abtragsrate: 

Das erste Beispiel betrifft das Hochgeschwindigkeitsschleifen von Spannzangen 

mit galvanisch gebundenen CBN-Schleifscheiben, siehe Bild 2.6 

[28]. Der Schlitz von 1 mm Breite und bis zu 11 mm Tiefe wird mit 

einer galvanisch gebundenen CBN-Scheibe bei Schnittgeschwindigkeiten 

von 135 m/s und einer Vorschubgeschwindigkeit von 2 m/min in HSS- 

Werkstoff eingebracht, d. h. es wird ein maximales bezogenes Zeitspanungsvolumen 

von Q'w = 250 bis 350 mm 3 /(mrn. s) erreicht. 

Bild 2.7 zeigt als weiteres Beispiel das Schleifen von Bohremuten in 

einen HSS-Stahl. Für die Bearbeitung des gehärteten Rohlings wurden 

kunstharzgebundene CBN- und Korundscheiben eingesetzt. Dem Bild 

können weiterhin Vergleichswerte für das Abtragsverhältnis G und die 

gemittelte Rauhtiefe sowie die relativen Fertigungskosten und die 

Werks tück 

Werks tückstoff 

lIärte 

Spannzangen 

67 SICr 5 Stoff Nr. 1.7103 

38 ..• 42 IIRC 

Sch I eifrnasch I ne 

Fabr Ikat 

Schiel tsp lnde l 

Antr lebsiel stUII9 

max. Splndeldrehlahl 

KUhI schm I erung 

Druck 

KUhlschmlerdüse 

Gührlng 

GMN 

Ps' 8 kW 

"snax • 42.000 l/mln 

Schiel föl Stuart Excelene 325 

PI = 7 bar 

Druckkammer 

Sehn I t tt läcne A = rd. 202 1IIlII' 

Schiel fschelbe 

seze I chnung 

BelagsPcl I f Ikatlon 

galvanisch belegte Trennscheibe 

S 34 0-60-1-5-0,11-20 116 

8 252/GSS/S33 

SChI e I fbed Ingun!en: 

V 

c • rd. 135 m/s 

a e max = 11 mm 

V.' rd. 2000 nm/mln 

0;' max = 367 m~;/(mm SI 

h lllom = 2719 10 mm 

""'''',,~""'','' -~ - 

m T 

• rd. 2900 WerstOcke ~ 

IT • ro. 390 m 

V wT = rd. 2.310 6 mm'lmrn 

t c 

• rd. 6.5 s 

In = r o. 5.5 s 

I p = rd. 15 s 

Werkstückwechselra!e rc. 3 s 

Bild 2.6: Hochgeschwindigkeitsschleifen von Spannzangen [28]

- 20 - 

c:r' = 

~ w 

1l5~ 

11Im s 

=> i 

'" §; 100 

., '" 

-> c: '" 

.§ § % 

., D. 

~ ~ 50 

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Ṇ, 

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~_schlelfschelbe 

~ 

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s 

., ro 

> '" 

~ Q) 

" ~ 1;; % 

- 21 - 

2.3.3 Hochleistungsbandschleifen 

Auch das Bandschleifen wurde in den letzten Jahren zu einem Hochleistungsschleifverfahren 

weiterentwickelt. Neben dem bisher verbreiteten 

Einsatz als Entgratverfahren und dem Schleifen von komplizierten Teilen 

wurde zunehmend das Bandschleifen mit hohen bezogenen Zeitspanungsvolumen 

realisiert, das zum Teil mit anderen Zerspanungsverfahren konkurrieren 

kann [31]. 

Beim Bandschleifen wird als Werkzeug ein endloses flexibles Gewebeband, 

das mit einem Kornbelag versehen ist, zum Eingriff mit der 

Bearbeitungsfläche gebracht. An der Schleiffläche wird das Band durch 

Kontaktelemente wie z. B. eine Rolle oder einem Gleitschuh unterstützt. 

Für das Hochleistungsbandschleifen werden heute leistungsfähige 

Maschinen gebaut, die pro mrn Bandbreite eine Leistung von ca. 1 kW 

(für eine Schnittgeschwindigkeit bis v; = 60 m/s) aufbringen können 

[29,31]. 

Neue Entwicklungen und ständige Verbesserungen der Kornwerkstoffe, 

der flexiblen Unterlagen und der Bindemittel haben dazu geführt, daß 

das Bandschleifen heute als leistungsfähiges Fertigungsverfahren einen 

vielseitigen Einsatz gefunden hat. 

Als Kornwerkstoff eignen sich Zirkonkorund und der neue 3M-Kornwerkstoff 

wegen ihrer hohen Härten und Zähigkeiten besonders gut für das 

Hochleistungsbandschleifen. Unterlagen aus Polyester ermöglichen hohe 

Bandgeschwindigkeiten bis ca. 60 m/s. Neue Klebstoffe haben zu Verbesserungen 

und größerer Festigkeit an den Stoß-N erbindungsstellen des 

Bandes, die meist zu einem frühzeitigen Bandriß führten, beigetragen. 

Als Bindemittel hat sich Kunstharz auf Phenolharzbasis wegen seiner sehr 

hohen thermomechanischen Beständigkeit bewährt [29]. 

Für das normale Bandschleifen betragen die Schnittgeschwindigkeiten 

maximal 30 m/s. Beim Hochleistungsbandschleifen werden maximal 

60 m/s erreicht. Diese relativ geringen Werte sind auf die begrenzte 

Bandfestigkeit zurückzuführen. Wenn trotzdem hohe Abtragsleistungen

- 22 - 

erreicht werden sollen, müssen relativ große Schnittkräfte angewandt 

werden. Dabei wird ein größer Komausfall und Verschleiß verursacht. 

Für die Stahlbearbeitung im Trockenschliff beträgt das spezifische 

Zeitspanungsvolumen Q'w = 70 + 100 mm 3 j(mm· s), Bei der Gußbearbeitung 

wetden sogar dreifach höhere Werte erreicht. Höhere bezogene Zeitspanungsvolumen 

verursachen jedoch kürzere Standzeiten der Schleifwerkzeuge. 

Die Erhöhung des bezogenen Zeitspanungsvolumen erfolgt 

durch die Vergrößerung der Bandgeschwindigkeit. Bei begrenzter Bandgeschwindigkeit 

wird eine weitere Steigerung der Abtragsleistung durch 

die Zunahme der Eingriffstiefe möglich. Die Erhöhung der Eingriffstiefe 

führt aber zu größeren Kontaktlängen, die wiederum größere Schleifkräfte 

und Temperaturen sowie einen erheblichen Bandverschleiß nach sich 

ziehen. 

Bandschleifen erfolgt meist ohne Einsatz eines Kühlschmierstoffes, weil 

die herkömmlichen Schleifbänder durch Einsatz des Kühlschmierstoffes 

ihre Festigkeit schnell verlieren. Heute werden im Trockenschliff Stahlwerkstoffe 

ohne thermische Schädigung und mit hohen bezogenen Zeitspanungsvolumen 

bearbeitet [31,32]. 

Den Vorteilen und der Leistungsfähigkeit des Bandschleifens stehen 

folgende Nachteile gegenüber: 

Das Verfahren kann zur Zeit nur für das Entgraten und die 

Flächenbearbeitung eingesetzt werden, d.h. für das Profilschleifen 

ist es ungeeignet. 

Trotz der relativ großen Länge der Schleifbänder ist ein häufiger 

Bandwechsel unvermeidlich. 

Große Werkstückrauheiten begrenzen die Einsatzbereiche des 

Bandschleifens, besonders dort, wo hohe Anforderungen an die 

Oberflächengüte gestellt werden. 

Mit zunehmendem Schleifbandverschleiß führen Komabflachungen 

und -verrundungen zu höheren Reibkräften, die thermische 

Schädigungen am Werkstück hervorrufen können.

- 23 - 

Als direktes Konkurrenzverfahren zum Hochleistungsschleifen mit Schleifscheiben 

kommt deshalb das Bandschleifen nicht in Betracht. Hohe 

Oberflächen- und Formqualitäten lassen sich mit ihm nicht erzielen.

- 24 - 

3. Aufgabenstellung und Zielsetzung 

Die Kombination von hoher Arbeitsqualität und hoher Abtragsleistung ist 

eines der Hauptziele und Einsatzkriterium für die meisten spanenden 

Bearbeitungsverfahren. Durch das Hochleistungsschleifen, welches das 

Tiefschleifen und das Hochgeschwindigkeitsschleifen verbindet, wird die 

Forderung nach hohen Abtragsraten und Fertigungsqualitäten erfüllt In 

den letzten 21ahrzehnten sind intensive Anstrengungen zur Verbesserung 

der Schleifmaschinen, Steuerungen und Schleifwerkzeuge (insbesondere 

in bezug auf Kornwerkstoffe und Bindungen) sowie zum Verständnis der 

prozeßtechnologischen Grundlagen beim Hochleistungsschleifen unternommen 

worden. Die Ergebnisse dieser Bemühungen sind beachtlich. Jedoch 

fehlt es an einer zusammenfassenden Darstellung der einzelnen Entwicklungsschritte 

und an einer verständlichen und ausreichenden Beschreibung 

der technologischen Grundlagen sowie der maschinellen Voraussetzungen 

zum Hochleistungsschleifen und der Grenzkriterien für dieses Verfahren. 

Es ist das Ziel dieser Arbeit, dieses Defizit für den Bereich des Hochleistungs-Flachschleifens 

zu schließen. 

Hierbei sollen vorrangig die folgenden den Schleifprozeß bestimmenden 

Punkte behandelt werden: 

a) Maschinelle, werkzeug- und hilfseinrichtungsbezogene Voraussetzungen, 

b) Bestimmung der Grenzkriterien für das Hochleistungsschleifen 

und Entwicklung eines analytischen Modells für die Berechnung 

des maximal erreichbaren bezogenen Zeitspanungsvolumens, 

c) Abhängigkeit der Prozeßkenngrößen und der Werkstückeigen - 

schaften von den Schleifbedingungen. 

Zunächst werden die allgemeinen Voraussetzungen für das Hochleistungsflachschleifen 

in bezug auf Schleifmaschine, notwendige Leistung, 

Drehzahlen sowie das Schleifwerkzeug diskutiert. Danach sollen, 

ausgehend von Hilfseinrichtungen (Kühlschmierstoffanlage, Kühlschmierstoffzufuhr 

und Reinigungssysteme sowie Profilier- und Schärfeinrichtungen), 

die für die Durchführung der Arbeit konstruiert und gebaut wurden,

- 25 - 

weitere Voraussetzungen und Bedingungen erläutert werden. Mittels 

theoretischer Betrachtungen und Thesen werden auch die technologischen 

Grundlagen für die Realisierung hoher Abtragsraten diskutiert. 

Durch eine theoretisch-analytische Betrachtung sollen die Grenzkriterien 

für das Hochleistungsschleifen ermittelt werden. Daraus resultierend soll 

mittels eines analytischen Modells das maximal erreichbare bezogene 

Zeitspanungsvolumen vornehmlich für galvanisch gebundene CBN- 

Schleifscheiben ermittelt werden. Die theoretisch errechneten Grenzwerte 

sollen mit den in praktischen Untersuchungen erreichten Grenzwerten 

verglichen und die Richtigkeit des Modells unter Beweis gestellt werden. 

Abgeleitet von diesen Voraussetzungen sollen anschließend die für das 

Hochleistungsflachschleifen signifikanten Prozeßkenngrößen, Meßgrößen 

und Ergebnisgrößen und ihre Abhängigkeiten von den Schleifbedingungen 

beschrieben und praktisch verifiziert werden. Die Abhängigkeiten 

und Einflußgrößen sollen vorrangig für Spindelleistung, Schleit1cräfte, 

Oberflächenrauheit, Temperatur, Eigenspannungen, Korngröße und 

Schleifrichtung untersucht werden. 

In diesem Rahmen werden letztlich klare Anleitungen für die Anwendung 

dieses Verfahrens in der Praxis zur Verfügung gestellt.

- 26 - 

4. Technologische Grundlagen und Voraussetzungen für das 

Hochleistungsflachschleifen 

Aus dem Stand der Erkenntnisse läßt sich ableiten, daß die Verknüpfung 

hoher Abtragsraten und hoher Scheibenumfangsgeschwindigkeiten unter 

bestimmten technologischen Voraussetzungen vorteilhaft möglich ist. 

Diese bisher nur empirisch behandelten Bedingungen lassen sich auf der 

Basis der modemen Schleiftechnik auch analytisch ableiten. 

4.1 Prozeßdefinition und Einstellgrößen 

Das Planschleifen kann man aus technologischer Sicht in drei Verfahrensvarianten 

untergliedern, die sich in bezug auf die Prozeßführung und 

die maximale Abtragsrate unterscheiden: 

Pendelschleifen, 

Tiefschleifen, 

Hochleistungsflachschleifen 

HEDG). 

(High Efficiency Deep Grinding, 

Unter dem letztgenannten Verfahren versteht man das Tiefschleifen mit 

erhöhten Scheibenumfangsgeschwindigkeiten und Abtragsraten (High- 

Efficiency-Deep-Grinding). Gemeinsames Merkmal des Tief- und HEDG- 

Flachschleifens ist eine große Zustellung (a, = 0,2 -;-25,0 mm und mehr). 

Der wesentliche Unterschied zum Tiefschleifen besteht in der beim 

HEDG-Flachschleifen deutlich höheren Scheibenumfangsgeschwindigkeit 

[12,33-36,38] und in der wesentlich größeren Werkstückgeschwindigkeit. 

In Tabelle 4.1 sind die einzelnen Verfahrensmerkmale in bezug auf die 

wichtigsten Stellgrößen vergleichend dargestellt. Das Hochleistungsflachschleifen 

ist durch folgende Prozeßkenngrößen charakterisiert: 

Hohe Scheibenumfangsgeschwindigkeit (v, > 80 m/s), 

Hohe Zustellung (a, = 0,2 -;-25,0 mm und mehr), 

Mittlere bis hohe Werte für die Werkstückgeschwindigkeit 

(v w = 0,5 -;- 10,0 m/min und mehr).

- 27 - 

Pendel- Tief- HEDG- 

Einstell- Schleifen Schleifen Schleifen 

~ größen 

Zustellung klein groß groß 

a 0,001 - 0,05 nun 0,1 - 30 mm 0,1 - 30 nun 

e 

Werkstück- groß klein groß 

geschwindigkeit 1 - 30 m/min 0,05 - 0,5 m/min 0,5 - 10 m/min 

v w 

Schnitt- klein klein groß 

geschwindigkeit 20 - 60 m/s 20 - 60 m/s 80 - 200 m/s 

v c 

bezogenes klein klein groß 

Zeitspanungs- 0,1 - 10 mm 3 /(mm.s) 0, 1 - 10 mm 3 / (mm .s ) 50 - 2000 mm 3 /(mm.s) 

volumen Q~ 

Tabelle 4.1: Gegenüberstellung der Einstellgrößen sowie der bez. Zeitspanungsvolumen 

verschiedener Planschleifverfahren 

Neben den Prozeßkenngrößen ist auch eine intensive Kühlschmierung (Öl, 

hoher Druck, hoher Durchsatz, separates Reinigungssystem) erforderlich. 

Das bezogene Zeitspanungsvolumen ergibt sich als rechnerisches Produkt 

aus der Zustellung und der Werkstückgeschwindigkeit: 

Q'w = a, . v; (4.1) 

Danach können die beim Hochleistungsflachschleifen realisierbaren 

Abtragsraten unter Einhaltung der technologischen Bedingungen um den 

Faktor 100 und mehr höher liegen als beim herkömmlichen Pendel- und 

Tiefschleifen.

- 28 - 

4.2 Maschinelle Voraussetzungen 

Aus den technologischen Bedingungen ergeben sich die folgenden 

prozeßspezifischen Kriterien für das Hochleistungsflachschleifen: 

- Kurze Bearbeitungszeiten (1. = 0,1 + 10,0 s), 

- Hohe Schleifkräfte, 

Verstärkte dynamische Störeffekte mit entsprechend verstärkten 

Auswuchtproblemen, 

Erhöhter Bremseffekt durch das Kühlschmiermittel an der 

laufenden Schleifscheibe, 

- Erhöhte Anforderungen an den Abrichtprozeß, 

Erhöhte Sicherheitsanforderungen, 

Erhöhte Anforderungen an den Umweltschutz bei Einsatz von 

Öl als Kühlschmierstoff. 

Um diesen Kriterien neben den technologischen Bedingungen gerecht zu 

werden, müssen beim HEDG-Flachschleifen vielfältige maschinelle Voraussetzungen 

erfüllt werden. Dies geschieht durch 

- hohe Antriebsleistungen, 

- angepaßte Spindellagerung und Führungen, 

- angepaßte Maschinensteuerung, 

- steife Bettkonstruktion, 

- optimiertes Kühlschmierstoff-Zuführungssystem, 

- integriertes Auswuchtsystem, 

- angepaßtes Abrichtsystem. 

Als Basis für die nachfolgend beschriebenen Untersuchungen wurde eine 

Hochleistungs-Flachschleifmaschine konzipiert und gebaut, die als 

Prototyp einer Produktionsmaschine alle genannten Kriterien erfüllt. In 

Kapitel 5.1 wird diese Maschine näher beschrieben (Bild 5.1). Die

- 29 - 

notwendige Spindelleistung 

Faktoren abhängig: 

ist für bestimmte Aufgaben von folgenden 

Erwünschtes bezogenes Zeitspanungsvolumen, 

Geometrie des zu bearbeitenden Profils, 

Schnittgeschwindigkeit, 

Schleifwerkzeugspezifikation, 

Kühlschmierstoff und dessen Viskosität, 

- Eigenschaften des Werkstückwerkstoffes. 

Die Geometrie des zu bearbeitenden Profils beeinflußt den im Schleifspalt 

auftretenden Bremseffekt. Je tiefer die Schleifscheibe in das 

Werkstück eindringt und je größer die Kontaktlänge ist, desto mehr wird 

die Scheibe seitlich gebremst. Der Bremseffekt ist darüber hinaus von der 

Viskosität des Kühlschmierstoffes abhängig. Für eine grobe Berechnung 

der notwendigen Spindelleistung P, kann folgende Beziehung benutzt 

werden: 

P; = Pi; + Q~ . b s . Chi (4.2) 

gültig für 

Q'w 2: 100 mm 3 /(mm-s) 

Für Öl als Kühlschmierstoff, eine Profiltiefe von a, = 6 mm, Schleifscheibendurchmesser 

d, = 400 mm, Schnittgeschwindigkeit v, = 140 -;- 

160 m/s und CBN mittlerer Korngröße als Schneidstoff sind folgende 

Werte für die Bremsleistung Pbr und für den Zerspanleistungsfaktor Chi 

einzusetzen: 

P'" = 30 kW, 

Chi= 25 Ws/mm 3 

Damit gilt für die Beziehung (4.2): 

I p. = 30 kW + Q'w' b•. 0,025 kWs/mm' I (4.3)

- 30 - 

Hierin sind b; die Schleifscheibenbreite, in mm und Q'w' das bez. 

Zeitspanungsvolumen, in mm 3 /(mm.s) angegeben. 

In den meisten Fällen wird ca. 2/3 der Spindelleistung für die Überwindung 

des Bremseffektes des Kühlschmierstoffes (Öl) an der mit hoher 

Schnittgeschwindigkeit in der Nut umlaufenden Schleifscheibe aufgebraucht. 

Durch den hohen Bremsleistungsanteil und die hohen 

Zeitspanvolumina ist die notwendige Spindelleistung beim HEDG etwa 

3 + 6 mal so hoch wie beim konventionellen Tiefschleifen. Allgemein 

sollte die Spindelleistung für mittlere Schleifscheibendurchmesser (ca. 

400 mm) nicht weniger als 50 kW betragen. Geringere Schleifscheibendurchmesser 

führen zu kleineren Kontaktlängen und geringerer Reibung, 

was den Leistungsbedarf verringert. 

4.3 Werkzeugbezogene Voraussetzungen 

Beim Hochleistungsflachschleifen sind die Werkzeuge erhöhten Wirkkräften 

ausgesetzt. Einmal wird das Schleifwerkzeug durch die höheren 

Fliehkräfte beansprucht, und andererseits ergeben sich aus den erhöhten 

Zeitspanungsvolumina höhere Kontakt- und Schleifkräfte. Diesen Kräften 

müssen der Schleifgrundkörper und der Schleitbelag standhalten. 

Für sehr hohe Schnitt- bzw. Scheibenumfangsgeschwindigkeiten 

(v c > 120 m/s) kommen nur Schleifscheiben mit metallischen Grundkörpem 

(aus Stahl, Aluminium, Aluminium-Kunststoff-Verbunden) zur Anwendung. 

In diesen Fällen besteht der Schleitbelag meist aus einschichtigen 

(galvanischen) oder mehrschichtigen (metallgebundenen) CBN- 

Systemen (Bild 4.1). 

CBN-Schleifscheiben mit Kunstharz- oder keramischer Bindung kommen 

wegen der begrenzten Belagfestigkeit nur für Scheibenumfangsgeschwindigkeiten 

bis zu v, = 120 m/s zum Einsatz. 

Aus Gründen der Wirtschaftlichkeit wird auch der Einsatz konventioneller 

Schleifscheiben mit keramischer oder bakelitischer Bindung beim 

Hochleistungsflachschleifen angestrebt. Ihre Schnittgeschwindigkeit ist 

normalerweise auf v; = 80 m/s begrenzt. Bei spezieller Struktur und

- 31 - 

Bild 4.1: 

Galvanisch gebundene CBN-Schleifscheibe und das gefertigte 

Werkstück 

gesonderter Zulassung können konventionelle Schleifwerkzeuge aber auch 

bis maximal 120 m/s eingesetzt werden. 

Höhere Scheibenumfangsgeschwindigkeiten sind bei konventionellen 

Schleifscheiben nicht möglich, weil sie unter der hohen Fliehkraftbeanspruchung 

bersten würden. Als begrenzendes Kriterium sind die Tangentialspannungen 

am Innendurchmesser anzusehen [38,39]. 

Trotz dieser Einschränkung lassen sich auch konventionelle Schleifscheiben 

vorteilhaft beim Hochleistungsflachschleifen einsetzen, wobei eine 

Steigerung des Zeitspanungsvolumens um den Faktor 100 möglich ist. 

Besonders bewährt haben sich dabei kunstharzgebundene Schleifscheiben, 

weil sie eine günstige Ausbildung der Spankammern aufweisen und weil 

sie weniger zum Zusetzen neigen als keramisch gebundene, konventionelle 

Schleifwerkzeuge. 

Als wesentliche werkzeugbezogene Voraussetzungen für das Hochleistungsflachschleifen 

sind folgende zu nennen:

- 32 - 

- Geringe einspannungsbedingte Unwucht (Rundlauf< 10 % 

der Komgröße), 

- Geringer Taumelschlag « 5 % der Komgröße), 

- Feste und gleichmäßige Einspannung, 

- Angepaßte Abricht- und Touchiersysteme. 

Diese Bedingungen betreffen sowohl die Herstellung der Werkzeuge als 

auch die Einspann- und Abrichtvorrichtungen. Sie sind von größter 

Bedeutung für den HEDG-Prozeß, und häufig hängt von ihrer Erfüllung 

die erfolgreiche Durchführbarkeit des Schleifprozesses ab. 

Schleifscheiben, die durch Aufkleben von Segmenten hergestellt werden, 

sind wegen der begrenzten Festigkeit der Klebeschicht und wegen der 

Schnittunterbrechung für das HEDG-Schleifen weniger geeignet. Ähnliches 

gilt für geschlitzte Schleifscheiben. Sie sind zwar in bezug auf 

die Einbringung des Kühlschmierstoffes in die Kontaktzone besser 

geeignet als ungeschlitzte Schleifscheiben, aber sie neigen zu dynamischen 

Anregungen von Schwingungen, die den Schleifprozeß empfindlich 

stören können. 

Bild 4.2: Teilbelegte CBN-Schleifscheibe für schräge Nuten

- 33 - 

Bei galvanisch gebundenen nichtzylindrischen CBN-ScWeifscheiben mit 

steilen konischen Konturen hat sich eine Teilbelegung der Schleifscheibe 

als günstig erwiesen (Bild 4.2). Durch die Teilbelegung wird der seitliche 

Schnittdruck verringert und die Kühlschmierstoff-Zuführung verbessert. 

Wesentlich für den Einsatz der Schleifwerkzeuge beim HEDG-Prozeß 

sind die Konditionierungsvorgänge, also das Abrichten, das Touchieren 

und das Schärfen. Durch das Abrichten von (konventionellen) Schleifscheiben 

werden Rundheit und Profil der Scheibe erzeugt. Durch das 

Touchieren wird das gleiche bei CBN-ScWeifscheiben bewirkt, wobei 

unter diesem Vorgang ein sehr feines Abrichten (im englischen "touchdressing" 

genannt) zu verstehen ist. Das Schärfen bewirkt die Erzeugung 

scharfer, gleichmäßig verteilter Schneiden an der Werkzeugoberfläche. 

Im Verlauf der Schleifuntersuchungen hat sich die Sicherstellung der 

werkzeugbezogenen Einsatzbedingungen als sehr wichtig erwiesen. 

4.4 Kühlschmierstoff-Zuführung 

Beim Schleifen werden in der Kontaktzone zwischen der Schleifscheibe 

und dem Werkstück große Energien umgesetzt. Diese wirken teilweise 

in Form von Wärme auf das Werkstück und können zu Werkstückschädigungen 

führen. Um diese Gefahr zu reduzieren, wird beim Schleifen in 

der Regel ein Kühlschmierstoff eingesetzt, der vier Aufgaben zu erfüllen 

hat: 

a) Schmieren 

Durch die Schmierwirkung werden Reibung und Kontaktkräfte 

reduziert, so daß der Energieumsatz verringert wird. 

b) Kühlen 

Der Teil der Energie, der zur Erwärmung des Werkstücks 

führt, muß mittels Konvektion durch den Kühlschmierstoff 

abgeführt werden. 

c) Abfuhr der Späne 

Die beim Schleifen entstehenden Späne müssen vom KüWschmierstoff 

aus der Arbeitszone herausgeführt werden.

- 34 - 

d) Reinigung der Schleifscheibe 

Wenn Werkstoffpartikel sich in der Oberfläche der Schleifscheibe 

festsetzen, wird der Schleifprozeß empfindlich gestört. 

Durch Hochdruck-Ausspülung der Schleifscheibe kann die 

Zusetzung verhindert werden. 

Die Kühlschmierstoffe sind nach DIN 51385 in nichtwassermischbare, 

wassermischbare und wassergemischte unterteilt [40,41]. Für das Schleifen 

generell kommt als nichtwassermischbarer Kühlschmierstoff Schleiföl 

in Frage. Von den anderen beiden Gruppen ist wassermischbare Emulsion 

der am meisten verbreitete Kühlschmierstoff. 

Allgemein verringert Öl die Schleifkräfte, besonders bei höheren Zerspanleistungen, 

außerdem ergeben sich bessere Oberflächengüten [42,43]. 

Den Vorteilen des Öls stehen Umweltprobleme und Unverträglichkeiten 

als Nachteile gegenüber [44], denen durch Maßnahmen wie Vollverkapselung 

der Maschine, Absaugen, Ausfiltern und Entsorgen des Ölnebels 

begegnet werden muß. Für das Hochleistungsschleifen ist Öl jedoch 

besser als Emulsion geeignet. Durch den Schmiereffekt des Öls verringern 

sich die Schleifkräfte, die wegen der hohen Abtragsraten relativ 

groß sind, Außerdem verringert sich mit dem Einsatz von Öl als Kühlschmierstoff 

das Auswaschen der Bindung und dadurch ein frühzeitiges 

Ausfallen des Kornes [43]. 

Beim Hochleistungsflachschleifen ist die Realisierung einer effektiven 

Schmierwirkung auch deshalb besonders erforderlich, um das Energieund 

Temperaturniveau in der Kontaktzone zu senken. Dadurch wird der 

Kühleffekt weniger wichtig; denn Wärme, die erst gar nicht entsteht, 

braucht nicht abgeführt zu werden. Insofern hat sich beim HEDG- 

Schleifen Schleiföl als Kühlschmierstoff bewährt, das mit hohem Druck 

und in ausreichender Menge zugeführt werden muß. 

Die abgeführten Späne werden in einer Aufbereitungsanlage aus dem Öl 

herausgefiltert. Das Öl muß mittels geeigneter Pumpen, Leitungen und 

Düsen-Elemente in die Schleifzone eingebracht werden. Hierzu benötigt 

man beim Hochleistungsflachschleifen eine spezielle Kühlschmierstoff- 

Zuführungsanlage, siehe Bild 4.3. Diese für den praktischen Einsatz und

- 35 - 

die Durchführung der Untersuchungen konzipierte Anlage erlaubt einen 

Gesamtdurchsatz von 350 Liter Schleiföl pro Minute bei einem Druck 

von 14 bar. Damit ist gewährleistet, daß Schleifscheiben bis zu einer 

Breite von ca. 25 mm mit einem Kühlschmierstoffstrom von mindestens 

14 l/(mm·min) benetzt werden können. Dieser Wert liegt um den Faktor 

10 höher als beim normalen Pendel- und Tiefschleifen. 

~:i" 

J 

#~ 

Bild 4.3: 

Entwickelte Kühlschmieranlage für das Hochleistungsschleifen 

Für den separaten Prozeß der Scheibenreinigung beträgt der Durchfluß 

bei dieser Anlage 150 l/min, bei einem Druck von 20 bar. Als Filtersystem 

wurde nach einem Vergleich zwischen Schwerkraftfilter, Zentrifuge 

und Saugbandfilter das letztere System eingesetzt, das neben einer 

ausreichenden Filterwirkung einen genügend großen Durchsatz bei 

günstigen Kosten aufweist. 

Sowohl das prozeßgerechte Kühlschmieren als auch das Reinigen der 

Schleifscheibe erfordern aufwendige Systeme, die nachstehend noch etwas 

näher beschrieben werden.

- 36 - 

4.4.1 Prozeßgerechte Zuführungs systeme 

Eine prozeßgerechte, effiziente Zuführung des Kühlschmierstoffes in der 

Schleifzone ist u. a. eine wesentliche Voraussetzung für einen erfolgreichen 

HEDG-Flachschleifpl'Ozeß. 

Für das Pendelschleifen, das durch geringere Abtragsraten und kleinere 

Kontaktlängen gekennzeichnet ist, ist das Zuführen des Kühlschmierstoffes 

weniger problematisch als für das Tiefschleifen oder Hochleistungsflachschleifen. 

Geringere Schleifzeiten, größere Kontaktlängen und höhere 

Scheibenumfangsgeschwindigkeiten verstärken beim HEDG-Flachschleifen 

die Notwendigkeit der richtigen Zuführung des Kühlschmierstoffes. 

Beim konventionellen Schleifen soll die Zuführungsgeschwindigkeit des 

Kühlschmierstoffes annähernd der Scheibenumfangsgeschwindigkeit 

entsprechen [45,46]. In diesem Falle haftet der tangential ausströmende 

Kühlschmierstoff an der Scheibenoberfläche und wird von der Schleifscheibe 

in die Kontaktzone hineintransportiert. Dieser "Mitnahme-Effekt" 

wirkt sich in positiver Weise auch dann noch aus, wenn die Geschwindigkeit 

des Kühlmittelstromes Vkss = 0,6 . v; beträgt [46]. 

Wenn die Zuführungs geschwindigkeit größer als 30 -;- 40 m/s wird, ist 

eine prozeßgerechte Beherrschung des Kühlmittelstroms schwierig. Der 

Strahl neigt dazu, turbulent zu werden [40], und der Zuführungsprozeß 

muß auf unwirtschaftlich hohe Werte gesteigert werden. Deshalb ist beim 

Hochleistungsflachschleifen eine andere Zuführungsmethode vorteilhafter: 

Durch reichliche Zuführung des Kühlschmierstoffes aus mehreren 

Düsenelementen wird die Schleifzone im Bereich des Eintrittes der 

Schleifscheibe in das Werkstück überflutet. Die Schleifscheibe taucht 

somit in eine Kühlschmierstoffschicht ein, ehe sie in das Werkstück 

gelangt und durch ihre rauhe Oberfläche den anhaftenden Kühlschmierstoff 

in die Kontaktzone einbringt. 

Für alle Zuführungsarten ist die prozeßgerechte Ausbildung der Düsensysteme 

von großer Bedeutung. Neben Freistrahldüsen gibt es Überflutungsdüsen, 

Druckkammerdüsen, Schuhdüsen und Zuführung durch die 

Schleifscheibe. Das letztgenannte Zuführungsverfahren wurde für keramisch 

gebundene Scheiben beim Innenrundschleifen eingesetzt [47]. Auch

- 37 - 

eine freie Zuführung des Kühlschmierstoffes über die Seitenfläche der 

rotierende Schleifscheibe ist möglich. Beim Hochleistungs-/Hochgeschwindigkeitsschleifen 

haben sich überwiegend Schuhdüsen durchgesetzt. Beim 

Hochleistungsflachschleifen dagegen haben sich Überflutungs-Düsensysteme 

mit mehreren Düsen am besten bewährt. 

Bei dünnen Schleifscheiben kann mit niedrigerem Druck und geringerem 

Kühlschrnierstoffzustrom unter Nutzung der Zentrifugalkräfte eine günstigere 

Zuführung erreicht werden. Hierfür müssen ein spezieller Flansch 

oder Hilfsscheiben konstruiert werden (Bild 4.4). In Abhängigkeit von der 

KOhlschmlerstoffzufuhr 

:'if-Strömender KOhlschmierstoff 

.' um die SChleifscheibe 

Bild 4.4: Kühlschmierstoffzuführung für dünne Schleifscheiben

- 38 - 

Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit werden die Zuführungsschläuche 

und Düsen so positioniert, daß der Kühlschmierstoff infolge der Zentrifugalkräfte 

die Flanken herunterläuft und genau im Schleifspalt bzw. kurz 

davor die Umfangsfläche der Scheibe umspült. Wenn die Schleifscheibe 

breiter als 2 mm ist, wird auf diese Weise keine ausreichende Kühlung 

auf der Stirnseite der Schleifscheibe erreicht. Daher kann diese Art der 

Zuführung nur für dünne Scheiben eingesetzt werden. Der wesentliche 

Vorteil dieses Systems liegt darin, daß man keine hochgenaue Anpassung 

von Formelementen und Leitblechen an das Scheibenprofil benötigt. 

Zusammenfassend kann gesagt werden, daß es keine Düsenform gibt, die 

allen Anwendungsfällen gerecht wird. Vielmehr muß für jede Aufgabenstellung 

eine speziell angepaßte Lösung gefunden und ausgetestet 

werden. Hierbei sind folgende Gesichtspunkte zu beachten: 

Der Kühlschmierstoff sollte möglichst allseitig mit einem 

Druck von ca. 10 bar zugeführt werden. 

Das Düsensystem soll im Normalfall ortsfest zur Schleifscheibe 

positioniert werden. 

Vor dem Werkstück muß in jedem Fall ein Leitelement 

angebracht werden, damit der Kühlschmierstoff auch zu 

Beginn des Schleifvorganges optimal in die Kontaktzone 

geführt wird. 

4.4.2 Scheibenreinigung 

Das gezielte Reinigen der Spanräume des Schleifwerkzeuges von 

festsitzenden Spänen ist in vielen Fällen unverzichtbar und gehört daher 

zum Schleifprozeß, denn das Zusetzen der Spanräume beeinträchtigt den 

Spanbildungsprozeß. Weiterhin ergeben sich höhere Schleifkräfte, eine 

höhere Schleifleistung und größere Werkstückrauheiten, außerdem steigt 

der Schleifscheibenverschleiß. All diese Faktoren bewirken nicht nur eine 

Verschlechterung des Prozeßverlaufs und seiner Wirtschaftlichkeit, 

sondern es ist auch mit einem schlechteren Arbeitsergebnis zu rechnen 

[48]. Sperling hat den Zusammenhang zwischen dem Zusetzen der 

Schleifscheibe und der Entstehung von Brandmarken auf der Werkstück-

- 39 - 

oberfläche durch spezielle Untersuchungen nachgewiesen [49]. 

Beim Hochleistungsschleifen, das in kürzeren Zykluszeiten und unter 

Einsatz meist teurerer Werkzeuge stattfindet, können Zusetzungen weitaus 

schädlichere Auswirkungen auf das Schleifergebnis haben als beim 

konventionellen Schleifen. Wegen der kurzen Schleifzeiten können der 

Prozeß nicht mitten im Arbeitszyklus unterbrochen und die Zusetzungen 

durch Maßnahmen wie Abrichten beseitigt werden. 

Die Neigung zum Zusetzen ist von fast allen am Prozeß beteiligten 

Größen abhängig, u. a. auch vom Werkstoff. So zeichnen sich Kohlenstoff-Stähle 

mit geringem Kohlenstoffgehalt sowie Chromstähle durch 

eine große Neigung zum Zusetzen aus [48]. 

Für das Hochleistungsschleifen wurden zu dieser Problematik noch keine 

ausführlichen Untersuchungen durchgeführt. Die bisherigen Ergebnisse 

lassen aber einige Schlüsse zu: 

Keramisch gebundene Schleifscheiben neigen eher zum 

Zusetzen als kunstharzgebundene Schleifscheiben. Zu den 

gleichen Ergebnissen ist ebenfalls Lauer-Schmaltz bei seinen 

Untersuchungen gekommen [48]. 

- Einschichtig galvanisch belegte CBN-Schleifscheiben neigen 

weniger zum Zusetzen als mehrschichtig belegte Scheiben. 

- Keramisch gebundene CBN-Scheiben besitzen Porenräume, 

die eine kompliziertere Gestalt haben als kunstharz- oder 

galvanisch gebundene Scheiben. Die relativ tiefen und 

eckigen Porenräume begünstigen das mechanische Haften und 

Festsetzen der Späne, was zu vermehrten Zusetzungen führt. 

- Bei Schleifscheiben ohne Porenräume erzeugen die Späne 

selbst Spanräume mit optimaler Form, bei denen nur eine 

geringe Zusetzungsneigung beobachtet wird. 

- Öl als Kühlschmierstoff führt im Gegensatz zu Emulsion zu 

geringerem Zusetzen.

- 40 - 

- Das Vorhandensein von Festschmierstoffen (z. B. Metallseifen) 

in der Bindung verringert die Zusetzungen und die 

Schleifkräfte [50,51]. 

Geeignete Reinigungsdüsen und entsprechender Druck verhindern 

wirksam das Zusetzen der Spanräume. Grabner hat eine Verdoppelung 

des bezogenen Zeitspanungsvolumens durch ständige Umspülung der 

Schleifscheibe bei 35 bar erreichen können [43]. Für das Hochleistungsschleifen 

hat sich das für diese Arbeit entwickelte Reinigungssystem bei 

mittlerem Druck von 15 + 20 bar als optimal' erwiesen. Als Beispiel ist 

hier das Reinigen der Flanken einer dünnen Schleifscheibe abgebildet 

(Bild 4.5). Mit diesem System wurde eine Profil-Schleifscheibe mit 

geringem Neigungswinkel gereinigt, mit der 25 mm tiefe Nuten geschliffen 

wurden. Das gleiche System wurde auch auf der Umfangsfläche der 

Schleifscheibe mit Erfolg eingesetzt. 

Die in :Bild4.5 dargestellte Vorrichtung besteht aus zwei sich gegenüberstehenden 

Sätzen von jeweils 25 Düsen, die in einem Abstand von 1 mm 

Bild 4.5: 

Düsensystem zur Reinigung von Schleifscheibenflanken

- 41 - 

positioniert sind. Durch die symmetrische Anordnung wird eine Verformung 

der dünnen Schleifscheibe in axialer Richtung sowie die Anregung 

von Schwingungen vermieden. Um den Einfluß dieses Reinigungssystems 

auf das Zusetzungsverhalten der Scheibe zu ermitteln, wurde für unterschiedliche 

Düsenquerschnitte die Durchflußmenge in Abhängigkeit vom 

Kühlschmiermitteldruck bestimmt. Eingesetzt wurden Düsen mit einem 

Bohrungsdurchmesser von 0,3 bis 1,0 mm. Dabei erwiesen sich Düsen 

mit Bohrungsdurchmessern < 0,6 mm als ungeeignet, da sie zu schnell 

von Schleifspänen verstopft werden. Die besten Reinigungsresultate 

konnten mit Düsenbohrungen von 0,8 bis 1,0 mm bei einem Druck von 

15 bis 20 bar erzielt werden. Die Durchflußmenge betrug 60 l/min. 

4.5 Konditionierung des Schleifwerkzeuges beim Hochleistungsflachschleifen 

4.5.1 Abrichten und Schärfen von Schleifscheiben 

Schleifwerkzeuge sind oftmals bei Lieferung, spätestens aber nach einer 

bestimmten Einsatzzeit nicht mehr schleiffähig und/oder verlieren Ihre 

Form- und Profilgenauigkeit. Die Wiederherstellung dieser Eigenschaften 

wird durch Abrichten erreicht. Trotz vielfältiger Fortschritte bei der 

Herstellung neuartiger Schleifwerkzeuge (z.B. Selbstschärfen während des 

Einsatzes) stellt das Abrichten nach wie vor einen notwendigen und auch 

kostenintensiven Prozeß dar. Dieses gilt besonders für profilierte Scheiben 

im Bereich des Hochleistungsschleifens mit hoher Scheibenumfangsgeschwindigkeit. 

Bei diesem Verfahren kommen CBN- und Diamantschleifscheiben, 

die sich durch hohe Verschleißfestigkeit und Härte 

auszeichnen, zur Anwendung. 

An den Abrichtprozeß für eine Schleifscheibe (Bild 4.6) werden zwei 

Forderungen gestellt [52-55]: 

- Herstellung der erforderlichen Form- und Profil- sowie der 

Rundlaufgenauigkeit der Schleifscheibe, 

Erzeugung eines für den Schleifprozeß geeigneten Spanraumes.

- 42 - 

Als nichtrotierende Abrichtwerkzeuge kommen einschneidige, mehrschneidige 

Abrichter und Abrichtleisten (Abrichtblöcke) in Betracht. Als 

rotierende Abrichtwerkzeuge werden Formscheiben, Stahlrollen und 

Profilrollen eingesetzt [53]. Die Auswahl eines geeigneten Abrichtverfahrens 

und -werkzeugs richtet sich zum einen nach den Schleifwerkzeugen 

(Schleifmittelart, Bindung), zum anderen erfolgt sie im Hinblick auf 

technologische und wirtschaftliche Forderungen an das Arbeitsergebnis 

[53]. 

Profilieren 

Formen 

Schärfen 

definierte 

MakrogeOmetrie 

Ausb ildung der 

Schneidenraumstruktur 

M213- und Formgenauigkeit 

Schneidfähigkeit 

:s2gr~rl~~h~';b~~'::m 

::::::\z,~,~:~~~.? :nt:::; 

Bild 4.6: Definition der Konditionierung und ihrer Zielsetzung [53] 

(

- 43 - 

Bei Diamant- und CBN-Schleifscheiben, insbesondere wenn genaue Profile 

zu bearbeiten sind, werden Diamantabrichtrollen eingesetzt. Für 

Schleifscheiben mit einem einfachen Profil wie zylindrische Scheiben 

werden meist ein- oder mehrkörnige Abrichtwerkzeuge sowie Siliziumkarbidscheiben 

verwendet. Keramisch gebundene CBN-Schleifscheiben lassen 

sich auch mit nichtrotierenden Abrichtwerkzeugen gut abrichten. 

Beim Einsatz von Schleifwerkzeugen mit hochharten Schneidstoffen sind 

bis heute noch keine befriedigenden Abrichtmethoden bekannt. Besondere 

Schwierigkeiten bereiten hier die geringen Beträge und Toleranzen der 

Zustellung der Abrichtwerkzeuge sowie die geforderte hohe Steifigkeit 

des Abrichtsystems, bestehend aus Abrichtgerät und Schleifspindel. Zur 

Erzeugung eines wirtschaftlichen Abrichtprozesses müssen vom Abrichtsystem 

reproduzierbare Zustellwege im Bereich von 1 um ermöglicht 

werden. Hohe Genauigkeiten sind besonders für das noch junge TDC- 

Verfahren (Touch Dressing of ,CBN, auch Touchieren genannt) eine 

wichtige Voraussetzung. Bei diesem Verfahren sind Abrichtbeträge 

2 bis 4 J.lIIl zur Wiederherstellung der Schleiffähigkeit des Schleifwerkzeuges 

erforderlich, ohne sie schärfen zu müssen [56,57]. 

Ein weiteres, relativ junges Abrichtverfahren ist das Fräsabrichten von 

Schleifscheiben mit einer Abrichtrolle, die auf der Umfangsfläche mit 

einer oder mehreren geometrisch bestimmten Schneiden aus polykristallinern 

Diamant (PKD) besetzt sind [58,59]. Diese Abrichtrolle wird wie 

beim Fräsen ohne Quervorschub mit der Schleifscheibe in Eingriff 

gebracht. Die Eingriffslinie zwischen Abrichtrolle und Schleifscheibe 

beschreibt dabei eine Zykloide. Die Anzahl dieser bogenförmigen 

Eingriffslinien auf dem Scheibenumfang kann bei einer Tiefe von ca. 

0,05 mm mehrere hundert betragen. Dieses Verfahren hat den Vorteil, 

daß auf das nachträgliche Schärfen verzichtet werden kann, weil durch 

die zykloidischen Eingriffslinien ein großes Porenvolumen erzielt wird. 

Dadurch kann mit höherem bezogenen Zeitspanvolumen gearbeitet 

werden.

- 44 - 

4.5.2 Swing-Step-Profilierverfahren 

Ein weiteres Verfahren, das jedoch noch keine breite industrielle 

Verwendung gefunden hat, ist das Swing-Step-Abrichtverfahren. Dieses 

Verfahren, mit dem auch profilierte Schleifscheiben abgerichtet werden 

können, unterscheidet sich von konventionellen Profilierverfahren durch 

eine zusätzliche Schwenkachse, d.h. die Abrichtrolle verfügt über 

insgesamt drei Bewegungsmöglichkeiten: 

rotierende Bewegung (eventuell zwei Richtungen), 

- radiale Zustellung zur Schleifscheibe, 

Schwenkung der Abrichtrolle gegenüber der Schleifscheibe. 

Bild 4.7 zeigt die Prinzip-Skizze des Swing-Step-Abrichtgerätes mit der 

Möglichkeit zur Erfassung der Abrichtkräfte durch vier "Drei-Komponenten-Quarz-Kraftmeßdosen". 

Der Antriebsmotor sorgt für die Drehbewegung 

der Abrichtrolle. Ein Schrittmotor bewirkt über ein Getriebe und 

eine kugelgelagerte Spindel die Zustellung der Abrichtrolle mit einer 

Zustellgenauigkeit von 0,1 11m.Der zweite Schrittmotor ermöglicht eine 

Schwenkbewegung von ca. 30° um den Schwenkpunkt. 

Aufnahmedorn 

Elektromotor 

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I 

I 

Sehr! ttmotor für SWing-Step 

Zuste li-Sehr 

i ttmotor 

Kraftmeßdose ( 4 Stück ) 

Führungsbahn 

Bild 4.7: Prinzip-Skizze des Swing-Step-Abrichtgerätes

- 45 - 

Beim konventionellen Abrichten einer CBN-Schleifscheibe mit einer 

Diamantrolle treten hohe Kräfte auf, die zu unerwünschten elastischen 

Verformungen im Abrichtsystem führen [13]. Folge dieser hohen Kräfte 

sind ein erhöhter Verschleiß der Abrichtrolle sowie Formfehler auf dem 

Schleifwerkzeug. 

Beim Swing-Step-Verfahren wird dagegen eine geringe Normalkraft erzeugt. 

Weil meist mit geringeren Abrichtbeträgen abgerichtet wird, 

bleiben die oben erwähnten Verformungen klein. Geringere Verformungen 

haben eine höhere Formhaltigkeit und damit geringere Fertigungstoleranzen 

zur Folge. 

Zu Beginn des Abrichtprozesses sind beim Swing-Step-Verfahren die 

Mittelpunkte der Schleifscheibe, Abrichtrolle und Schwenkachse nicht auf 

einer Geraden; die Abrichtrolle befindet sich in ihrer Ausgangslage. In 

Nulldurchgang 

,(j..~ 

~ Zustellrichtung 

\ 

Schwenkpunkt 

Schlei tscne tbe 

Bild 4.8: 

Kinematik des Swing-Step-Abrichtverfahrens

- 46 - 

dieser Stellung erfolgt die Abrichtzustellung bis die Rolle die Schleifscheibe 

touchiert. Anschließend wird die rotierende Abrichtrolle mit einer 

konstanten Winkelgeschwindigkeit geschwenkt. Die Abrichtrolle greift 

jetzt auf einer Kreisbahn allmählich in die Schleifscheibe ein. Diese 

Zusammenhänge sind im Bild 4.8 dargestellt. Wenn die Mittelpunkte der 

Abrichtrolle, der Schleifscheibe und der Schwenkachse sich auf einer 

Geraden befinden, ist der Profilierungsprozeß beendet und die weitere 

Schwenkung der Abrichtrolle auf die andere Seite führt zu keinem weiteren 

Materialabtrag auf der Schleifscheibe. 

In Bild 4.8 ist der erste Kontaktpunkt E, (Eingriffsanfang) zwischen 

Abrichtrolle und Schleifscheibe dargestellt. Mit dem Fortlauf der 

Schwenkbewegung wandert der Eingriffspunkt der Abrichtrolle auf dem 

Bogen E.Ee. Am Ende des Abrichtprozesses (letzter Kontaktmoment 

zwischen Rolle und Scheibe) ist die Abrichtrolle in Mittelstellung und 

der Punkt E, (Eingriffsende) ist in Kontakt. In Bild 4.9 ist die Abhängig- 

"m 

ca 

20 

~ 

Cl 

ca um 

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.a 

ca 15 

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0 

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.a 

 

:J 

N 5 

s: 

0 

~ 

.a 

-c 

0 

Rollenradius r R D 51,9 mm 

KIppradius 

rKa155,5mm 

Schwenkradius r, ~ 207,5 mm 

Scheibenradius r s ~ 200,0 mm I 

, 

j 

./ 

- •.-/'1 

V 

/ 

V· 

/ 

7 

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 Grad 1.0 

Eingriffswinkel c, 

Bild 4.9: 

Abrichtabtrag in Abhängigkeit vom Eingriffswinkel

- 47 - 

keit des Abrichtabtrages (Abrichtzustellung) und der dazugehörige 

Eingriffswinkel

- 48 - 

nachträgliches Schärfen [12,57,60,61]. Dieses entfällt, wenn der Abrichtbetrag 

in einem Bereich von aoo= 3 bis 5 um gewählt wird. Bei diesen 

optimalen Touchierbeträgen werden eine Lebensdauererhöhung der 

Schleifscheibe, geringere Schwankungen der Schleifkräfte und gleichmäßigere 

Werkstückqualitäten erreicht. 

Das Hauptproblern beim Touchieren sind die Bestimmung des ersten 

Kontaktes zwischen Touchier- und Schleifwerkzeug und die Realisierung 

der geringen Touchierbeträge von a ed = 3 + 5 um, Im Versuchsstadium 

befmdet sich zur Zeit die Möglichkeit, den Kontakt mittels Schallsensoren 

zu registrieren [60,61]. 

Das Blockschaltbild eines hierfür entwickelten Anschnitterkennungssystems 

für das Touchieren von CBN-Schleifscheiben ist in Bild 4.10 

dargestellt. Das Rauschsignal des laufenden Abrichtwerkzeuges wird 

durch einen Körperschallsensor aufgenommen, durch den Ladungsverstärker 

verstärkt und mittels einer Diode und einem Tiefpaßfilter zu einer 

Gleichspannung umgewandelt. Die erzeugte Gleichspannung wird auf 

einen Schmitt-Trigger (Vergleichs-Einheit) gegeben und mit dessen 

Referenzspannung verglichen. Beim Auftreten des ersten Kontaktes steigt 

der Pegel der Rauschsignal-Gleichspannung über die Referenzspannung 

'l 

--------- ---------------------_., 

Auswerteeinheit : 

1 ~ 

fau• 3 Hz 100=250 Hz 

Tiefpaßfilter 

Hochpaßfilter 

Niederimpedanz 

I~ 

c=l1JT I ~I/j 1

- 49 - 

des Schmitt-Triggers und erzeugt das Ausgangssignal. Letzteres wird in 

ein Ton- und Lichtsignal umgewandelt und zeigt den ersten Kontakt an. 

Es ist vorgesehen, den Ausgang an die Steuerung des Abrichtgerätes 

oder die Schleifmaschine zwecks Bestimmung des weiteren Ablaufs des 

Touchiervorgangs anzuschließen. 

Mit Hilfe von Kraftmeßdosen, die bei rotierenden Abricht- 

(Touchier-)Werkzeugen zur Erfassung der Touchierkräfte eingesetzt 

werden, kann ein sehr kleiner Kraftanstieg von 1 N festgestellt und 

gemessen werden. Somit könnten auch Kraftmeßdosen als Alternative zu 

Sensoren zur Bestimmung des ersten Kontaktes eingesetzt werden. 

Weitere Schnitterkennungsmöglichkeiten bieten Thermo- und Lichtsensoren. 

Durch den Temperaturanstieg in der Kontaktzone wären Infrarot- 

Thermosensoren bei entsprechender meßtechnischer Signalverarbeitung in 

der Lage, den ersten Kontakt zu bestimmen. 

Ein weiteres Problem des Touchierens ist der bisherige Informationsmangel 

über das optimale Werkzeug. Zur Zeit werden meist Mehrkornabrichter 

als nichtrotierende Werkzeuge zum Touchieren von CBN-Schleifscheiben 

eingesetzt. Diese Werkzeuge verschleißen sehr schnell und sind 

nicht in der Lage, genaue Touchierbeträge einzuhalten. Die PKD-Blöcke 

(polykristalliner Diamant) sind wegen ihres geringeren Verschleißes 

günstigere Touchierwerkzeuge als Mehrkornabrichter. Bild 4.11 zeigt das 

Kernstück einer Vorrichtung zum seitlichen Touchieren (Kalibrieren) von 

CBN-Schleifscheiben. Es sind zwei runde PKD-Blöcke als Werkzeug zu 

erkennen. 

Geeignetere Touchierwerkzeuge wären Diamantscheiben oder -rollen, die 

einen geringeren Verschleiß und eine wesentlich größere Lebensdauer 

erwarten lassen. 

Zusammengefaßt ermöglicht das Touchieren eine bessere Ausnutzung von 

CBN-Schleifwerkzeugen. Die Standzeiten von einschichtigen CBN- 

Schleifscheiben, .die ihre Schneidfähigkeit verloren haben, könnten sich 

durch das Touchieren erheblich verlängern. Für galvanisch gebundene

- 50 - 

Bild 4.11: 

PKD-Werkzeuge zum seitlichen Touchieren (Kalibrieren) von 

CBN-Schleifscheiben 

CBN-Schleifscheiben ist ein gesamter radialer Touchierbetrag von ca. 5% 

der Korngröße zu empfehlen. Dabei verbessern sich die Werkstück-Rauheitswerte 

um mehr als 50 %. Es sind jedoch noch einige Weiterentwicklungen 

erforderlich, insbesondere auf den Gebieten der Schnitterkennung, 

der Touchierwerkzeuge sowie der Steifigkeit und der Genauigkeit von 

Zustellvorrichtungen. 

4.5.4 Schärfen von hochharten Schleifwerkzeugen 

Als Schärfen hochharter Schleifwerkzeuge wird das "Freiziehen" , 

"Öffnen" oder "Zurücksetzen der Bindung" definiert. Durch das Schärfen 

gewinnt eine profilierte Scheibe wieder ihre Schneidenraumstruktur und 

wird damit wieder schneidfähig. 

Dieses Zurücksetzen der Bindung läßt sich durch verschiedene Verfahren 

erreichen. Das Andrücken eines keramisch gebundenen Korundblocks 

gegen die rotierende Schleifscheibe ist das übliche Verfahren. In der

- 51 - 

Praxis werden die Schärtblöcke meistens mit der Hand gegen die 

umlaufende Schleifscheibe gedrückt, bis die Bindung zurückgesetzt ist. 

Für reproduzierbare Schärfprozesse werden Geräte und Vorrichtungen 

eingesetzt, die einen definierten Vorschub zwischen dem Schärtblock 

und dem Schleifwerkzeug ermöglichen. 

Schleich [62,63] hat diesen Prozeß weitgehend untersucht und für das 

bezogene Schärf-Zeitspanvolumen Q'sb folgendes Modell entwickelt: 

Q~b = 0,95· «: ..1c,.(1 - R p ). R~/2 . Vcd (4.4) 

wm . qm . Zkrit 

qn = Längsstreckungskoeffizient der CBN-Körner (qm = 1,41) 

C K = Komzahl pro Volumeneinheit des Schleitbelages 

W m = mittlere Maschenweite 

Zl

- 52 - 

Scheibe geschleudert [65]. D~s chemische Abtragen der Bindung wird 

für metallgebundene Diamant- und CBN-Scheiben mit mittlerer und 

grober Körnung angewendet. Bei diesem Verfahren wird der belegte Teil 

der Schleifscheibe kurz in eine Säure eingetaucht. Ist der gewünschte 

Komüberstand erreicht, wird das Schleifwerkzeug ausgespült. Bei diesem 

Verfahren findet der Schärfprozeß außerhalb der Maschine statt. 

Der Vollständigkeit halber seien hier noch weitere Schärfverfahren, wie 

Schleifen von weichem, langspanendem Stahl, Erodierschärfen und 

Anbringen von losem Kom in der Kontaktzone, erwähnt. 

Bild 4.12 zeigt die Prinzip-Skizze einer neu für diese Arbeit entwickelten 

Schärfvorrichtung für CBN-Schleifscheiben. Es werden Schärfblöcke mit 

[EJ~ 

Pos. Stck Benennung 

3/~ Wege-Magnetvent 11 

2 

3 

~ 

5 

6 

7 

8 

9 

10 

Stromregelventll 

Rückschlagventil 

HydraulIkzylinder 

Absperrhahn 

Manometer 

Kraftmeßdose 

SChär fb lock 

CBN-SChlel f scne tbe 

Steuerung für 3/~ wege- 

Magnetvent 1I 

Bild 4.12: 

Prinzip-Skizze der entwickelten Schärfeinrichtung

- 53 - 

einer auf bis 1000 N einstellbaren Kraft und einem bis auf 100 mm/s 

einstellbaren Vorschub gegen die Scheibe gedrückt. Hier kann der 

gewünschte Vorschub auf einmal oder in beliebigen Schritten, mit 

einstellbarer Pausenzeit zwischen den Schritten, erfolgen. Gleichzeitiges 

Profilieren und Schärfen führt zu einer Verringerung der Profilierkräfte 

und zur Abnahme des Abrichtrollenverschleißes, da während des Schärfens 

die Bindung zurückgesetzt wird und die Abrichtrolle nur mit den 

Schleifkömem Kontakt hat. 

4.6 Technologische Grundlagen zur Realisierung hoher Abtragsleistungen 

Durch den Zerspanprozeß beim Schleifen entstehen Wärme und Späne, 

die aus der Kontaktzone zwischen Schleifscheibe und Werkstück 

abtransportiert werden müssen. Mit steigendem bezogenen Zeitspanvolumen 

nehmen sowohl die erzeugte Prozeßwärme als auch das Spanvolumen 

zu. Nur durch deren schnelle Abführung aus der Kontaktzone ist 

ein funktionsgerechter Ablauf des Schleifprozesses möglich. 

Beim Tiefschleifen mit relativ geringer Schnittgeschwindigkeit und geringer 

Schleifleistung ist auch die umgesetzte Energie verhältnismäßig 

gering. Wegen der verfahrensbedingten relativ großen Kontaktlänge und 

der relativ großen Kontaktzeit (geringe Werkstückgeschwindigkeit) fließt 

ein Teil der Energie bei niedriger Temperatur in das Werkstück. Wird 

beim Tiefschleifen (geringe Schnittgeschwindigkeiten, z.B. 30 m/s) mit 

größerem bezogenen Zeitspanvolumen, d.h. mit höherer Werkstückgeschwindigkeit 

gearbeitet, so ist ein ausreichendes Abführen der Wärmeenergie 

kaum möglich, denn dafür steht die erforderliche Zeit nicht zur 

Verfügung. Es kommt zu einem Wärmestau und zu thermischen Schädigungen 

im Werkstück. Dieser Zusammenhang ist der Hauptgrund dafür, 

daß das konventionelle Tiefschleifen mit höherem bezogenen Zeitspanvolumen 

nicht möglich ist. 

Beim Hochleistungsschleifen werden in kürzerer Zeit noch größere Energiemengen 

umgesetzt. Im Schleifprozeß ist daher dafür Sorge zu tragen, 

daß diese Energie zu keinen thermischen Schädigungen in der oberflächennahen 

Werkstückrandzone führt. Mit zunehmender Energiemenge

- 54 - 

sollten hier erheblich größere Vorschübe gewählt werden, um den 

Wärmefluß in das Werkstück zu verhindern. Die Schleifscheibe, die auch 

als Wärmequelle angesehen werden kann, verläßt bei hohen Werkstückgeschwindigkeiten 

die neu erzeugte Oberfläche schneller. Der überwiegende 

Teil der in Wärme umgesetzten Energie wird mit den Spänen und dem 

Kühlschmierstoff aus der Kontaktzone nach außen gebracht. 

In Bild 4.13 ist die gemessene Temperatur knapp unter der Werkstückoberfläche 

in Abhängigkeit von der Werkstückgeschwindigkeit und dem 

bezogenem Zeitspanungsvolumen für unterschiedliche Zustellungen (a, = 

3; 6; 9 mm) dargestellt. Danach ist bei konstanter Zustellung ein Temperaturabfall 

mit wachsendem bezogenem Zeitspanungsvolumen zu verzeichnen. 

Dies ist auf eine Erhöhung der Werkstückgeschwindigkeit 

zurückzuführen. Mit steigenden Beträgen für die Zustellung a, steigt auch 

die Randzonentemperatur. 

0::, 

~::1 

800 

·e 

700 I \ 

Werks tücksescnvtncicket 

r 

600 

~ 500 

Cl 

., 

~ 

c; 

c 

~ 

400 

"" 300 

~ c;~ 

200 


scnt eIrscne Ibencurcnnesser 

Werks toff 

• ~ ( w = 500 mm/mln 

I sennt ttgeschwindlgkel t 

\ ~ i I Kühlschmierstoff 

Kühlschmierstoffdruck 

I -menge 

90A 80 Q 4 BH501100 

Os = 400 mm 

16 MnCr 5 

V c = 100 m/s 

Schlei föl 

7.5 bar I 150 I/min 

1 

100 

0 

10 

50 

100 500 mml/(mm· si 600 

200 1000 2000 4000 6000 8000 

Werkstückgeschwlndlgkel t a e 

= 3 mm 

10000 mm/mln 

Bild 4.13: Werkstück-Oberflächentemperatur in Abhängigkeit vom 

bezogenen Zeitspanungsvolumen

- 55 - 

400 

°C 

0;, 300 

L 

E! 

~ 

'"0. 

E 

sC., 

200 

s: u 

«o 

.•.. 

Ḷ, 

.0 

0 

~ ., 100 

30 

o 

_./I~·~ 

_. 

Das bezogene Zeitspanungsvolumen Q' w setzt sich aus dem Produkt von 

Zustellung ae und Werkstückgeschwindigkeit Vw zusammen (Q'w = ae·v w ). 

Eine Vergrößerung der Zustellung bewirkt größere Kontaktlängen, die 

aufgrund der steigenden Reibung zu höheren Temperaturen führen. 

Dagegen führt eine Vergrößerung der Werkstückgeschwindigkeit zu einer 

niedrigeren Schleiftemperatur. Diese Überlegungen zeigen, daß die 

Steigerung des bezogenen Zeitspanungsvolumens in erster Linie durch 

die Vergrößerung der Werkstückgeschwindigkeit erreicht werden kann, 

weil die Werkstückoberflächentemperatur geringer bleibt. Eine hohe 

Werkstückgeschwindigkeit ist somit eine der fundamentalen Voraussetzungen 

für das Hochleistungsschleifen. 

Weiterhin sorgt eine hohe Schnittgeschwindigkeit nicht nur für geringere 

Schleifkräfte und Vergrößerung des Spanaufnahmevolumens, sie begünstigt 

auch den Spanprozeß und führt ab einer bestimmten Schnittgeschwin- 

1Ir- 

/. ~kOnVentlOnelle Schlei rscne ibe 

1/ • 

• 

- 56 - 

Dieser Zusam- 

digkeit zu sinkenden Werkstückoberflächentemperaturen. 

menhang ist in Bild 4.14 dargestellt. 

Hier ist der Temperaturverlauf in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit 

für zwei unterschiedliche Schleifscheiben aufgezeigt. Als Schleifwerkzeug 

wurden eine galvanisch gebundene CBN-Schleifscheibe (B252) 

und eine bakelitisch gebundene Korundscheibe, die höheren Schnittgeschwindigkeiten 

standhält, eingesetzt. Bis ca. vc = 100 mls steigt die 

Temperatur für beide Schleifscheiben an, wobei das Temperaturniveau 

bei der Korundscheibe höher liegt. Bei weiterer Zunahme von vc fällt die 

Temperatur wieder ab, die bei einer Geschwindigkeit von v; = 130 m/s 

etwa das gleiche Temperaturniveau wie für vc = 60 mls erreicht. (Die 

gewählte Korundscheibe dürfte nur bis zu einer Scheibenumfangsgeschwindigkeit 

v, = 120 m/s eingesetzt werden.) 

Die mit zunehmender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit zunächst 

ansteigende Temperatur kann mit der Zunahme der zu leistenden Reibarbeit 

erklärt werden. Dreht die Schleifscheibe schneller, wird weniger 

Material pro in Eingriff befindlicher Schneide abgetragen, die Spanungsdicke 

wird geringer, während die Reibung aufgrund des häufigeren 

Eingriffs größer wird. Die Folge sind höhere Temperaturen in der 

Kontaktzone. Diese Tendenz hält bis zu einer bestimmten Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

an und kehrt sich dann um. 

Dieser Abfall der Oberflächentemperatur läßt sich mit der folgenden 

"Kontaktschichttheorie" erklären. Dazu wird zunächst auf den Begriff 

der Gleichgewichtstemperatur im Spanbildungsprozeß für eine Schneide 

eingegangen. 

Beim Eindringen der Schneide in den Werkstoff steigen sowohl der Spanungsquerschnitt 

als auch die Temperatur mit zunehmender Schneidenlänge 

an. Die Schneidenkontakttemperatur steigt dabei nur bis zu einem 

bestimmten oberen Grenzwert (Spanbildungs-Gleichgewichtstemperatur) 

an und bleibt danach über der gesamten Schneideneingriffsstrecke 

konstant [15]. Diese Aussage ist zur Beschreibung der Zusammenhänge 

in der obersten Schicht der Kontaktfläche zwischen Schleifscheibe und 

Werksruck beim Hochleistungsschleifen nicht ausreichend, weil sie sich 

nur auf das einzelne Korn bezieht, und sie muß daher erweitert werden.

- 57 - 

Bild 4.15a zeigt den tendenziellen Verlauf der Kontaktschicht- und 

Kontaktzonentemperatur. Erreicht die Kontaktschichttemperatur die 

Gleichgewichtstemperatur, ist auch die maximale Randzonentemperatur 

erreicht. In Bild 4.15b ist die Kontaktschicht stark vergrößert dargestellt. 

Um die genaueren Zusammenhänge zu erläutern, ist es zuerst notwendig, 

auf die Kontaktschicht und ihre charakteristischen Merkmale tiefer 

a. ) 

Gleichgewichtstemperatur 

- _1_- ,..:.' _ 

L- 

.= '" 

L- 

- 58 - 

einzugehen. Die oberste Schicht unter der Kontaktfläche zwischen 

Schleifscheibe und Werkstück kann als "Kontaktschicht" bezeichnet 

werden. Ihre Dicke entspricht der Spanungsdicke (Bild 4.15). 

Im allgemeinen liegt die kinematische Schneidenzahl N Idn beim Hochleistungsschleifen 

höher als beim Tiefschleifen. Die Anzahl der momentan 

in Eingriff befindlichen Schneiden ist proportional zur kinematischen 

Schneidenzahl. Das führt beim Hochleistungsschleifen zu einer größeren 

Anzahl von Schneidenbahnen, die, wie im Bild 4.16 skizziert dargestellt, 

sehr dicht nebeneinander liegen. Wie vorher beschrieben, verursacht jeder 

Schneideneingriff nach kurzer Anlaufzeit eine hohe Temperatur. Durch 

die hohe Anzahl von Eingriffen und die Wärmeleitung erwärmt sich die 

ganze Kontaktschicht auf Temperaturen zwischen 1000 + 1800 "C und 

erreicht die Gleichgewichtstemperatur. 

Stähli [66] hat herausgefunden, daß sich Wärme in Stahlbauteilen am 

Anfang schneller auf der Oberfläche als in die Tiefe ausbreitet. Er hat 

eine Stahloberfläche kurzzeitig mittels hochfrequenter Elektronenstrahlimpulse 

bis zum Schmelzen erhitzt. Die Kontaktfläche hatte einen Durchmesser 

von 1 mm und wurde innerhalb von 11,1 ms (Impulsdauer) mit 

200 W/rnrn 2 erhitzt. Aufgrund der guten Wärmeleitung des Werkstückes 

Schneidenbahnen 

Tiefschleifen 

für 

Schneidenbahnen für 

HOChleistungsschleifen 

Bild 4.16: 

Skizzierte Darstellung der Schneidbahnen für das Tief- und 

Hochleistungsschleifen

- 59 - 

verläuft der Wärmedurchfluß am Anfang schneller auf der Oberfläche als 

in die Tiefe, bedingt durch geringere Wärmeleitfähigkeit der aufliegenden 

Luftschicht. Bild 4.17 zeigt die Isothermen für die Wärmeausbreitung 

auf der Fläche und ins Werkstückinnere. 

Der von Stähli beobachtete Effekt soll auf das Hochleistungsschleifen 

übertragen werden. Wird die Wärmeeinbringung beim Schneideneingriff 

mit dem kurzzeitigen Elektronenimpuls gleichgesetzt, kann angenommen 

werden, daß der sich durch die Schneideneingriffe entwickelnde Wärmestau 

seitlich größer ist als in der Tiefe des Werkstückes. Die seitliche 

Wärmeverteilung vereinfacht den Zerspanprozeß für die benachbarte 

Schneide und bewirkt eine Verminderung der Schleifkräfte. Beim Tiefschleifen 

ist diese Möglichkeit nicht gegeben, da die Schneidenbahnen 

wegen der geringeren kinematischen Schneidenzahl weiter auseinander 

liegen. 

mm 

~ 1 mm 

-l 

200 V1lmm' 11,1 ms I 

I 

I 

-~ 

I 

I 

~ 

""''', ---- ~ :::;::;>" ::;:> 7/'" 

.s: 

0,2- 

"0 

~ 

E 

0 

> 

"0 c: 

s'" 

~ 

0,4 

0,6 

I 

I 

Stahl mit 1% C 

Bild 4.17: 

Temperaturfeld bei thermischer Kurzzeitbelastung, unmittelbar 

nach Beendigung des Aufheizvorgangs (nach [66])

- 60 - 

Die Zeit für das Abtragen der Kontaktschicht kann rechnerisch ermittelt 

werden, was nachfolgend anhand eines Beispieles geschieht. Für eine 

Zustellung ae = 6 mm und ein bezogenes Zeitspanungsvolumen von 

Q'w = 100 mm 3 /(mm.s) und eine mittlere Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

von v, = 100 m/s läßt sich die Zeit zum Abtragen der 

Kontaktschichtdicke folgendermaßen berechnen: 

Die Kontaktlänge l, beträgt in guter Näherung: 

lk = Ja e • ä, 

(4.6) 

Für eine Zustellung von a, = 6 mm und einen Schleifscheibendurchmesser 

d, = 400 mm ergibt sich für lk: 

Ik=J6 mm·400 mm~49 mm 

Die äquivalente Dicke der Kontaktschicht 

Formel berechnen: 

heq läßt sich nach folgender 

h _ ae· VW Q' 

« ': =~ 

Vc V c 

(4.7) 

100 mm 3 /(mm.s) _ = 0001 mm 

~ = -------;~-~~-------- , 

Das Volumen der Kontaktschicht 

sich wie folgt ableiten: 

mit einer Breite von b, = 1 mm läßt 

V;ch = h . heq 

(4.8)

- 61 - 

»: = 49 mm· 0,001 mm = 0,049 

mm 3 

mm 

(4.9) 

Das Verhältnis von bezogenem Zerspanungsvolumen für die Kontaktschicht 

V' sch und bezogenem Zeitspanungsvolumen Q' w entspricht der 

Zeit ~, in der die Kontaktschicht abgetragen wird. 

. V;ch _ 0,049 mm 3 /mm = 0,49 ms (4.10) 

tsch = Q'w - 100 mm3/(mm· s) 

Bleiben alle angenommenen Parameter konstant und wird für das 

bezogene Zeitspanungsvolumen Q' w = 1.000 mm 3 /(mm· s) angenommen, 

ergibt sich die Zeit für das Abtragen einer Kontaktschicht zu 

t 5ch = 0,0490 ms. Die Kontaktschicht bildet sich kontinuierlich neu, also 

ca. 2.000 + 20.000 mal pro Sekunde. Durch diese relativ kurzen Zeiten 

hat die Wärme kaum Gelegenheit, in das Werkstück zu fließen. Die 

Schleifenergie fließt hauptsächlich mit der in Form von Spänen abgetragenen 

Kontaktschicht aus der Kontaktzone heraus. 

Die Wärme, die durch die Kontaktschicht in das Werkstück fließt, ist 

von zwei Faktoren abhängig. Zum einen von der Schichtdicke und zum 

anderen vom Temperaturniveau. Das Produkt aus dem Schichtvolumen 

(Variable der Schichtdicke ), und der spezifischen Wärme des Werkstoffs 

ist der Wärmeinhalt der Kontaktschicht. 

Am Umkehrpunkt (Bild 4.14) liegen in der Kontaktschicht hohe Temperaturen 

vor, die den Spanbildungsprozeß vereinfachen. Wird dieser Punkt 

überschritten, so bewirkt das Steigen der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

keine Zunahme der Reibarbeit mehr, sondern beschleunigt 

die Wärmeabfuhr aus der Kontaktzone. Beim HEDG-Schleifen bildet sich 

demnach eine Zone in der oberen Kontaktschicht, in der die Gleichgewichtstemperatur 

(ca. 1.000 bis 1.800 "C) vorliegt. Von dieser Stelle an 

verringert sich die Dicke der Kontaktschicht mit steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit, 

während die Temperatur (Gleichgewichtstemperatur) 

unverändert bleibt. Je dünner diese Schicht wird, um 

so weniger Energie kann sie trotz des hohen Temperaturniveaus aufneh-

- 62 - 

men. Die Temperatur in der Zone unterhalb der dünnen Kontaktschicht 

und auf der neu erzeugten Oberfläche fallen ab. Bei niedrigeren Schnittgeschwindigkeiten 

liegt die Kontaktschichttemperatur unter der Gleichgewichtstemperatur 

(s. Bild 4.15). Daher bleibt trotz größerer Kontaktschichtdicke 

die Randzonentemperatur gering. Die Begründung dafür ist, 

daß bevor die Temperatur von der Kontaktzone zur unteren Seite der 

Kontaktschicht ansteigt, die Kontaktschicht abgetragen wird. 

Eine Erhöhung des bezogenen Zeitspanungsvolumens führt nicht zu einer 

proportionalen Steigerung der Schleifkräfte und der Schleifleistung. Beim 

Hochleistungsschleifen liegt der spezifische Energiebedarf viel niedriger 

als beim konventionellen Tief- und Pendelschleifen. Er beträgt zum Teil 

weniger als 10 % des Energiebedarfs, der für das konventionelle 

Schleifen erforderlich ist. 

Die wesentlichen Gründe hierfür sind: 

a) Der für die elastische Verformung des Werkstückes notwendige 

Anteil des Energiebedarfs beim Zerspanprozeß liegt beim Hochleistungsschleifen 

niedriger als beim konventionellen Schleifen, da die 

heiße Kontaktschicht sich leichter verformen läßt. 

b) Wegen der höheren Formänderungsgeschwindigkeit und der hohen 

Temperatur der Kontaktschicht beim Hochleistungsschleifen werden 

für die plastische Verformung des Werkstücks beim Spanbildungsprozeß 

geringere Kräfte und Energien benötigt. 

c) Ein weiterer Grund für den niedrigeren spezifischen Energiebedarf 

ist die größere Spanungsdicke, die durch größere Zustellung und 

größere Vorschübe zustande kommt. Im allgemeinen benötigt man 

weniger Energie, wenn ein bestimmtes Spanvolumen in einem 

Stück zerspant wird, als wenn es in mehreren dünneren Schichten 

abgetragen wird. Beim Hochleistungsschleifen ist im Vergleich 

zum Tiefschleifen die Spanungsdicke wegen der höheren Werkstückgeschwindigkeit 

erheblich größer. 

Wird mit ungeeigneten Werkzeugen, Schleifparametern, Abrichtbedingungen 

und/oder ungenügender Kühlschmierstoffversorgung gearbeitet,

- 63 - 

muß mit gravierenden Prozeßstörungen gerechnet werden. Bei zugesetzten 

Schleifscheiben steigt die Reibung stark an und führt zu größerem 

Wärmestau in der Kontaktzone und damit zu hoher Erwärmung des 

Werkstückes, das dadurch beschädigt werden kann. 

Bei schwer zerspanbaren Materialien, z. B. Titan, ist der Reibanteil beim 

Zerspanprozeß sehr hoch. Dadurch wird mehr Energie für den Prozeß 

benötigt, welche nicht ohne thermische Schädigung aus der Kontaktzone 

abgeführt werden kann. Abhilfe kann meist durch geringeren Energieeinsatz, 

d.h. kleinere Zerspanleistung und geringere Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit, 

erreicht werden [67,68]. 

Bild 4.18 stellt den qualitativen Einfluß der Werkstückgeschwindigkeit 

und des bezogenen Zeitspanungsvolumens auf die Randzonentemperatur 

dar. Bei richtiger Auslegung des Prozesses liegt die Randzonentemperatur 

beim Tiefschleifen in Bereichen, die für die Werkstücke unschädlich sind 

[4]. Zwischen dem Tiefschleifbereich und HEDG-Bereich ist eine Zone, 

die durch höhere Temperaturen gekennzeichnet ist. Unter anderem ist die 

hohe Temperatur in diesem kritischen Bereich, der knapp über dem konventionellen 

Tiefschleifen liegt, verantwortlich für die vergeblichen Versuche, 

höhere bezogene Zeitspanungsvolumina mit der Methode des 

Tiefschleifens zu erreichen. 

Ein großes Zeitspanvolumen bedeutet auch gleichzeitig ein großes Spanvolumen, 

das in den Spanräumen der Schleifscheibe untergebracht und 

aus der Kontaktzone mit dem Kühlschmierstoff nach außen geführt werden 

muß. Die Späne, die während einer Umdrehung der Schleifscheibe 

erzeugt werden, müssen ein geringeres Volumen haben als die Spanräume 

auf dem Schleifscheibenumfang. Das bedeutet, daß die Spanräume die 

Grenze für das maximale bezogene Zeitspanungsvolumen setzen. Die Erhöhung 

der Spanräume geschieht zum einen durch den Einsatz größerer 

Körnung und zum anderen durch die Vergrößerung der Porenräume, die 

sich aber in anderem Zusammenhang nachteilig auswirken kann. 

Abgesehen von größerer Oberflächenrauheit führen gröbere Körner zu 

größeren Schleifkräften und auch die Zahl der in Eingriff befindlichen 

Schneiden reduzieren sich. Daneben führt die Vergrößerung der Poren

- 64 - 

"'::l 

L- 

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'>- 

CLl 

s: 

U 

(/) 

Tiefschleifbereich 

Kritische 

Temperatur 

0 

100 200 300 

bezogenes Zeitspanungsvolumen Q~ 

Werkstückgeschwindigkeit 

V w 

~ 400 

(mm's) 

- 

Bild 4.18: Qualitativer Einfluß der Werkstückgeschwindigkeit und des 

bezogenen Zeitspanvolumens auf die Randzonentemperatur 

was nicht im- 

räume zu geringerer Festigkeit des Schleifscheibenbelags, 

mer erwünscht ist. 

Größere Kornkonzentration ist eine weitere Maßnahme, die das Realisieren 

hoher bezogener Zeitspanungsvolumina günstig beeinflußt. Eine 

größere Konzentration führt zu einer größeren kinematischen Schneidenzahl 

und einer geringeren Spanungsdicke. Hierdurch sind im allgemeinen 

höhere Gesamtschleifkräfte zu erwarten. Beim Hochleistungsschleifen 

nehmen die Schleifkräfte nicht proportional mit bezogenem Zeitspanungsvolumen 

zu und bleiben relativ niedrig. Höhere Konzentration und 

gleichzeitig große Spanraumvolumen lassen sich durch galvanisch 

gebundene Schleifscheiben erzielen. Daher ist in vielen Fällen eine 

galvanisch gebundene Schleifscheibe das bessere Werkzeug beim Hochleistungsschleifen.

- 65 - 

Weiterhin spielt der Kühlschmierstoff beim Zerspanprozeß eine wichtige 

Rolle. Er sorgt für die Schmierung in der Kontaktzone und den Abtransport 

der Wärme und Späne. Guter Schmiereffekt und gleichzeitig guter 

Kühleffekt sind erforderlich. In der Praxis lassen sich aber beide Effekte 

nicht gleichzeitig erzielen. Schleiföle haben einen guten Schmiereffekt, 

während wasserlösliche Schmierstoffe günstigere Wärmeaufnahmeeigenschaften 

besitzen. Für bestimmte Werkstoffe und Schleifbedingungen 

spielt die Wärmeabfuhr die wichtigere Rolle, für manch andere Schleifaufgabe 

ist die Schmierung die wichtigere Aufgabe des Kühlschmierstoffes. 

Für das Hochleistungsschleifen hat sich Öl mit seinem günstigeren 

Schmiereffekt als am meisten verwendeter Kühlschmierstoff etabliert 

[12,13]. Optimale Kühlschmierstoffzuführung und Scheibenreinigung sind 

für das Hochleistungsschleifen von großer Bedeutung; sie sind in Kapitel 

4.4 behandelt worden. 

Zusammenfassend kann gesagt werden, daß sich beim Hochleistungsschleifen 

durch die weiter oben definierte Kontaktschicht die Zusammenhänge, 

die zu verringerten Werkstückoberflächen-Temperaturen führen, 

erklären lassen. Für den raschen Abtrag der heißen Kontaktschicht sorgen 

die hohe Schnitt- und Werkstückgeschwindigkeit, die beim Hochleistungsschleifen 

zu den fundamentalen Voraussetzungen gehören. Der 

schnelle Abtrag der Kontaktschicht verhindert größeren Wärmeübergang 

in die Randzone, wodurch eine thermische Schädigung des Werkstückes 

verhindert wird. 

Ausgehend von diesen theoretischen Überlegungen und experimentellen 

Erfahrungen sind neben einer geeigneten Maschine, großer Schnittgeschwindigkeit, 

großer Zustellung und großer Werkstückgeschwindigkeit 

ist durch folgende Faktoren die Realisierung hoher Abtragsraten positiv 

zu beeinflussen: 

- Galvanisch gebundene CBN-Schleifscheiben (wegen der 

Möglichkeit des Einsatzes bei hohen Schnittgeschwindigkeiten),

- 66 - 

- Mittlere Korngröße, 

- Mikrokristallines Kom wegen seiner Splitterfreudigkeit. Durch 

kleine Absplitterungen wird die Schärfe der Körner mit 

geringem Verschleiß wieder hergestellt [60], 

- Öl als Kühlschmierstoff mit geeigneten Zufuhrsystemen und 

-drücken. 

In erster Linie sollte die Steigerung des bezogenen Zeitspanungsvolumens 

beim Hochleistungsschleifen durch eine Erhöhung der Werkstückgeschwindigkeit 

gegenüber der Zustellung erreicht werden (siehe Bild 4.13). 

4.7 Analytische Bestimmung des werkzeugbezogenen Maximums des 

Zeitspanungsvolumens 

Wie auch dem konventionellen Pendel- und Tiefschleifen sind auch dem 

Hochleistungsschleifen durch unterschiedliche Faktoren Leistungsgrenzen 

gesetzt. Bild 4.19 zeigt eine Übersicht der wichtigsten Grenzkriterien für 

das Hochleistungsschleifen. Als Grenzkriterien sind die Größen und 

Eigenschaften, die mit dem Werkstück, dem Werkzeug, der Werkzeugmaschine 

und der Fertigungsqualität zusammenhängen, dargestellt. Die für 

die Beurteilung dieser Kriterien notwendigen Voraussetzungen in bezug 

auf Schleifmaschine, Schleifwerkzeug, Stellgrößen etc. sind in den 

Kapiteln 4.1, 4.2 und 4.3 beschrieben worden. 

Im folgenden Abschnitt sollen zwei wesentliche Grenzkriterien, der 

Spanraum und die Werkzeugfestigkeit, näher untersucht werden. Ein 

analytisch abgeleitetes Modell zur Bestimmung des bezogenen Grenz- 

Zeitspanungsvolumens dient dabei als Grundlage.

Grenzen des Hochleistungsschlei fens

d K 

2 

- 68 - 

4.7.1 Der mittlere Spanraum als Grenzkriterium 

Die Spanräume im Schleifwerkzeug haben die Aufgabe, das abgetragene 

Material aufzunehmen und aus der Kontaktzone herauszuleiten. Spanräume 

werden grundsätzlich durch das Zurücksetzen der Bindung beim 

Schärfvorgang erzielt. Das Spanraumvolumen bei CBN-Schleifscheiben 

kann rechnerisch oder durch das Abtasten der Schleifwerkzeugoberflächen 

ermittelt werden. Nachfolgend wird ein analytisch abgeleitetes 

Rechenmodell zur Bestimmung des maximal erreichbaren bezogenen 

Zeitspanungsvolumens vorgestellt. 

Für eine Berechnung des Spanraumes muß ein geometrisch definierbares 

Idealkorn vorausgesetzt werden, das nach einem bestimmten Schema in 

der Bindung und auf dem Grundkörper angeordnet ist. Als Kommodell 

wird die mit Rasterelektronenmikroskopen nachweisbare häufigste 

Kornform, die Oktaederform von CBN-Kömem vorausgesetzt [23,62,69]. 

Bild 4.20 zeigt idealisierte Körner in schematischer Anordnung auf dem 

Grundkörper. 

Bindung 

Bild 4.20: 

Idealisiertes Kom und die Anordnung auf dem Grundkörper

- 69 - 

Auf dem Bild ist ein sogenannter kritischer Komüberstand (d. h. keine 

feste Verankerung des Kornes in der Bindung) dargestellt.Dieser beträgt 

dJ2. Bei diesem Wert ist die Bindung bis auf 50 % der Korngröße 

zurückgesetzt oder sie ist bis zu 50 % des Komdurchmessers belegt. Das 

einzelne Komvolumen V k läßt sich mit Gleichung 4.11 berechnen: 

1 2 

Vk = 6· dk· Wm 

(4.11) 

W rn 

= mittlere Maschenweite der Körnung 

Die Hälfte des einzelnen Komvolumens über dem Bindungsniveau 

entspricht: 

Vk 1 dk 2 

-=-·-·W 

2 6 2 m 

(4.12) 

Der freie Raum oberhalb der Komhälfte (Bindung) entspricht dem 

Spanraum Vspfür ein einzelnes Kom: 

v;,p = V 

ges -- 

V k 

2 

(4.13) 

wobei V ges das gesamte Volumen der Komhälfte und des dazugehörigen 

Spanraums darstellt. 

1 dk 2 

Vges = 2 . 2 .Wm 

(4.14) 

Der einzelne Spanraum V,p läßt sich durch das Einsetzen der Gleichungen 

4.12 und 4.14 in Beziehung 4.13 bestimmen: 

1 dk 2 1 dk 2 

v;,p = ( 2·2· wm) - (6.2 .wm) (4.15)

- 70 - 

V 

1 2 

sp 

=-·dk·w 6 (4.16) 

m 

Wenn alle Körner in idealisierter Form nebeneinander auf dem Umfang 

einer zylindrischen Scheibe mit dem Durchmesser d, und der Breite b, 

angeordnet werden, wird Ihre Anzahl n, wie folgt berechnet: 

21[" • d s • b s 

nk = 2 

W m 

(4.17) 

Die Summe aller Spanräume dieser Schleifscheibe mit 50%igem Kornüberstand 

ergibt sich dann zu: 

1 2 

Vsp,ges = 6 . dk . W m . nk = Vsp . nk (4.18) 

Aus Gleichung 4.17 und 4.18 folgt: 

1 

Vsp,ges = - .d k 

• w2 • 21[" • d s • b s 

6 m 2 W m 

(4.19) 

In Gleichung 4.19 werden die Maschenweite w m und der mittlere 

Korndurchmesser d k in mm angegeben. 

Daraus ergibt sich nach Umformung: 

1 

"Vsp,ges = "3 . d k . 1[" • ä, . b, (4.20) 

In Tabelle 4.2 sind für fünf unterschiedliche Korngrößen die Anzahl der 

Körner sowie die Spanräume pro Millimeter Scheibenbreite bei einem 

Schleifscheibendurchmesser d, = 400 mm dargestellt. Der mittlere Korn-

- 71 - 

durchmesser und die mittlere Maschenweite ergeben sich aus FEPA- 

Standard und DIN 848. 

mittlerer mittlere Anzahl der Spanraum je Spanraum je nun 

Korndurch- Maschen- Körner je Einzelkorn der Scheibenmesser 

weite mm Schei- breite 

benbreite 

- 72 - 

3 

I mm_ 1 

Qw 252 = 105,556 --·143,28 = 15.115,6 

, mm 

für Körnung B252 

3 

mm (4.22) 

(mm·8) 

3 

I mm_ 1 

Qw 151 = 63,249 -- ·143,28 = 9.057,2 

, mm 

für Körnung B151 

mm 3 (4.23) 

(mm· s) 

Diese Werte stellen theoretische Grenzwerte dar, die sich praktisch 

jedoch nicht realisieren lassen, da bestimmte Faktoren eine volle Ausnutzung 

des Spanraumes reduzieren, so benötigen Z. B. die Späne mehr 

Raum als sie selbst an Volumen aufweisen. Bei gleich großem Spanraum 

und Spanvolumen wäre eine große Energiemenge für die Umformung der 

Späne erforderlich. 

Für konventionelle Schleifverfahren und Schleifscheiben wird ein 

Spanraumfüllungsgrad f = 0,2 als optimal angesehen. Beim Hochleistungsschleifen 

sind aufgrund der kurzen Verformungszeiten etwas höhere 

Spanraumfüllungsgrade (~ = 0,2 + 0,3) möglich. Der Spanraumfüllungsgrad 

ist der Quotient aus einem einzelnen Spanvolumen V cu und dem 

zugehörigen Spanraumvolumen v; [23,48,62,69]. 

Vcu 

~=-v: 

sp 

(4.24) 

Als weiterer Faktor ist der Einfluß des Kornüberstandes zu betrachten. 

Im vorgestellten Modell und in Tabelle 4.2 wird von einem Kornüberstand 

z = 1/2 dl

d K 

2 

- 73 - 

bz 

z 

-- - --- 

Wm d k /2 

(4.25) 

Daraus folgt: 

2w m·z 

(4.26) 

b, = d 

k 

z 

Z1 

Bindung 

Bild 4.21: Darstellung der unterschiedlichen Komüberstände und der 

damit zusammenhängenden geometrischen Größen

- 74 - 

Das Spanraumvolumen V'Pb' das wegen des geringeren Kornüberstands 

z < dJ2 nicht mehr zur Verfügung steht, läßt sich für einzelne Körner 

nach folgender Gleichung berechnen. 

Vspb = Ys p - (Yspz - Vbz) (4.27) 

Vi b 

1 2 

z 

=-·z·b 6 z 

(4.28) 

1 2 

Vspz = 2 . z . W m 

(4.29) 

Mit V,p nach Gleichung 4.13 und b z nach Gleichung 4.26 folgt: 

1 2 1 2 2 w~ . z2 

V. b = (- . d k . W ) - (- . z . W ) + (- .z . ) (4.30) 

sp 6 m 2 m 3 d~ 

Die Gleichung vereinfacht sich zu: 

1 2 3z z3 

v: b = - .d k . W . (1 - - + 4 . -) 

sp 6 m d k d% 

(4.31) 

Für unterschiedliche Werte des Kornüberstandes z ergibt sich für V,pb aus 

der Gleichung 4.31: 

z = 0,5 Yspb = 0 (4.32) 

z = 0,45 Yspb = 0,014' Ys p = 1,4% . v,p (4.33)

- 75 - 

z = 0,35 Yspb = 0,121' Ys p = 12,1%· Ys p (4.34) 

Bei unterschiedlichem Komüberstand ist ein Komüberstandsfaktor 

berücksichtigen: 

K, zu 

K, = Ysp - Yspb 

Ys p 

(4.35) 

Wird ein Komüberstand von z = 0,35 -+- 0,45 d k angenommen, folgt für 

x, 

K; = 0,98 -;- 0,88 (4.36) 

Eine wettere Reduktion des Spanraumes ergibt sich bei Berücksichtigung 

des Bindungsrückenfaktors. Das Abtragen oder Zurücksetzen der Bindung 

vor und hinter dem Kom tritt ungleichmäßig stark auf. Hinter dem Kom 

bleibt die Bindung in Form eines Bindungsrückens zum Teil erhalten und 

verringert den möglichen Spanraum. Bild 4.22 zeigt die Bindungsrücken 

hinter einem Schleifkom. Die Bindungsrücken können bis zu 30 % des 

Spanraumes in Anspruch nehmen. Das bedeutet, daß für den Bindungsrückenfaktor 

B, Werte zwischen 0,7 und 1,0 berücksichtigt werden 

müssen. 

Für die restlichen Faktoren, die die volle Ausnutzung des Spanraurnes 

beschränken, wie z.B. der Werkstoff, die Spanform, die Bindungsart, die 

unterschiedlichen Reibungskoeffizienten zwischen Span und Bindung im 

Spanraum, die Komgröße und die Konzentration des Schleifwerkzeuges, 

Schwingungen der Schleifmaschine sowie die Kühlschmierung, wird ein 

allgemeiner Faktor fo definiert. Dieser Faktor kann Werte zwischen 0,1 

und 1 annehmen. Für optimale Bedingungen und bei gut schleifbaren 

Werkstoffen gilt f o = 1. 

Alle Einflußfaktoren ergeben zusammen den reduzierenden Einflußfaktor 

f 1 für den Spanraum. Dieser läßt sich wie folgt berechnen, dabei ist

- 76 - 

Bindungsrücken 

Korn 

z, Kornüberstand 

Bindung 

Bild 4.22: Bindungsrücken hinter dem Schleifkom 

f, Allgemeinfaktor, f. Spanraumfüllungsgrad, B, Bindungsrückenfaktor 

und K, Komüberstandsfaktor: 

fI = 10 . f.. (1 - ((1 - B b ) + (1 - Kz))) (4.37) 

Für f, = 0,1 + 1,0 

f. = 0,20 + 0,3 

B, = 0,70 + 1,0 

K, = 0,88 + 0,98 

Für den Reduzierungsfaktor f 1 läßt sich durch Einsetzen der maximalen 

und minimalen Werte für f o , f. ' B, und K, der kleinste und größte 

Wert bestimmen. Danach ergibt sich für f 1 folgende gerundete Werte:

- 77 - 

i, = 0,012 -7 0, 294 (4.38) 

Mit Berücksichtigung des Reduzierungsfaktors f 1 wird das gesamte Spanvolumen 

oder das maximale Materialvolumen, das durch eine einzige 

Schleifscheibenumdrehung abgetragen werden kann, berechnet: 

"Vspv = i..Vsp,ges (4.39) 

Daraus 

folgt 

1 

Vspv = h . 3 . d k . 7r • ds . b, (4.40) 

Multipliziert man das Spanvolumen, das auf dem Umfang der Schleifscheibe 

untergebracht werden kann, mit der Anzahl der Umdrehungen 

pro Sekunde, so ergibt sich ein Grenz-Zeitspanungsvolumen, das gleich 

dem bezogenen Zeitspanungsvolumen pro mm Scheibenbreite ist. 

v;pv = Vspv . ns (4.41) 

Weiter 

gilt 

Vi I 1 

spv = Q w,max = 3 .h .dk . 7r • ds . n, (4.42) 

Der Ausdruck (n .d.. n,) entspricht der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

v, und wird in Gleichung 4.42 eingesetzt. Daraus ergibt 

sich die erreichbare Zerspanleistung für galvanisch gebundene CBN- 

Scheiben. 

I V;p = Q~,max = ~ . h . dk • vcl (4.43)

- 78 - 

Berechnungsbeispiel 

Für zwei CBN-Schleifscheiben der Körnung B151 und B252 mit einem 

Durchmesser d, = 400 mm erhält man unter Berücksichtigung des 

Reduzierongsfaktors f 1 folgende Grenz-Zeitspanungsvolumen: 

Q'w= 181,4 + 4445 mm 3 /(mm.s) für eine Körnung B252 und 

Q'w = 108,7 + 2255 mm 3 /(mm. s) für eine Körnung BI51. 

Mit galvanisch gebundenen CBN-Schleifscheiben wurden bei relativ gut 

schleitbarem Material sowie optimierten Schleitbedingungen im Versuch 

folgende bezogene Zeitspanungsvolumina erzielt: 

für B252: Q'w = 3000 mm 3 /(mm·s) und 

für BI51: Q'w = 2000 mm 3 /(mm.s). 

Diese Ergebnisse liegen ziemlich dicht unter der oberen Grenze der 

analytisch ermittelten Werte. Der vorgestellte analytische Zusammenhang 

beschränkt sich lediglich auf das Hochleistungsschleifverfahren, und an 

erster Stelle steht dabei das mit galvanisch gebundenen CBN-Schleifscheiben. 

4.7.2 Die Schleifkörper- und Bindungsfestigkeit als Grenzkriterium 

Als Schleifscheibengrundkörper kommen für das Hochleistungsschleifen 

bei Umfangsgeschwindigkeiten v, > 120 m/s nur die Werkstoffe Stahl-, 

Aluminium-, und Aluminium-Kunstharz in Frage. In den Schleifkörpem 

treten während des Schleifens unter der Einwirkung von Spannkräften, 

Schleifkräften und Fliehkräften erhebliche Spannungen auf. Maßgeblich

- 79 - 

sind hier die Fliehkraftspannungen mit der Maximalspannung O"tmax, der 

Tangentialspannung am Rande der Bohrung [38,39]. 

Zur Ermittlung dieser Spannungen kann die Schleifscheibe vereinfacht als 

umlaufende Scheibe mit durchgehender mittiger Bohrung betrachtet 

werden. Für zylindrische Schleifkörper gleicher Dicke läßt sich die 

maximale Tangentialspannung nach folgender Funktion berechnen [39,70]: 

2 

_ . 2. 3 + v . r2. 1 + 1 - v . ri ) 

(Jtmax - P w 4 a ( 3 + v r~ 

(4.44) 

Für einen Stahlgrundkörper (mit der Querdehnzahl v = 0,3, P = Dichte, 

w = Winkelgeschwindigkeit, r. = Außenradius, ri = Innenradius) vereinfacht 

sich die Gleichung (4.44) zu: 

2 

2 2 r· 

(Jtmax = 0,825· p. w . ra . (1 + 0,212· -1) 

ra 

(4.45) 

Wegen der unterschiedlichen physikalischen und chemischen Eigenschaften 

der verschiedenen Schleifbeläge kann es zu Haftproblemen an der 

Verbindungsstelle zum Schleifkörper kommen. Die Berücksichtigung aller 

an der Verbindungsstelle auftretenden Effekte sind nicht Gegenstand 

dieser Arbeit. Das Haftproblem könnte reduziert werden, wenn die 

Verbindung zwischen Körnern, Bindung und Schleifkörper auf chemischer 

Basis möglich würde. Bis jetzt gibt es nur mechanische Verbindungen. 

Zur Ermittlung der Tangentialspannungen im Schleifbelag kann dieser als 

dünnwandige umlaufende Scheibe angesehen werden. Die auftretenden 

Spannungen können dann nach Gleichung 4.46 berechnet werden. 

2 2 

(Jt=p·w ·r a (4.46)

- 80 - 

Für einige Grundkörper und Schleifwerkzeuge sind die Grenzwerte für 

die maximale Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit festgelegt worden. 

Diese Grenzwerte wurden experimentell ermittelt: 

kunstharzgebundene Schleifwerkzeuge oder Grundkörper vc 

s 120 mJs; 

keramisch gebundene Schleifwerkzeuge oder Grundkörper 

v; ~ 120 mJs; 

Grundkörper und Schleifwerkzeuge aus Aluminium-Kunstharz, 

Aluminium und Stahl jeweils v, ~ 250 mJs. 

Die Sprengfestigkeit der zuletzt angeführten Grundkörperwerkstoffe liegt 

in der Regel weit über der erforderlichen Betriebsfestigkeit. Trotzdem ist 

es sinnvoll, die Grundkörper nicht bis zur Sprengfestigkeit hin auszulasten, 

da vor Erreichen der Sprenggeschwindigkeit am Schleifkörper 

unzulässige Verformungen auftreten. 

Die Festigkeit der Klebverbindungen an segmentierten Schleifscheiben 

begrenzt den Einsatz von Klebstoffen als Bindungs- oder Verbindungselement. 

Solche Schleifwerkzeuge lassen sich zur Zeit für Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten 

bis v; = 120 mJs einsetzen. Die Weiterentwicklung 

geeigneter Klebstoffe oder günstigerer Verbindungstechniken 

können zum verstärkten Einsatz segmentierter Scheiben beim Hochleistungsschleifen 

führen. 

Die Bindungsfestigkeit eines Schleifwerkzeuges ist maßgebend für die 

Kornhaltekraft, d.h. mit steigender Bindungsfestigkeit steigt die zulässige 

Kombelastung an. Diesen Zusammenhang hat Yegenoglu [23] für 

kunstharzgebundene CBN-Schleifscheiben untersucht. Im Versuch drückte 

er mit einer spitzen Vorrichtung die Körner aus der Bindung heraus und 

ermittelte die dabei auftretenden Kräfte. Diese Komausbruchkraft nimmt 

mit steigender Komgröße zu und fällt mit steigender Glättungstiefe Rps 

ab (Bild 4.23). Die Zunahme der Glättungstiefe führt zu größerem 

Komüberstand. Aus Bild 4.23 kann für eine Glättungstiefe ~s = 40 11m 

folgende Komausbruchkraft für zwei unterschiedliche Komgrößen 

abgelesen werden:

- 81 - 

F kmax = 32 N für B 252 

F lmax = 16 N für B 151 

Da die kunstharzgebundenen CBN-Schleifscheiben keine optimalen 

Werkzeuge für das Hochleistungsschleifen sind, wurden die Untersuchungen 

meist mit metallgebundenen (ein- und mehrschichtigen) Scheiben 

durchgeführt. Ein direkter Vergleich zwischen Kunstharzbindung und 

Metallbindung ist wegen ihrer unterschiedlichen Festigkeit nicht sinnvoll. 

Die Kornhaltekräfte für kunstharzgebundene Scheiben (Bild 4.21) können 

aber als Anhaltswerte benutzt werden. Bei metallgebundenen Scheiben ist 

auf jeden Fall wegen der höheren Festigkeit der Bindung 

1), hdE _e_. i I i i I 

N 

/01 1 

:;: 

E~ 

~ 

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2 

I' J ~ 

/, .J 

Fkmax r .- 

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\ .' 

i{Z 

:!JI 

I 

l) 

GlaHungstlefe 

Rps 

10 pm MI 

Bild 4.23: Die Belastbarkeit der CBN-Körper für Kunstharzbindung in 

Abhängigkeit von Korngröße und Glättungstiefe [23] 

mit größeren Kornausbruchkräften zu rechnen. D.h. wenn die Kornausbruchkraft 

der Kunstharzbindung für metallische Bindung zugrunde gelegt 

wird, liegt man auf der sicheren Seite.

- 82 - 

Die beim Hochleistungsschleifen auftretenden Schleifkräfte sind für zwei 

galvanisch gebundene eBN-Schleifscheiben unterschiedlicher Korngröße 

in Tabelle 4.3 dargestellt. Die gemessenen flächenbezogenen Schleifkraftkomponenten 

können für die Berechnung der Bindungsfestigkeit und 

damit für die Auslegung des Schleifwerkzeuges dienen. Bei Berechnung 

der flächenbezogenen Schleifkräfte wurden außerordentlich hohe bezogene 

Zeitspanungsvolumina von Q'w = 3000 mm 3 j(mm·s) für B 252 und 

Q'w = 2000 mm 3 j(mm·s) für B 151 zugrunde gelegt. 

Um den Zusammenhang zwischen der Kornausbruchkraft und den beim 

Hochleistungsschleifen wirkenden Einzelkomkräften ermitteln zu können, 

ist es notwendig, die Anzahl der vorhandenen Körner pro mm" Schleifwerkzeug 

zu bestimmen. 

Flächenbezogene Schleifkräfte Einsatzbedingungen 

CBN- F" F" F" Werkstoff: 16MnCrS 

n t ges 

Korn [NImm'] [NImm'] [NImm'] Umfangsgeschw.: V = 180 rn/s 

c 

bez. Zeitspanungsvolumen: 

252 9,09 5,54 10,64 ~252 = 3000 tnnf I(mm.s) 

151 8,54 4,77 9,78 ~151 = 2000 tnnf I(mm.s) 

Tabelle 4.3:Flächenbezogene Schleifkräfte für zwei galvanisch gebundene 

eBN-Schleifscheiben und die zugehörigen Schleitbedingungen 

Tabelle 4.4 zeigt die berechnete Anzahl der eBN-Körner pro mrrr' 

Schleifscheibe für die ideale Zusammensetzung der Körner, und die 

tatsächliche Anzahl der Körner auf dem Schleifbelag der eingesetzten 

Schleifscheiben. Die Auszählung der Körner zweier verschiedener 

Werkzeughersteller ergab nur geringe Abweichungen für galvanisch 

gebundene eBN -Schleifscheiben.

- 83 - 

Korndurchmesser Anzahl der Körner auf Auf dem Schleiffür 

CBN-Körner 1 mrff. gerechnet für belag gezählt 

- 84 - 

4.8 Thermomechanische Prozeßbedingungen 

Die in das Werkstück fließende Wärmemenge ist meist der begrenzende 

Faktor beim Schleifen, da sie zu Brandmarken, Mikrorissen, Weichhautbildung, 

Maß- und Formabweichungen sowie zu unerwünschten Zugeigenspannungen 

in der Werkstückoberfläche führen kann. 

Die Wärme beim Schleifen entsteht durch äußere und innere Reibung 

infolge elastischer und plastischer Verformung sowie durch Scher- und 

Trennarbeiten [9]. Je schneller diese Wärme aus der Kontaktzone 

abgeführt wird, desto besser kann bei erhöhter Leistung geschliffen werden. 

Die Schleiftemperatur ist abhängig von verschiedenen Faktoren und 

Parametern, die hier unter verschiedenen Aspekten aufgeführt werden: 

Kühlschmierstoff 

und Scheibenreinigung 

- Zuführung 

- Zusammensetzung 

- Konzentration 

- Durchflußmenge 

- Druck 

- Reinigung 

- Reinigungsmenge 

- Reinigungsdruck 

- Zusätze 

Werkstück 

- chemische Zusammensetzung 

- Gefüge 

- Härte 

- Werkstückgeometrie 

- Einspannung des Werkstücks 

- Spanform 

- Zerspanbarkeit 

- thermisch-physikalische Eigenschaften 


- Komart 

- Komgröße 

- Bindung 

- Porenräume 

- Konzentration 

- Topographieausbildung 

- Abmessungen 

- Auswuchtzustand 

Schleif- und Abrichtparameter 

- Zustellung 

- Werkstückgeschwindigkeit (Vorschub) 

- Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

- Schleifverfahren 

- Schleifrichtung 

- Abrichtbedingungen

- 85 - 

- Zusetzungsneigung 

- Verschleiß 

- Rundheit 

- Elastizitätsmodul 

Die erwähnten Einflußgrößen haben einen unterschiedlich starken Einfluß. 

Manche beeinflussen die Wärmeentwicklung beträchtlich, manche haben 

geringere Auswirkungen. Außerdem ist zu beachten, daß sich Einflußfaktoren 

bei Abhängigkeit von anderen Faktoren ändern können. Die exakte 

Bestimmung der Einflüsse sämtlicher erwähnter Faktoren wäre äußerst 

aufwendig. Daher sollen bei den hier beschriebenen Schleifuntersuchungen 

nur die praxisnahen Parameter variiert und andere Faktoren konstant 

gehalten werden. 

Außerdem ist die Bestimmung der Temperatur in der Kontaktzone mit 

großen Schwierigkeiten verbunden. Viele Wissenschaftler haben versucht, 

die Schleiftemperatur mittels Thermoelementen zu bestimmen [9,10,11,71, 

72,73]. Es wurden dazu Eindraht-Thermoelemente und Zweidraht-Thermoelemente 

mit oder ohne Mantel eingesetzt. Diese Bemühungen haben 

allerdings zu meist sehr unterschiedlichen Ergebnissen geführt. 

Das Hauptproblem bei der Bestimmung der Temperatur in der Kontaktzone 

liegt im schnellen und ungleichmäßigen Spanbildungsprozeß. Beim 

Schleifen liegen Formänderungsgeschwindigkeiten von 10 5 + 10 9 S-1 vor 

(beim Drehen beträgt sie 10 4 + 10 6 s', beim Walzen 10 2 + 10 5 S-I) [74]. 

Die Höhe der Formänderungsgeschwindigkeit, die kurze Einwirkzeit und 

andere Einflußfaktoren wie der Kühlschmierstoff begrenzen die genaue 

Bestimmung der Temperatur in der Kontaktzone und beim Spanbildungsprozeß. 

Trotz aller Schwierigkeiten kann auf die Messung der 

Schleiftemperatur in der Forschung nicht verzichtet werden. Sie soll 

mittels neuer und weniger träger Meßmethoden genauer bestimmt werden. 

Die meisten der Autoren, die sich mit der Temperaturmessung befaßt 

haben, haben ihre Messungen beim konventionellen Pendelschleifen (hohe 

Werkstückgeschwindigkeit und kleine Zustellung) durchgeführt [9,10,11,- 

71,73,75,77]. 

Beim Tiefschleifverfahren, bei dem den Thermoelementen wegen der 

relativ niedrigen Werkstückgeschwindigkeit genügend Zeit für die

- 86 - 

Erwärmung zur Verfügung steht, wurden bisher nur sehr wenige Messungen 

durchgeführt. Beim Hochleistungsschleifen, bei dem im Gegensatz 

zu anderen Schleifverfahren mit höherem Energieumsatz in kürzerer Zeit 

zu rechnen ist, ist das Wissen über die herrschenden Temperaturen in 

der Kontaktzone und auf den neuerzeugten Oberflächen von großer 

Bedeutung. 

Die Frage wird noch interessanter, wenn man die bisherigen Untersuchungen 

berücksichtigt, die zu der Feststellung kommen, daß die 

Wärmemenge mit steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit und 

zunehmendem bezogenen Zeitspanvolumen stetig ansteigt. Beim Hochleistungsschleifen 

liegen diese Werte um ein Vielfaches über denen des 

konventionellen Schleifens. Es ist auch ungenügend geklärt, wie sich die 

hochharten CBN-Schleifwerkzeuge im Vergleich zu den Korundschleifscheiben 

verhalten und zu welchen Temperaturen sie im Werkstück 

führen. 

4.8.1 Theoretische Grundlagen und Berechnungsverfahren 

In der Kontaktzone zwischen Schleifscheibe und Werkstück greifen 

mehrere Schneiden der Schleifkörner in das Material ein und bewirken 

den Spanabtrag. Jede Schneide, die am Zerspanprozeß beteiligt ist, trägt 

in kürzester Zeit mit großer Geschwindigkeit aus einem kleinen Bereich 

(wenige MIkrometer) Material ab. Die Spanbildung ist ungleichmäßig 

und mit der Umsetzung mechanischer Energie in Wärme verbunden. 

Der Spanbildungsprozeß läßt sich in die folgenden Stadien unterteilen. 

Zuerst bewirkt das Kom eine elastische Verformung des Materials. Mit 

fortlaufender Bewegung der Schneide kommt es zu einer elastischen, 

dann zu einer plastischen Verformung des Werkstoffs mit innerer 

Reibung. Zum Schluß kommt es durch äußere elastische und plastische 

Verformungen und innere Reibung im Werkstück zur Spanbildung [8]. 

Mechanische Energie wird in Wärme umgesetzt und verteilt sich von der 

Kontaktzone aus in die Späne, den Kühlschmierstoff, die Schleifscheibe 

und die oberflächennahe Werkstückrandzone.

- 87 - 

Der umgesetzte Gesamtwärmestrom Q kann nicht der aufgenommenen 

Spindelleistung P, gleichgesetzt werden. Ein Teil der Leistung geht durch 

die Erzeugung eines Luftstroms, den Transport des Kühlschmierstoffes. 

den Transport der Späne und durch die mechanische Reibung der Spindel 

verloren und wird nicht in der Kontaktzone in Wärme umgesetzt. Diese 

Energien werden mit dem Wärmeumwandlungsfaktor K, berücksichtigt. 

r: = «.. Q (4.47) 

Für K, wurden Werte zwischen 0,85 und 1 bestimmt. Für die Berechnung 

der Temperatur wird meist K, = 1 eingesetzt. In Bild 4.24 ist die 

Bild 4.24: Wärmequelle und Wärmeverteilung während des Schneideneingriffs 

[8]

- 88 - 

Wärmeentstehung und -verteilung an der Einzelschneide gezeigt. Die 

umgesetzte Energie wird über folgende Wege aus der Kontaktstelle nach 

außen ttansportiert: 

- ein Teil der Energie fließt in das Werkstück; 

- ein Teil der Energie wird mit den Spänen und dem Kühlschmierstoff 

nach außen transportiert; 

die restliche Energie fließt in die Schleifscheibe. 

Die prozentuale Verteilung der Wärmeenergie auf die erwähnten Bereiche 

ist von verschiedenen Faktoren abhängig. Mehrere Autoren kommen 

bei ihren Untersuchungen zu verschiedenen Ansätzen. Lee [77] hat festgestellt, 

daß ca. ein Drittel der Gesamtwärme in das Werkstück fließt 

und ca. die Hälfte mit dem Kühlschmierstoff abgeführt wird. Dagegen 

fließen nach Malkin [78] 60 + 80 % der Wärme in das Werkstück. 

Brandin [10] behauptet, daß 20 % der Wärme in die Späne und 80 % 

in das Werkstück fließt. Choi [72] hat für CBN-Schleifscheiben den 

Wärmefluß aus der Kontaktzone in die Schleifscheibe zu 73 % und in 

das Werkstück zu 27 % berechnet. Der Wärmeanteil, der in das Werkstück 

fließt, wird von Wemer [79] zwischen 30 und 95 % angegeben. Es 

kann nicht von einer festen Verteilung der Wärme auf Werkstück, 

Kühlschrnierstoff und Schleifscheibe ausgegangen werden, weil viele Einflußgrößen 

den Wärmefluß beim Schleifprozeß beeinflussen können. 

Um genauere Werte für den Wärmefluß in das Werkstück zu erhalten, 

haben andere Autoren [80,81] das Werkstück isoliert und die Schleifwärme 

mittels Wasser, das im Werkstück fließt, nach außen transportiert. 

Dadurch konnte die Wärmemenge kalorimetrisch bestimmt werden. 

Da die genaue Temperaturmessung in der Kontaktzone auf direktem 

Wege nicht möglich ist und die indirekten Methoden mit aufwendigen 

Meßtechniken und Probenvorbereitungen verbunden sind, haben viele 

Forscher versucht, über eine funktionale Beziehung die Temperatur in 

Abhängigkeit von Stellgrößen und Prozeßkenngrößen zu bestimmen. 

Wemer [82] entwickelte folgendes Temperaturmodell:

K' 

- 89 - 

1 2(1-E3(l-ßJ()) 

?J = '!90 [_1. K~3-ß·J( . V~(l-€3) . (-) (4.48) 

z 

V w 

dabei 

gilt: 

d1-€3(1-ßK) 

se 

. aE3(1-J()j 

e 

f}o = Anfangstemperatur in "C 

K 1 ,K 2 ,ß = Faktoren, abhängig von thermischen Eigenschaften des 

Werkstoffes, Kühlschmierbedingungen und Körnung der 

Schleifscheibe - 

K = Exponentialkoeffizient u.a. abhängig von der Zustellung und 

dem Werkstückmaterial 

ß.J = Exponentialkoeffizient der Schnittkraftdefinitionsgleichung, 

abhängig von der Schneidenzahl, dem Werkstückmaterial und 

der Schleifscheibenbindung. 

Bei diesem Modell müssen die einzelnen Stellgrößen durch experimentelle 

Untersuchungen für jedes weitere Schleifproblem erneut bestimmt 

werden. Die Anwendung dieses Modells ist an Voraussetzungen gebunden, 

die seinen Einsatz hauptsächlich auf das Pendelschleifen (geringe 

Zustellung und Kontaktlänge ) beschränken. Es wird voraussetzt, daß 

v; > 50 mm/s ist [82]. 

Eine von Takazawa [75] entwickelte Funktion für den Temperaturverlauf 

im Werkstück lautet: 

f}z = 2qw' a{) .3 1. LO,53 . e(-0,69.L-Ü,37.z) 

Jr·,X·v ' 

w 

(4.49) 

Mit dieser Funktion kann die örtliche Temperatur unter der neuerzeugten 

Oberfläche berechnet werden. Für z = 0 ergibt sich folgende Funktion 

für die Temperatur auf der neuerzeugten Oberfläche: 

_0 2qw . a{) (lk . VW)O 53 

ir > ·31·--' 

- Jr . ,X • v w ' 4a{) 

(4.50)

- 90 - 

Das Modell von Takazawa wurde von anderen Autoren unverändert oder 

mit geringen Modifikationen übernommen [74,83,84]. 

Es existieren weitere theoretische Ansätze für die Temperaturbestimmung 

beim Schleifen [85]. Da jedoch viele unterschiedliche Faktoren die 

Wärmeentwicklung in der Kontaktzone beeinflussen, haben die bis jetzt 

entwickelten Modelle keine Allgemeingültigkeit. Auch Lowin [9] ist zu 

der Feststellung gekommen, daß noch kein allgemeingültiges Modell zur 

genauen Temperaturberechnung existiert. 

• Die analytischen Modelle beinhalten in der Regel konstante Kenngrößen, 

wie die Wärmeleitfähigkeit und Temperaturleitfähigkeit, die aber wiederum 

selbst temperaturabhängig sind und für unterschiedliche Gefügezustände 

eines Werkstoffes unterschiedliche Werte annehmen [86]. Diese 

Abhängigkeiten werden normalerweise in den analytischen Berechnungen 

nicht berücksichtigt, obwohl sie zu Abweichungen von den tatsächlich 

herrschenden Temperaturen führen können. Für das Hochleistungsschleifen 

mit den CBN-Schleifwerkzeugen bei wesentlich höheren Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten 

wurden bis jetzt weder theoretische 

noch experimentelle Temperaturbestimmungen vorgenommen.

- 91 - 

5. Beschreibung der Versuchseinrichtung 

5.1 Schleifmaschine 

Für die experimentelle Untersuchung des Hochleistungsschleifens wurde 

eine CNC-Flachschleifmaschine, Typ FS 126 der Firma Gühring- 

Automation, eingesetzt Bild 5.1. 

Diese Maschine, die für Forschungszwecke speziell ausgerüstet wurde, 

zeichnet sich durch hohe Werte für Spindelleistung (50 kW) und 

Drehzahl (9000 min", stufenlos regelbar) aus. Bei Schleifscheiben mit einem 

maximalen Durchmesser von d, = 400 mm können damit Schnittgeschwindigkeiten 

von bis zu 185 mls erreicht werden. 

Die Schleifspindel wird über Riemen mit einer Übersetzung von 1 zu 1,5 

von einem Gleichstrommotor angetrieben. Die Spindel ist wälzgelagert 

und zeichnet sich durch große Steifigkeit und hohe Rundlaufgenauigkeit 

(1 um) aus. 

Bild 5.1: Hochleistungsflachschleifmaschine Typ FS 126 der Fa. 

Gühring Automation

- 92 - 

Die Führungen der drei translatorischen Achsen der Maschine sind 

wälzgelagert und werden durch Servo-Gleichstrommotoren über Kugelrollspindeln 

angetrieben. Der kleinste steuerbare Verfahrweg beträgt 111m. 

Die Tischgeschwindigkeit ist in einem Bereich von 0,02 bis 15 m/min 

einstellbar. 

Besonders wichtig ist bei diesen hohen Umfangsgeschwindigkeiten ein 

gutes Auswuchten des Schleifspindelsystems. Es erfolgt automatisch 

durch einen Hydrokompenser, Typ HBA 3001, der Fa. Dittel. Der Hydrokompenser 

kann die augenblickliche Unwucht des gesamten Spindelsystems 

feststellen und durch Einspritzen von Kühlschmierstoff in 

Taschen, die sich in der Stirnfläche des Flansches befinden, auswuchten. 

Dieses Prinzip funktioniert gut bis zu Drehzahlen von 5.000 U/min. Bei 

höheren Drehzahlen fließt die eingespritzte Flüssigkeit nicht ganz in die 

Taschen, so daß bei höheren Drehzahlen vorher konventionell ausgewuchtet 

werden muß. 

Damit ein eventuelles Bersten der Schleifscheibe das Bedienungspersonal 

oder die Maschine nicht gefährdet, wurde die Schutzhaube entsprechend 

verstärkt. Um dennoch den Schleifprozeß beobachten zu können und um 

die Kühlschmierstoff-Zuführung zu kontrollieren, wurde die vordere Tür 

der stählernen Schleifhaube durch dickes Panzerglas ersetzt. 

Als Folge der hohen Schnittgeschwindigkeit entsteht beim Hochleistungsschleifen 

starker Ölnebel im Schleifraum. Zur Vermeidung 

gesundheitlicher Schäden des Maschinenpersonals wurde die Maschine 

mit einer Absaugung und einem elektrostatischen Luftfilter ausgerüstet. 

Diese befindet sich direkt auf der Schleifmaschine. Es werden ca. 4.000 

m 3 /h Luft aus dem Schleifraum abgesaugt und gefiltert. 

Für die Untersuchungen wurde die Maschine mit folgenden zusätzlichen 

Einrichtungen ausgerüstet: 

- leistungsfähige Kühlschmierstoffanlage (Eigenbau), 

- Abrichtsystem nach dem Swing-Step-Verfahren (in Kooperation 

mit der Fa. KW-Abrichttechnik entwickelt),

- 93 - 

- Schärfvorrichtung (Eigenbau), 

- AC-Gerät zur Schwingungsreduzierung (Leihgerät der Fa. 

Diamant Boart Deutschland GmbH, Haan). 

Die Kühlschmierstoffanlage reinigt und fördert den Kühlschmierstoff mit 

einer Fördennenge von bis zu 500 lImin bei einem einstellbaren Druck 

von bis zu 20 bar. Einzelheiten über Kühlschmierstoffanlage, KüWschmierstoffzuführung 

und Scheibenreinigung werden in Kapitel 4.4 

ausführlich behandelt. 

Das verwendete Swing-Step-Abrichtsystem zeichnet sich u.a. durch 

geringe Schwingungen beim Profilieren aus, was sich günstig auf die 

Verringerung der Profilabweichung auswirkt. Die spezifischen Eigenschaften 

und die Kinematik des Swing-Step-Abrichtens sind in Kapitel 4.5 

beschrieben. 

Näheres über die leistungsfähige Schärfvorrichtung, die für das Zurücksetzen 

der Bindung an abrichtbaren CBN-Scheiben eingesetzt wurde, ist 

ebenfalls in Kapitel 4.5 dargestellt. 

Die Firma Diamant Boart hat in Zusammenarbeit mit der Universität 

Leuven in Belgien ein AC-Gerät (AC = Adaptive Control) entwickelt, 

mit dem drehzahlabhängige Schwingungen automatisch durch Verlassen 

des kritischen Schleifscheibendrehzahlbereichs verringert werden können. 

Bei unzulässig hohen Schwingungen, die bei bestimmten Drehzahlen auftreten, 

schaltet das Gerät auf vorher programmierte geringere Drehzahlen 

herunter. Bewegt sich der Prozeß wieder im Rahmen der üblichen 

Schwingungsamplitude, wird die Schleifscheibendrehzahl wieder auf den 

aktuell programmierten Wert angehoben. Das Gerät kann Rattermarken, 

die durch kritische Drehzahlen zeitweise auftreten, verhindern. Bei langen 

Werkstücken und geringer Werkstückgeschwindigkeit hat sich das Gerät 

bewährt. D. h. es liefert gute Ergebnisse bei Schleifprozessen, die in 

bezug auf die Werkstückgeschwindigkeit den Tiefschleifverhältnissen 

entsprechen. Es stellt sich aber heraus, daß das Gerät für Hochleistungsschleifaufgaben, 

die nur wenige Sekunden Zeit benötigen, weniger gut 

geeignet ist, da die Schwingungsmessung und die Drehzahlanpassung Zeit 

benötigen.

- 94 - 

5.2 Meßeinrichtung 

Zur Messung der Schleifkräfte wurde ein Dreikomponenten-Dynamometer 

der Fa. Kistler in Form einer Meßplatte verwendet. Dabei werden die 

drei orthogonalen Komponenten einer Kraft durch piezoelektrische 

Kraftsensoren aufgenommen. Für jede der drei Kraftkomponenten wird 

im Dynamometer eine proportionale elektrische Ladung erzeugt, die im 

nachgeschalteten Ladungsverstärker in analoge Gleichspannung verwandelt 

wird. Ein AD-Wandler, der in einem 16-Bit-Meßrechner eingebaut 

ist, wandelt dann diese in entsprechende Digitalwerte, die durch eine 

Software weiterverarbeitet und dann in Form von Meßwerttabellen oder 

Diagrammen registriert werden. 

Für jede Kraftkomponente wird ein eigener Ladungsverstärker eingesetzt. 

Der der Eingangsstufe des jeweiligen Ladungsverstärkers nachgeschaltete 

Tiefpaßfilter unterdrückt die beim Messen entstehenden hochfrequenten 

Störschwingungen. Das Blockschaltbild dieser Anordnung ist im Bild 5.2 

wiedergegeben. 

Für die Bestimmung der Oberflächenkennwerte wurde ein Tastschnittgerät 

der Fa. Rank Taylor-Hobson, Typ Talysurf 5, eingesetzt. 

»> Schleifscheibe 

Werkstück 

0z, Oy , Ox: Ladungen 

uz, uy, u, : Spannungen 

Messrechner 

- Messwertverarbeltung 

- Plottprogramm 

u z 

Bild 5.2: Kraftmeßeinrichtung beim Hochleistungsschleifen (Blockschaltbild)

- 95 - 

Weiterhin kam eine vom Fachgebiet Fertigungsverfahren entwickelte 

Abtastvorrichtung zur Bestimmung der Topographie der Schleifscheiben 

zum Einsatz [87]. Die Abtastvorrichtung besteht aus einer sehr genau 

laufenden Präzisionsspindel zur Aufnahme der Schleifscheibe, einem 

kleinen Rädchen, das über ein Untersetzungsgetriebe von einem 

Schrittmotor angetrieben wird und dem Abtastkopf eines Oberflächenmeßgerätes 

(Talysurf 5) sowie der zugehörigen Auswerteeinheit (Bild 

5.3). Mit dem Abtastkopf wird die Schleifscheibe axial abgetastet, danach 

dreht das Rädchen die Schleifscheibe um einen sehr kleinen Winkel, so 

daß die nächste Abtastlinie ca. 10 11m Abstand hat. Dieser Vorgang 

wiederholt sich so lange, bis eine repräsentative Fläche des Schleifbelages 

abgetastet ist. Mittels eines Programms werden die Abtastwerte verarbeitet 

und die Topographie der Abtastfläche vergrößert ausgeplottet. 

Daraus lassen sich Veränderungen feststellen und der Zustand der Körner 

und der Bindung kontrollieren. 

Darüber hinaus wurde die elektrische Schleifspindelleistung mit einem 

Leistungsmeßgerät der Fa. Valenite-Modco, Typ G 72-PS, ermittelt. 

Bild 5.3: Abtastvorrichtung zur Bestimmung der Schleifscheibentopographie

- 96 - 

Dabei mißt ein Meßwandler die momentane Spannung und den Strom am 

Spindelmotor und multipliziert beide Größen. Das Produkt wird als elektrische 

Wirkleistung (elektrische Spindelleistung) an einem auf dem 

Meßgerät eingebauten Display angezeigt und über einen AD-Wandler zur 

weiteren Verarbeitung in den Prozeßrechner eingegeben. 

Die in den Werkstückrandzonen erzeugten Eigenspannungen wurden 

röntgenographisch vom Institut für Werkstofftechnik (IWT) mit einem 

Q-Goniometer gemessen. Das Meßverfahren beruht auf der Erfassung der 

durch die Bearbeitungsverfahren verursachten relativen Änderung der 

Atomabstände. Mit Hilfe der bekannten elastizitätstheoretischen Zusammenhänge 

läßt sich somit der in der Randzone herrschende Eigenspannungszustand 

berechnen. Die Meßergebnisse und deren Bewertung 

werden in Kapitel 6.6 dargestellt. 

Die Schleiftemperaturen in der Nähe der Kontaktzone zwischen 

Werkstück und Schleifscheibe wurden durch mehrere Mantelthermoelemente 

erfaßt. Das Meßverfahren wird im folgenden Kapitel ausführlich 

dargestellt. 

5.3 Einrichtung und Durchführung der Temperaturmessungen 

Für die Temperaturmessung beim Schleifen wurden die unterschiedlichsten 

Meßmethoden eingesetzt. Die wichtigsten seien hier erwähnt: 

- Photozellen, 

- Thermowiderstände, 

- Temperaturrneßfarben, 

- Eindraht- Thermoelemente, 

- Zweidraht- Thermoelemente (mit oder ohne Mantel), 

- Infrarot -Temperaturmessungen. 

Am häufigsten werden die Ein- und Zweidraht-Thermoelemente für die 

Bestimmung der Schleiftemperatur verwendet. Die Thermoelemente lassen 

in großen Temperaturbereichen eine relativ genaue Messung zu. Sie 

können durch Bohrungen oder andere Maßnahmen in der Kontaktzone 

oder kurz darunter angebracht werden.

- 97 - 

Um die Abmessungen der Thermoelemente und damit ihre Ansprechzeit 

weiter zu verringern, versuchte Choi [72] auf der Basis von Zweidraht- 

Thermoelementen durch Aufdampfen auf verschiedene Unterlagen dünne 

Thermoelemente herzustellen. Er konnte zwar noch keine zufriedenstellenden 

Ergebnisse erzielen, aber die Weiterentwicklung dieser Art von 

Thermoelementen könnte eine genauere Temperaturmessung in der 

Kontaktzone ermöglichen. 

Die Temperaturmessung in der Kontaktschicht oder während des Eingriffs 

einer Schneide ist fast nicht möglich. Lowin [9] zeigte, daß die eingesetzten 

Methoden für die genaue Messung der Schleiftemperatur in der 

Kontaktzone ungeeignet sind. Es wird aber versucht, mit Messungen an 

unterschiedlichen Stellen unter der Randschicht durch Interpolieren und 

Extrapolieren die mittlere Randzonentemperatur zu bestimmen. 

Die Ansprechzeit der Thermoelemente ist für die Bestimmung der sich 

schnell ändernden Schleiftemperatur von großer Bedeutung. Die Ansprechzeiten 

von Mantelthermoelementen (die auch in dieser Arbeit verwendet 

wurden), sind in Bild 5.4 dargestellt. Die Messungen wurden in 

400 

ms 

:F Meßm

- 98 - 

siedendem Wasser vorgenommen und geben 9!lO-Wert-Zeiten für zwei 

Thermoelementtypen und unterschiedliche Durchmesser wieder. 

Für die Temperaturmessung im Rahmen dieser Arbeit wurden in und 

unter der Randzone sowie an unterschiedlichen Stellen der Kontaktzone 

Mantelthermoelemente mit einem Außendurchmesser von 0,5 mm verwendet. 

Sie bestehen aus NiCrlNi-Drähten, die zum Schutz mit einem 

Mantel aus Inconel umhüllt sind. Die Drähte sind bis zur Schweißstelle 

isoliert. Nach DIN 43710 (Entwurf 1984) "Grundwerte der Thermospannung 

in mV für Fe-CuNi", und Herstellerangaben [89] sind die Thermoelemente 

für Temperaturmessungen bis zu ca. 1.000 °C geeignet. Die 

CrNi/Cr-Thermoelemente sind als "Typ K" bekannt und besitzen im 

gesamten Meßbereich eine gute Linearität. 

85 v_ 

+z 

- 

0.500 0

- 99 - 

Da Thermoelemente eine Vergleichstemperatur benötigen, wurde eine 

Meßkarte mit einem genauen Temperaturfühler benutzt. Die Meßkarte 

mißt die momentane Raumtemperatur und gibt sie als Vergleichstemperatur 

an den Prozeßrechner weiter. An die Meßkarte können gleichzeitig 

fünfzehn Thermoelemente angeschlossen werden. Die Meßsignale von den 

Thermoelementen werden zur Meßkarte geführt und zusammen mit den 

Meßsignalen der Vergleichsstelle im Prozeßrechner verstärkt. Ein geeignetes 

Rechenprogramm sorgt für die Verarbeitung der Daten und ihre 

Darstellung auf Monitor und Plotter. Durch Kalibrier- und Eichversuche 

in Eiswasser, kochendem Wasser und auch bei höheren Temperaturen in 

einem elektrischen Ofen wurde nachgewiesen daß die erwarteten Ansprechzeiten 

zutreffen und daß eine genaue Temperaturerfassung möglich 

ist. 

Für die Temperaturmessung wurden fünf Löcher dicht unter die zu 

erzeugende Werkstückoberfläche gebohrt und die entsprechenden 

Thermoelemente eingebaut. Bild 5.5 zeigt die Verteilung der Meßstellen 

im Abstand von 0,1 bis 1 mm unterhalb der neuerzeugten Oberfläche. 

Die Thermoelementspitzen wurden 5 mm tief in das Werkstück exakt auf 

Bild 5.6: Für die Temperaturmessung vorgebohrtes Werkstück

- 100 - 

Schleifscheibenmitte eingebracht. Sie wurden mittels einer Vorrichtung 

in die Bohrung gedrückt und in dieser Stellung festgeklemmt. Eine Leitpaste 

sorgte in der Bohrung für besseren Kontakt zwischen Thermofühler 

und Werkstück. 

Bild 5.6 zeigt ein für die Temperaturmessung vorbereitetes Werkstück. 

Das Werkstück kann zweimal eingesetzt werden und ist für eine 

Zustellung von 10 mm vorgesehen. An der mittleren Bohrung ist eine 

Klemmvorrichtung zum Festhalten der Thermoelemente angebracht. 

Bild 5.7 zeigt einen Meßschrieb der fünf in unterschiedlicher Tiefe 

angebrachten Thermoelemente. Der Werkstückstoff 42CrMo4 hat eine 

Härte von 34 HRC. Zum Schleifen wurde eine galvanisch gebundene 

~ 

.3 

~'" 

c, 

E 

~ 

600 

·C 

400 

200 

Schlei fschelbe 

GY B 252 N 200 G 

Werkstoff 42 CrMo 4; HRC40 

f-------------I-I Schlei fscheibenumfangsgeschw. "c = 100 m/s 

Zustellung a e = 5 mm 

bezogenes Zei tspanungsvolumen Q~ = 30 mm'/(mm*s) 


Schlei föl 

o 

• r , 

• I f. \ 

.i /.I '.. ' 

/V\: -t /\ \ \ 

I / i1'(" \ I" '. \ \ Tiefe -- 

i:i~'A\\\ 

i I: ",", ", \ \ 

; i i " 'J \. \ \ \ 

•••••

- 101 - 

CBN-Scheibe mit der Körnung B252 eingesetzt. Die Zustellung betrug 

a. = 5 mm und das bezogene Zeitspanvolumen Q'w = 30 mm 3 /(mm. s). 

Die Temperatur-Zeit-Kurven TI bis T, sind den fünf Thermoelementen 

zugeordnet. Dabei ist T, der Temperaturverlauf des der Randzone am 

nächsten liegenden Elements. In diesem Fall ist ein Temperaturunterschied 

von über 100°C zwischen dem ersten und letzten Thermofühler 

zu erkennen, gemessen wurde eine Temperatur von ca. 500°C in einem 

Abstand von 0,1 mm unter der neuerzeugten Werkstückoberfläche. Der 

Versatz der Temperaturmaxima in Bild 5.7 ist verständlich, da die Thermoelemente 

in Schleifrichtung jeweils 5 mm voneinander entfernt waren 

(wie in Bild 5.5). Die Thermofühler konnten nur versetzt untereinander 

angebracht werden, weil ihre Durchmesser zum Teil größer als ihre 

Tiefenstaffelung waren. 

Durch Extrapolieren wurde die mittlere Randzonentemperatur für die 

Schleifoberfläche berechnet. 

Die Schleifuntersuchungen haben weiter gezeigt, daß bei genügend langen 

Werkstücken kurz nach Erreichen bzw. kurz vor dem Ende der vollen 

Kontaktlänge eine konstante Temperaturverteilung vorliegt, falls sich die 

Bedingungen während des Schleifens nicht ändern. Es wurde auch 

beobachtet, daß bei verbrannten Werkstücken die Werkstoffschädigung 

den gleichen Tiefenverlauf im ganzen Werkstück aufweist, solange die 

Kontaktlänge konstant bleibt. 

In der Kontaktzone selbst herrscht nicht überall die gleiche Temperatur. 

Manche Autoren behaupten, daß die maximale Temperatur in der Mitte 

der Kontaktlänge herrscht [20]. 

Für die Temperaturmessung in der Kontaktzone wurde zuerst die 

Kontaktlänge für bestimmte Schleifscheibendurchmesser und Zustellungen 

bestimmt. Dann wurden an fünf Stellen mit einem Abstand von 0,1 mm 

von der Kontaktzone fünf Bohrungen angebracht (Bild 5.8). Die 

Bohrungen reichen bis zur Mitte der Kontaktbreite und ihr Durchmesser 

betrug 0,5 mm.

- 102 - 

(a) 

/ ,'.,7'- 

__ ,? 

---- 

T, 

T 2 

0' ~~.~.t~::f' 

/ 

7LJ 

t=_-:c==--- ----1/ 

o» 

Röntgenbild 

10 mm 

Bild 5.8: Temperaturmeßpunkte unter verschiedenen Stellen der 

Kontaktzone (Röntgenaufnahme) 

Die Erfassung der Meßwerte erfolgte nach dem gleichen Verfahren wie 

bei der Bestimmung der Randzonentemperatur. Der Schleifprozeß mußte 

0,1 mm über den Thermoelementen und genau an der vorgesehenen 

Kontaktstelle beendet werden. Die exakte Vorbereitung der Werkstücke 

sowie der Bohrungen sind hierbei Voraussetzung für eine genaue 

Meßwerterfassung und Vermeidung der Zerstörung der Thermoelemente 

durch Anschleifen. 

Mit diesem Verfahren wurden die Kontaktzonentemperaturen für verschiedene 

Arbeitsbedingungen bestimmt. Die Ergebnisse sind im Kapitel 6.5 

beschrieben.

- 103 - 

6. Versuchsergebnisse 

6.1 Abhängigkeit der Spindelleistung von den Schleitbedingungen 

Die Spindelleistung ist beim Hochleistungsschleifen für die Konzeption 

der Schleifmaschine und die Auslegung der Schleitbedingungen von 

erheblicher Bedeutung. Grundsätzlich ist beim HEDG-Schleifen ein 

Vielfaches der Spindelleistung im Vergleich zum konventionellen 

Tiefschleifen erforderlich. 

Die Spindel- bzw. Schleifleistung ist beim Schleifen von verschiedenen 

Parametern abhängig. Die Haupteinflußgrößen sind: 

- Schleitbedingungen: Schnittgeschwindigkeit, Zustellung, 

Werkstückgeschwindigkeit, 

- Schleifwerkzeug: Werkzeugdurchmesser, Werkzeugbreite, 

Komtyp, Komgröße, Komzustand (Schärfe), Komüberstand 

(Abrichtbedingungen, Schärtbedingungen), Konzentration, 

Bindung, Struktur, 

- Kühlschmierstoff: Viskosität, Druck, Menge, Temperatur, 

Form und Anzahl der Zuführungsdüsen, Reinigungssystem, 

- Werkstück: Werkstoff, Geometrie. 

Die vielfältigen Einflußgrößen sollen hinsichtlich ihrer Auswirkungen auf 

die Schleifleistung hier im nicht einzelnen behandelt werden. Für das 

Hochleistungsschleifen läßt sich der Leistungsbedarf in folgende zwei 

Komponenten einteilen: 

- Überwindung des Bremseffekts im Schleifprofil bei laufender 

Schleifscheibe und Einsatz von Kühlschmierstoff, 

- Schnittleistung (netto).

- 104 - 

Bild 6.1 zeigt die Abhängigkeit der aufgenommenen elektrischen 

Spindelleistung von der Schnittgeschwindigkeit. Es wurde eine 6,5 mm 

tiefe Evolventenverzahnung mit einer CBN-ScWeifscheibe bei 

Verwendung von Öl als Kühlschmierstoff geschliffen. 

Mit der Schnittgeschwindigkeit steigt die Spindelleerlaufleistung P L ohne 

Kühlschmierung nur geringfügig an, während die Spindelleistung mit 

eingeschalteter Kühlschmierung auf grund der Bremsleistung in der 

vorgefertigten Nut deutlich höher ist und von ca. 12 auf 25 kW ansteigt, 

wenn v; von 120 auf 180 m/s erhöht wird. Auch die Gesamtleistung P, es 

nimmt mit v; bei gleicher Steigung zu. Dabei liegt Pges um einen nahezu 

konstanten Betrag höher, welcher der Zerspanungsleistung entspricht 

[12,34]. 

50,-----------------------------,--- 

Schlei tscne tbe GY B252 GSS 

kW I Schleifscheibendurchmesser: d s 

= qOO mm 

Werkstoff 

EInsatzstahl 

Zustellung 

a e = 6,5 mm 

40[bez. Zeltspanvolumen Q~ = 217 mm'/(mm'sJ 

KUhlschmlerstoff Schleif 01 

~ 

::: s:' I 

,,-'" g 30 r-H I I 

B g;l ~ 

'" 

QJ 

'I 

~ 

;; ~ I 

co '- 20~1 

& ~ j P L 

mlt KOhlung 

netto 

I flelstung 

, ~ I I 

10 ---11 I I P L ohne KOhlung I 

~/l _ 

_ .t. I 

O~ ! I I I I 

o 120 1qO 160 180 m/s 200 

Schiel fschelbenumfangsgeschwlndlgkel 

t vc 

Bild 6.1: Abhängigkeit der aufgenommenen elektrischen Spindelleistung 

von der Schnittgeschwindigkeit

- 105 - 

Bild 6.2 zeigt die Abhängigkeit der Spindelleistung für das Flachschleifen 

eines Gußwerkstückes von der Werkstückgeschwindigkeit beim Einsatz 

einer CBNSchleifscheibe vor und nach dem Touchieren. Die galvanisch 

gebundene CBN-Schleifscheibe (B252) wurde 30 11m (vom Radius) 

touchiert Das Touchieren wurde mittels einer Diamantrolle im 

Gegenlauf bei geringem axialen Vorschub (1 mm/s) in 6 Durchgängen 

mit jeweils 5 11mZustellung durchgeführt. 

Die aufgenommene Spindelleistung liegt für die touchierte Schleifscheibe 

um ca. 30 % höher. Der Grund für die gestiegene Leistung liegt in der 

Abflachung (geringere Schärfe) der CBN-Kömer und in der Abnahme des 

Komüberstands sowie der Spanräume. 

rn 

Q) 

60 

50 

WI 

Cl 

Ö 

CL. 40 

Cl 

c: 

Oj 

ṟn 

Q) 30 

Q) 

" c: 

o, 

Cf) 20 

Q) 

E 

- 106 - 

Trotz des hohen Leistungsbedarfs für das Überwinden des Bremseffekts 

beim HEDG liegt der Energiebedarf für das Zerspanen von 1 mm' 

Werkstoff viel niedriger als beim konventionellen Tiefschleifen. Bild 6.3 

zeigt den spezifischen Energieverbrauch für das Schleifen von ähnlichen 

Nuten beim konventionellen Tief- und beim HEDG-Schleifen. Beim 

konventionellen Schleifen sind wegen geringerer Schnittgeschwindigkeit 

und wegen der Verwendung von Emulsion als Kühlschmierstoff die 

Brems- und Leerlaufleistung zwar viel geringer als beim HEDG-Schleifen. 

Trotzdem bleibt der spezifische Energiebedarf für das HEDG- 

Schleifen viel geringer und beträgt nur ca. 6 % des Energiebedarfs beim 

konventionellen Tiefschleifen. Der geringere Energiebedarf ist ein 

weiterer Vorteil des Hochleistungsschleifens und auch einer der Gründe 

für das Ausbleiben thermischer Schädigungen am Werkstück. 

150 

W 

J/mm 3 

125 

~ 

Cl 100 ~ cuccu 

- cu 

75 


bez .Zeitspanu ngsvolume n 

Zustellung 

Sc hni tt ge sc hwi ndig ke il 

KOhlschmie,slofl 

:ABOEVCF 

:O'w .4 mm'/(mm.s) 

r a , ,.,. 4 mm 

:vc a 30 m/s 

:Emulsion 3°/. 

:c 

0 

cn 

cu 

s: 

0 

CI) 

50 

-N 

cuo, 

25 


bez .Zeit spanu ngsvolumen 

Zuslellung 

Sc hn i tt g es c hw i ndig keil 

KOhlschmie,slolf 

:8252 GSS 

:O'w - 3000 mm'/(mm.s) 

:a. "'"6 mm 

:vc - IBO m/s 

:SchleilOI 

cn 

o 

Konventionelles 

Tiefschleifen 

7.05 

Hochleistungsschleifen 

Bild 6.3: Vergleich des spezifischen Energieverbrauchs beim konventionellen 

Tiefschleifen und beim Hochleistungsschleifen

- 107 - 

6.2 Abhängigkeit der Schleifkräfte von den Schleifbedingungen 

Die Summe aller Kräfte, die auf die momentan im Eingriff befindlichen 

Schneiden wirken, ergibt die Gesamt-Schleifkraft. Sie setzt sich vektoriell 

aus den Normal- und Tangentialkraftkomponenten zusammen. Das 

Produkt aus Tangentialkraftkomponente und Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

entspricht in mechanisch-physikalischem Sinn der 

Schleifleistung [8-10,14,15,]. Mit steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

nehmen die Schleifkräfte ab. Weil die Zahl der eingreifenden 

Schneiden absinkt, muß auch die mittlere Spanungsdicke kleiner werden. 

Dieses Verhalten wurde für geringe und mittlere Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten 

von verschiedenen Autoren beschrieben und 

bestätigt [8-11,14,15,90]. 

Der Schleifbarkeitskoeffizient E ist eine werkstoffbezogene KenngröBe, 

die entscheidenden Einfluß auf die Schleifkraft hat. Werkstoffen mit einer 

schlechten thermisch-mechanischen Schleifbarkeit ist ein niedriger Schleifbarkeitskoeffizient 

(nahe 0,5) zugeordnet, was sehr hohe, überwiegend 

durch Reibvorgänge verursachte Gesamtschleifkräfte zur Folge hat. 

Demgegenüber weisen Werkstoffe mit guter Schleifbarkeit einen 

s-Koeffizienten mit Werten nahe 1 auf. In Bild 6.4 ist die Abhängigkeit 

der Schleifkraft von der Scheibenumfangsgeschwindigkeit für zwei 

unterschiedliche Werkstoffgruppen qualitativ dargestellt [4]. Die erste 

Gruppe mit überwiegendem Spanformungskraftanteil, gekennzeichnet 

durch hohe E-Werte, weist einen deutlichen Abfall der Schleifkraft mit 

steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit V c auf. Diese Werkstoffe 

sind in der Regel gut schleifbar. Die zweite Gruppe mit überwiegendem 

Reibungskraftanteil, gekennzeichnet durch niedrige E-Werte, weist 

nur ein schwaches Absinken der Schleifkräfte bei steigenden vc-Werten 

auf. Werkstoffe dieser Art sind schwer zu schleifen und weisen bei hoher 

Schnittgeschwindigkeit hohe Schleifkräfte auf [4]. Das bedeutet, daß die 

Intensität des Schleifkraftabfalls über der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

vom Werkstoff abhängig ist. 

Ernst [91] und Daude [71] haben das Absinken der Schleifkraft bei 

steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit mit günstigeren 

kinematischen Verhältnissen erklärt. Gühring [11] bestätigt diese positive 

Auswirkung günstiger kinematischer Verhältnisse und weist weiter nach,

- 108 - 

daß für die sinkende Schleifkraft der Einfluß verminderter Werkstoffestigkeit 

bei höheren Temperaturen maßgebend ist. 

Die aufgeführten Gründe für die Abnahme der Schleifkräfte gelten für 

das Hochleistungsschleifen jedoch nicht ohne Einschränkung. Durch die 

Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit bei sonst konstanten Bedingungen 

sinkt die mittlere Spanungsdicke und auch die Anzahl der im Eingriff 

befindlichen Schneiden, was wiederum zur Verringerung der Schleifkräfte 

führt. Allerdings sind beim Hochgeschwindigkeitsschleifen die Schnittkräfte 

geringer, auch wenn mit unveränderter Spanungsdicke geschliffen 

wird. 

Prins [92] hat durch Einkornversuche festgestellt, daß die Tangentialkraft 

mit steigender Schnittgeschwindigkeit und konstanter Schnittiefe abfällt. 

F' = ~' 

{~:VE-~{a({D}l-E 

'C 

u.. 

...., 

-- ro 

L- 

.Y. 

ro 

E 

L- 

a 

z: 

~ 

E = 0.5 

N 

Q) 

o 

E = 1.0 

o 30 60 90 m/s 

Schleifscheibenumfangsgeschwlndigkeit 

V c 

120 

Bild 6.4: Qualitativer Einfluß der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

auf die Schleifkraft bei unterschiedlichem Werkstoffverhalten 

[4]

- 109 - 

In diesem Fall kann nicht von kleiner werdendem Spanungsquerschnitt 

gesprochen werden, da die Schnittiefe der Furche konstant bleibt. Die 

Ursache für das mit steigender Schnittgeschwindigkeit auftretende 

Absinken der Kraft muß in der Spanbildung gesucht werden. Das heißt, 

die Ursache liegt an geringere Bedarf an Energie und damit an Kraft für 

die elastische und auch plastische Verformung beim Schneideneingriff. 

Höhere Schnittgeschwindigkeiten bewirken auch ein weniger duktiles 

Werkstoffverhalten bei der Verformung und verringern so die Kraft und 

Energie, die für die Schleifoperation aufzubringen ist. 

Nach König [8] und Stefens [74] findet beim Eingreifen der Schneide in 

das Werkstück zuerst eine elastische Verformung statt. Die Fortsetzung 

des Schneideneingriffes bewirkt eine elastische und plastische Verformung 

und führt zum Schluß zur Spanbildung. Auch in diesen Phasen bleibt die 

elastische Verformung Bestandteil des Spanprozesses. Bild 6.5 zeigt die 

Verformung in verschiedenen Phasen des Schneideneingriffes beim 

Schleifen [8]. Der Energiebedarf für die elastische und plastische 

Verformung ist erheblich. Beim HEDG-Schleifen fmdet die die Spanabnahme 

wegen der höheren Schnittgeschwindigkeit und der hohen Temperatur 

der Kontaktschicht (nicht Werkstückoberflächentemperatur) bei 

einem geringeren Umformgrad statt. Daraus ergibt sich ein niedrigerer 

Kraft-und Energiebedarf. 

--- 

Fn 

F t 

~ 

Elastische 

Verformung 

Reibung Kornl 

Werkstückstoff 

Elastische und 

plastische Verformung 

Reibung KornIWerkstückstoff 

Innere Werkstückstoff. 

reibung 

Elastische 

und 

plastische Verformung + 

Span abnahme 

Reibung 

Innere 

KornIWerkstückstoff 

Werkstückstoffreibung 

Bild 6.5: Schneideneingriff beim Schleifen [8]

- 110 - 

,~ 

120 

Nimm 

\ 

100 

90 

80 

'e: 

~ 70 

~ 

ro ro "" 

60 

E 

0 

:z 

50 

N 

C> 

'" 

~O 

30 

20 

10 

\i\ 

i\.""- 

Schiel rscnetbe : B 252 GSS 

Werkstoff : 16 MnCr 5 

Zustellung : a e 

= 6 mm 

-, ~. I I 

bez . Zeltspanungsvolumen : Q~ = 100 mm'/(mm·sl 

I I 

.- r--. 

• : I w 

= 100 mm 

"'-...1 ............ • : Iw = 

50 mm- 

- 

~-- :::r---=- 

1"--.' 

,., " --.- -~- 

F' n 

1--- 

••...•...........•.~. 

~- 

t 

1'--..:' --- F' 

~ 

1--.. - 

- 111 - 

Die Bilder 6.7 und 6.8 zeigen die Abhängigkeit der Schleifkräfte vom 

bezogenen Zeitspanungsvolumen. Bei diesen Untersuchungen wurde das 

bezogene Zeitspanungsvolumen Q'w auf Werte bis 3.000 mm 3 j(mm. s) 

erhöht. Es wurden Nuten mit hoher Oberflächenqualität bei Schnittgeschwindigkeiten 

v; = 180 m/s mit zwei Schleifscheiben unterschiedlicher 

Komgröße (B252 und Bt5t) geschliffen. Bei einer Zustellung von 

a, = 6 mm konnte nur bis Q'w = 1.500 mm 3 j(mm -s) geschliffen werden, 

da bei diesen Bedingungen die maximale Vorschubgeschwindigkeit der 

Maschine (15.000 mm/min) erreicht wurde. Zur weiteren Erhöhung des 

bezogenen Zeitspanungsvolumens wurde die Zustellung auf 10 bzw. 12 

mm heraufgesetzt. Die Kraftverläufe in den Bildern 6.7 und 6.8 bestehen 

aus drei Teilbereichen, die durch folgende spezifische Bedingungen 

charakterisiert sind: 

500 ~ 

Schleifscheibe : IB 252 GSSI /. 

Nimm Werkstoff : 16 MnCr 5 • 

Schnittgeschwindigkeit : "c = 180 m/s •••• /.Tt-l 

KOhischmierstoff : Schlei föl •••• 

'W ~O • 

u; I I / a = 12 mm 

;".'= K 0' 0,7 0, 15 ./·1 e 

c: F' = -- , ( _w_ I (a e , d s ' / " 

s n 0,85 V c " 

~ ,/ a> 6 

~ 200 /1". 

mm.... : : : ~ 

U'> • 1 .~. 

L;> ~ 100 • .,....." 

•....••.. •---+1---- ------ 

.> 

500 1000 2000 2500 ~ 3000 

(mm·SI 

bez. Zet tsnanunqsvc ltmen o~ 

Bild 6.7: Schleitkräfte für eine galvanisch gebundene CBN- 

Schleifscheibe B252

- 112 - 

Bereich 1: Q'w = 0 + 1.500 mm 3 /(mm s) 

Bereich 2: Q'w = 1.500 + 2.500 mm 3 /(mm.s) 

Bereich 3: Q'w ~ 2.500 mm3/(mm.s) 

(nur für Scheibe B252) 

a.= 6mm 

a, = 10 mm 

a. = 12 mm 

Der Übergang von Bereich 1 auf Bereich 2 ist durch einen sprunghaften 

Anstieg der Schleifkräfte gekennzeichnet. Dieses Verhalten läßt sich mit 

der größer werdenden Kontaktlänge erklären, die durch die Zunahme der 

Zustellung a. von 6 auf 10 mm entsteht. Im Bereich 3 ist eine Zunahme 

der Normalkraft durch die Erhöhung der Zustellung a, von 10 auf 12 mrn 

nicht mehr zu beobachten. 

Bei einer Zustellung von a, = 12 mm war für die Schleifscheibe B252 

ein maximales bezogenes Zeitspanungsvolurnen von Q'w = 3.000 

mm'Arnm-s) möglich. Mit diesem Wert ist die Grenzleistung des 

500 i I I I I 

scuertscnetbe 

NImm 1 Werkstoff 

SehnI ttgeschwindigkel 

~ 400 I KOhlschmierstoff 

t 

:18151 GSSI 

: 16 HnCr 5 

: v e 

= 180 m/s 

: SehleIföl I / I I 

~C: 

c; 

~ c; 

Q) 

c; 

8. 

E 

o 

""~ 

ro 

~ 

-" 

Q) 

~ 

, K Q~ 0,6 0,2 

tn = 0,8 . ( ---v:-) . (ae·ds) 

300 I ,I 

200 I I ~~ I 

N , I 

J!5 100 I •• 

• F~ 

• Fi 

o 500 1000 1500 

bez. zet tsoanuncsvotuaen Q~ 

2000 mm' 

Imm·s, 

2500 

Bild 6.8: Schleifkräfte für eine galvanisch gebundene CBN- 

Schleifscheibe B 151

- 113 - 

Prozesses und dieser Schleifscheibe noch nicht erreicht. Die Versuche 

konnten jedoch an dieser Stelle nicht weitergeführt werden, weil die 

maschinenbedingte maximal mögliche Vorschubgeschwindigkeit erreicht 

war. 

Für die feinkörnigere Schleifscheibe (BI51) war bei einem bezogenen 

Zeitspanungsvolumen von Q'w = 1.500 mm 3 /(mm· s) das Grenz-Zeitspanungsvolumen 

erreicht. Bei diesem Wert war das Aufnahmevermögen der 

Spanräume erschöpft. Eine weitere Zunahme des bezogenen Zeitspanungsvolumens 

bis Q'w = 2.000 mm 3 /(mm·s) ist mit einer überproportionaleri 

Steigerung der Schleifkräfte verbunden. Eine weitere Steigerung des 

bezogenen Zeitspanungsvolumens könnte durch Erhöhung der Schnittgeschwindigkeit 

erzielt werden. 

Die Kontaktlänge hat entscheidenden Einfluß auf die Schleifkräfte und 

den Prozeßablauf. Sie kann über folgende Parameter verändert werden: 

- Zustellung, 

- Schleifscheibendurchmesser , 

- Werkstücklänge. 

Die Werkstücklänge hat nur dann Einfluß auf die Kontaktlänge lk' wenn 

sie kleiner als die bei gegebenem Schleifscheibendurchmesser und 

gegebener Zustellung erreichbare Kontaktlänge I, ist. Der funktionale 

Zusammenhang für die Kontaktlänge läßt sich wie folgt darstellen 

[8,9.13]: 

h=~ (6.1) 

Für kurze Werkstücke (l, < IJ sind die Schleifkräfte F' (auf die Breite 

der Schleifscheibe bezogen) geringer, aber die flächenbezogenen 

Schleifkräfte sind höher. Bild 6.9 stellt die flächenbezogene Normalkraft 

F'', in Abhängigkeit von der Werkstücklänge I, für unterschiedliche 

Zustellungen dar. In diesem Diagramm sind zwei Parameter, die 

Werkstücklänge und die Zustellung, die die Kontaktlänge maßgeblich 

beeinflussen, dargestellt.

- 114 - 

2.0 

N 

mw 

1.8 

l.E 

~.:= 

~ 

~ 1.4 ro 

E 

0 

Z 

Schleifscheibe B 252 GSS, d = 400 mm 

s 

Werkstoff 16 Mncr 5 

bez Ze t tspanunosvoluaen Qw = 100 mm'/(mm s) 

I X scn rei fschel berumtanoscescns. "c = 120 m/s 

KÜhlschmierstoff 

scnietröt 

I I I I 

• 

1 '=1 1 Beginn der vollen Kontaktlänge I :=;001""""""-- I 

~Ll-- 

-- 

N 

Q) 

D 

1.2 

1.0 

0.8 I I I I I I I I I I I I 

o 10 20 30 40 50 60 70 80 90 mm 100 110 

Werkstück länge I w 

Bild 6.9: Flächenbezogene Schleifkraft F", in Abhängigkeit von der 

Werkstücklänge für verschiedene Zustellbeträge 

Bei genügend langen Werkstücken, z.B. I, bzw. 1, > lk, werden die 

Kräfte nur durch die Zustellung a, bestimmt. Für geringere Zustellbeträge 

ergeben sich größere flächenbezogene Schleifkräfte in normaler Richtung 

als für höhere Zustellbeträge. Der Grund hierfür ist die geringere 

Kontaktlänge bei kleinerer Zustellung. Für eine Zustellung von a, = 12 

mm berechnet sich die Kontaktlänge lk nach Gleichung (6.l) mit a. = 12 

mrn und d, = 40d mm zu I, = 69 mm. 

Wie dem Diagramm zu entnehmen ist, steigt die Kraft F", bis zu einer 

Werkstücklänge von 69 mm bei Reduzierung der Werkstücklänge an. Für 

die Zustellbeträge a, = 9 rnrn, a, = 6 mm und a, = 3 mrn beträgt die 

sich ergebende Kontaktlänge jeweils lk = 60 mm, lk = 49 mm und l, = 

35 rnrn.

- 115 - 

Für kurze Werkstücke sowie beim Eingriffsbeginn wird die volle 

Kontaktlänge nicht erreicht. Daher bleiben die flächenbezogenen 

Schleifkräfte hoch. Mit größer werdender Eingriffslänge nimmt F", bis 

zum Erreichen der vollen Kontaktlänge kontinuierlich ab. Für die 

Zustellungen a, = 3, 6 und 9 mm steigen die flächenbezogenen Normalkräfte 

weiter an. Als Grund hierfür läßt sich die Vergrößerung der 

Reibung zwischen Schleifscheibe und Werkstück erklären. Das 

bedeutet,daß birn Erreichen der vollen Kontaktlänge nur die Hälfte der 

Schleifscheibe im Werkstück eingedrungen ist. Mit Fortgang des 

Prozesses bleibt die Kontaktlänge konstant aber die andere Hälfte der 

Scheibe führt zur Erhöhung der Schleifkräfte. Dieser Reibeffekt 

verursacht erhöhte Schleifkräfte nur bis die Schleiflänge eine ca. 

zweifache Kontaktlänge erreicht hat. Danach bleiben die Schleifkräfte 

konstant solange lk konstant bleibt. 

Neben der Kontaktlänge ist auch die Kontaktbreite oder auch die Schleifbreite 

für das HEDG- Verfahren von Bedeutung. Daneben kann auch die 

Form der Kontaktfläche (seitlich) erheblichen Einfluß haben. Im 

folgenden sollen diese Probleme an einer Schleifaufgabe diskutiert 

werden [33]. 

Die Aufgabe bestand darin, eine Nut mit einer Schnittiefe (Zustellung) 

a e = 25 mm, einer Breite in der Spitze von 1,0 + 1,5 mm sowie einem 

Flankenwink:el von 2° in einem Warmarbeitsstahl (45NiCr6; 35 HRC) zu 

schleifen (Bild 6.10). Derartige Nutprofile kommen z.B. an Spritzgußwerkzeugen 

häufig vor. Eine weitere Förderung bestand darin, diese Nut 

möglichst in einem Durchgang mit der erforderlichen Oberflächengüte zu 

erzeugen. Eine hohe Oberflächengüte an den Flanken war notwendig, da 

hierdurch gewährleistet wird, daß sich das erzeugte Kunststoff-Spritzgußteil 

sauber aus der Werkzeugform löst. Es war ein Mittenrauhwert R.. 

von ca. 1,0 um gefordert. Außerdem sollte die Nutwand keine thermischen 

Schädigungen (Brandflecke, Risse) aufweisen. 

Im Vergleich zu normalen Rechtecknuten liegt das Hauptproblem bei der 

Fertigung solcher Profile mit geringen Flankenwinkel in der erheblich 

vergrößerten Kontakt fläche zwischen Schleifscheibe und Werkstück. Das 

verursacht hohe Zerspanungs- und Reibkräfte, wodurch die Gefahr einer 

thermischen Schädigung des Werkstückes erhöht wird. Deshalb muß der

- 116 - 

1 0 

1 0 

l1"\ 

N 

1,5 

Bild 6.10: 

Nutform 

richtigen Zuführung des Kühlschmierstoffes erhöhte Aufmerksamkeit 

beigemessen werden. Auch die Spezifikation und Konstruktion des 

Schleifwerkzeuges - insbesondere die Auswahl der richtigen Körnung - 

sind vor allem bei der Bearbeitung von ungehärteten Stahlwerkstoffen 

von entscheidender Bedeutung für die Realisierung guter Bearbeitungsergebnisse. 

Zur Lösung der gestellten Fertigungsaufgabe wurden drei unterschiedliche 

galvanisch gebundene CBN-Schleifscheiben eingesetzt. Die ersten beiden 

Scheiben waren an den Flanken mit der Korngröße B151 voll belegt. Das 

zweite Schleifwerkzeug war radial geschlitzt. Beide Scheibenarten führten 

nicht zu befriedigenden Arbeitsergebnissen, machten aber die Anforderungen, 

die zur Lösung der Fertigungsaufgabe an ein Schleifwerkzeug zu 

stellen sind, deutlich. 

Als bestgeeignetes Werkzeug wurde eine seitlich nicht voll belegte, 

galvanisch gebundene CBN-Schleifscheibe mit der Körnung B251 

eingesetzt (Bild 4.2), die in dieser Ausführung neuartig ist. Die 

Erfahrungen mit den vorher eingesetzten CBN-Schleifscheiben führten zu 

folgenden Änderungen der Werkzeugausführung, die im praktischen 

Einsatz noch weiter optimiert wurde: 

l. Schleifkörper aus vorgespanntem Stahl. 

2. Gröbere Körnung B251 statt B151.

- 117 - 

3. Teilbelegung der seitlichen Schleifscheibenflächen. Die dritte 

Maßnahme dient dazu, die hohe seitliche Reibung zwischen 

Schleifscheibe und Werkstück zu reduzieren und gleichzeitig 

eine bessere Kühlmittelzufuhr in den seitlichen Kontaktzonenbereichen 

zu gewährleisten. 

Zur Festlegung der Scheibenbelegung diente die Überlegung, daß der 

Schleifbelag an den Flanken das gleiche spezifische Volumen abzutragen 

hat wie der Schleifbelag am Umfang der Scheibe. Das von der Schleifscheibenflanke 

abzutragende Werkstoffvolumen beträgt (bei einem 

Flankenwinkel von 2°) nur ca. 4 % des Zerspanungsvolumens an der 

Umfangsfläche. Um in allen Bereichen der Scheibe eine gleiche 

Abtragsleistung zu erreichen, wurden die Flanken mit einem entsprechend 

reduzierten Schleifbelag versehen. Der Umfang und ein Teilbereich der 

Flanken (bis zu einer Höhe von 1,5 mm) sind voll belegt, während beide 

Flanken mit 18 Belagsegmenten (10 mm breit und 30 mm hoch) belegt 

sind. Diese Segmente liegen einander genau gegenüber, so daß beim 

Schleifen keine alternierenden Querkräfte auftreten können. 

Die insgesamt ergriffenen Maßnahmen führten zu einem neuartigen, 

leistungsfähigen Schleifwerkzeug, das dadurch gekennzeichnet ist, daß: 

- der vorgespannte Schleifkörper zu einer erhöhten Stabilität 

des Schleifwerkzeuges führt; 

- die Verwendung eines gröberen Schleifkornes bei der 

Bearbeitung des relativ weichen Stahlwerkstoffes sowohl 

kleinere Schnittkräfte als auch höhere Zerspanleistungen - bei 

sehr guten Rauheitswerten - zur Folge hat; 

- die Teilbelegung der Scheibenflanken weniger Reibung und 

kleinere Schnittkräfte, aber auch eine geringere spezifische 

Zerspanleistung bedingt. 

Die Optimierung des Schleifwerkzeuges und der Einsatz geeigneter 

Kühlschmierstoff- und Reinigungsdüsen führte zu akzeptablen Schleifkräften.

- 118 - 

300 I I I ~ 

Schiel fscheibe 

Y n 251 N 200 G 

Schi e i tscne i bendurchmesser 

d s = ~OO mm 

Werkstoff 

~5 Ni Cr6; 35 HRC 

250 

bez. Zei tsoanunssvctoaen 

Q,; = 50 rnrnl/(mm 5) 


~ 

Schlei föl 

u, 

Kühischmlerstoffdruck I -sence 6 bar I 300 I/mln 

§ 200 I I I ..~,.,- I 

c 

u, 

E 

~ 

~ 

., 

.c 

bl 

100 I I ,.,- I ~ ~ i,l I 

50 

c 

B 

~ 150 f-.. I ..,......=1 .....1"""""'-- 

Q. 

0 

0 5 10 15 20 mm 25 

Zustellung 

a 

Q) 

10 5 3.33 2,5 mm/s 2,0 

Werkstückgeschwlndlgkel t Vw 

Bild 6.11: Schleifkraftkomponenten in Abhängigkeit von Zustellung und 

Werkstückgeschwindigkeit bei konstanten bezogenen Zeitspanungsvolumen 

In Bild 6.11 sind die Schleifkraftkomponenten für Zustellungen bis a, = 

20 mm bei unterschiedlichen Schnittgeschwindigkeiten (v, = 120 und v; 

= 180 m/s) dargestellt. Bei konstandten bezogenen Zeitspanungsvolumen 

führt eine Steigerung der Zustellung a. und entsprechender Reduzierung 

der Werkstückgeschwindigkeit V w zu einer Zunahme der Schleifkräfte. 

Die Steigerung der Schleifkräfte resultiert aus der größer werdenden 

Kontaktliinge und der dadurch ansteigenden Zahl der kinematischen 

Schneiden.

- 119 - 

6.3 Abhängigkeit der Werksrockrauheit von den Schleifbedingungen 

Eine der wesentlichen Kenngrößen des Bearbeitungsergebnisses beim 

Schleifen ist die Rauheit der erzeugten Werkstückoberfläche. 

In Bild 6.12 wird der Zusammenhang zwischen Rauheit R, und 

Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit für Zustellungen von a, = 5, 10 

und 15 mm dargestellt. Bild 6.13 zeigt den gleichen Zusammenhang für 

den Mittenrauhwert Ra. Bei den Untersuchungen wurden galvanisch 

gebundene, 8 mm breite eBN-Scheiben mit unterschiedlichen Komgrößen 

(B252 mittel und B427 grob) angewendet. 

28 

~m 

24 

20 


SchIelf scheIbendurchmesser 

~ Iwerkstoff 

bez. Zei tspanunosvo lumen 

" IKühlschmlerstoff 

: GY B 252-N 200-G 

u. GY B 427-N 200-G 

: d = 

s 400 mm 

: 16 MnCr 5; HV 170 

Qw = 50 mml/(mm's) 

Schlelföl 

f---

- 120 - 

In Bezug auf die gemittelte Rauhtiefe R, und den arithmetischen Mittenrauhwert 

R.. können folgende Feststellungen getroffen werden: 

a) Die Werkstückrauheit fallt mit steigender Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

v; stetig ab. Die größte Rauheitsabnahme 

liegt zwischen 100 und 120 m/s (Bild 6.12). 

b) Bei gröberem Korn (B427) ergeben sich größere Rauheitswerte 

(Bild 6.12 und Bild 6.13). 

Diese Beobachtungen stimmen mit analytischen Erkenntnissen überein 

[93]. Die festgestellten Rauheitswerte (R, = 8 + 24 J.Un) liegen im 

erwarteten Bereich. 

GY B 252-N 200-G 

u. GY B 427 -N 2oo-G 

d s 

= 400 mm 

16 MnCr 5; HV 

---1\ 

170 

: Q~ = 50 mm'!(mm's) _ 

SCh"'T 

--!---r/"27 

7 

B 252 

10 

15 mm 

Zustellung a e 

20 

10 3,33 

mm/s 

Werkstückgeschwlndlgkel t v w 

Bild 6.13: 

Mittenrauhtiefe R. in Abhängigkeit von der Zustellung a"und 

der Werkstückgeschwindigkeit V w bei unterschiedlichen 

Korngrößen und Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeiten

- 121 - 

Die beim Hochleistungsschleifen erreichten Oberflächen-Rauheitswerte 

beim Einsatz von CBN- und Korundscheiben entsprechen den Werten des 

konventionellen Schleifens. Der Anstieg der Rauheitswerte, der durch 

Zunahme der Werkstückgeschwindigkeit beim Hochleistungsschleifen 

verursacht wird, wird zum Teil durch große Zustellung und Schnittgeschwindigkeit 

kompensiert. Somit können mit etwa 100fachem 

bezogenen Zeitspanungsvolumen beim Hochleistungsschleifen ähnliche 

Rauheitswerte erreicht werden wie beim konventionellen Schleifen. 

Durch den Einsatz spezieller Techniken (Touchieren der Schleifscheibe 

mit einem Diamantwerkzeug) sind für die Werkstückrauheit beim 

Hochleistungsprofilschleifen auch deutlich niedrigere Werte (R, = 2 + 4 

um) zu erzielen. 

Bild 6.14 stellt einen Vergleich der Oberflächenrauheitswerte für eine 

galvanisch gebundene CBN-Schleifscheibe vor und nach dem Touchieren 

dar. Sie wurde mittels einer Diamant-Abrichtrolle um einen Betrag von 

chleitscheioa 

Schnittgeschwindigkeit 

Werkstückgeschwindigkeit um a: 

Zustellung 

cd 

Kühlschmierung 

a: 

Schleifverfahren 

15 

.c 

-.a; 

25 

10 

5 

0 

ce 

N 

::J 

CU •... 

c 

Q) 

.c 

:CU 

o 

'E 

Q) 

.0 

0 

Ra Rz Rt 

Bild 6.14: Vergleich der erzeugten Oberflächenrauheitswerte einer 

touchierten und einer nicht touchierten CBN-Schleifscheibe

- 122 - 

30 um in 6 Arbeitsschritten von je 5 um touchiert. Die touchierte 

Schleifscheibe liefert eine Oberflächengüte, die um ca. 85 % geringere 

Werte aufweist als die nicht touchierte Schleifscheibe. 

Durch das Touchieren werden die exponierten Schleifspitzen entfernt. 

Dadurch kommt eine größere Anzahl von Körnern in Eingriff, die einen 

gleichmäßigeren Zerspanprozeß mit geringerer Spanungsdicke und daher 

eine bessere Oberflächengüte gewährleisten. Die große Verbesserung der 

Werkstückrauheit beim Touchieren ermöglicht den Einsatz von gröberen 

CBN-Körnern. Außerdem ist eine touchierte CBN-Scheibe in bezug auf 

Oberflächenrauheit konkurrenzfähiger gegenüber konventionellen Schleifscheiben. 

Wegen größerer Kräfte und des kurzen Prozeßablaufs wird für ein 

touchiertes Schleifwerkzeug neben der geringeren Oberflächenrauheit eine 

höhere, meist erwünschte Druckeigenspannung erwartet, siehe Kapitel 6.6. 

6.4 Abhängigkeit des Verschleißes und des Schleifverhältnisses von 

den Schleifbedingungen 

Im folgenden der radiale Schleifscheibenverschleiß in Abhängigkeit vom 

bezogenen Zerspanungsvolumen für eine Korundschleifscheibe und zwei 

CBN-Schleifscheiben verglichen. In Bild 6.15 ist der radiale Verschleiß 

einer Korund-Schleifscheibe beim Schleifen von Einsatzstahl in Abhängigkeit 

vom bezogenen Zerspanungsvolumen dargestellt. 

Der relativ geringe Verschleiß und das hohe Schleifverhältnis (konventionelle 

Schleifscheiben) von G = 78 zeigen, daß das Hochleistungsschleifen 

auch beim Einsatz von konventionellen Schleifscheiben 

wirtschaftlicher ist als bei herkömmlichen Schleifverfahren. 

Die Bilder 6.16 und 6.17 zeigen den radialen Scheibenverschleiß für 

eine galvanisch gebundene (einschichtige) CBN-Schleifscheibe und eine 

metallgebundene (mehrschichtige) CBN-Schleifscheibe. 

Die galvanisch gebundene Scheibe erreichte ihr Standzeitende nach ca. 

2,8 . 1()6 mm'rmm. Dabei erreichte sie ein Schleifverhältnis von

- 123 - 

600 

/lm 

500 

~ 

 

- 

s: 

0 300 

e 

CI> 

> 

tU 

'0 

tU 

a: 

200 

100 

0 

Schleifscheibe :90A 80 Q 4 BH50/100 

Sc h I elfsch 81 ben d u reh m e s e e r :d •.• 400 mm 

Werk.loff :16 MnCr 5 

bez.Z eltspa n u ngsvo I u m an :0";' •• 200 mm'/{mm.s) 

Zustellung :a •.• 6 mm 

Sc h n ittg es eh wl n d igkeit 

:vo·100mls 


:Schl.if61 

K 0 h I sch m l e rstoffd ruck/- meng e :7.5 bar/150 IImln 

/ 

-: 

/~ 

./ \ 

V/I So,,~.:.~":""'''I- 

• 

---. /j 

o 18000 36000 

tmi' Imm 72000 

bez.Zerspanungsvolumen 

V';' 

Bild 6.15: 

Radialer Scheibenverschleiß in Abhängigkeit vom bezogenen 

Zerspanungsvolumen für Korund-Schleifscheibe 

G = 35.070. Der Radialverschleißverlauf der galvanisch gebundenen 

Schleifscheiben ist durch hohen anfänglichen Verschleiß charakterisiert. 

Nachdem die exponierten Komspitzen verschlissen sind, verringert sich 

der Werkzeugverschleiß. Die hohe Kornkonzentration für die einschichtige 

CBN-Schleifscheibe ist für den geringen Verschleiß und den höheren 

G-Wert verantwortlich. 

Die mehrschichtige CBN-Schleifscheibe ist im Vergleich zur einschichtigen 

Schleifscheibe durch einen etwas höheren Verschleiß gekennzeich

- 124 - 

~ 

- 125 - 

120 

- 126 - 

6.5 Abhängigkeit der Temperaturvon den Schleifbedingungen 

In Bild 6.18 ist tendenziell die Werkstück-Obertlächentemperaturin 

Abhängigkeit von den Schleifparametern dargestellt. Dem Bild (oben 

links) kann entnommen werden, daß beim HEDG-Verfahren mit 

steigender Werkstückgeschwindigkeit die Temperatur in der Randzone 

abfällt. Die Erhöhung der Werkstückgeschwindigkeit bewirkt beim 

HEDG-Schleifen eine kürzere Einwirkzeit der Wärmequelle (Schleifscheibe) 

auf das Werkstück und daher eine geringere Wärmeeinbringung 

in das Werkstück. Weiterhin (oben rechts) ist die Abhängigkeit der 

Randzonentemperaturvon der Zustellung dargestellt. Es ist zu ersehen, 

~ oe 

800 

L- 

:::J 

+-' 

- 127 - 

daß die Temperatur beim Hochleistungsschleifen mit zunehmender 

Zustellung steigt. Beim konventionellen Tief schleifen bewirkt die 

Zunahme der Zustellung (bei konstantem bezogenen Zeitspanungsvolumen) 

im Gegensatz zum HEDG-Schleifen ein Absinken der Randzonentemperatur.Die 

steigende Temperaturbeim HEDG ist auf die steigende 

Kontaktlänge, die größere Reibung und die höhere Energieumsetzung 

zurückzuführen. 

Unten in Bild 6.18 ist die Abhängigkeit der Randzonentemperaturvon 

der Schnittgeschwindigkeit für eine Korundscheibeund eine CBN-Schleifscheibe 

dargestellt. Das Temperaturniveauliegt für die Korundscheibe 

~ 

°C 

800 

700 

600 

Q) 

c 

0 

N 500 

+-' 

-'" co 

+-' 

c qOO 

0 

"" 

L- 

Cl) 

0 300 

c 

L- 

::J 200 

•.... 

eo 

L- 

Cl) 

0. 

E 

Cl) 

>- 

100 

0 

Schlei tscne ibe 

scn le I fsche Ibendurchmesser 

Werkstoff 

Sch lei tscnet benumtencscescns. 

Zustellung 

Küh Isennt erstaff 

& 

90 A 80 Q q BH 50/100 

d s = 400 mm 

16 MnCr 5 

V c = 100 m/s 

a e 

= 6 mm 

SchIel föl 

I 

& 

/·1 &- 

& Q ~ = 10 mm'/mm*s 

• Q ~ = 50 mm'/mm*s 

• Q ~ = 100 mm'/mm*s 

• Q w = 300 mm'/mm*s 

s: Q w = 500 mm'/mm*s 

/1 //·1 . ~1~1 J 

• ===--==f-I--t-I 

-7' l---------j L--- r 

I I 

., 11 

:~ l--r===~ 7-·----~ 1 I j- I I 

I -~== 

5 

Meßstellen In der Kantaktzone 

Bild 6.19: 

Kontaktzonentemperatur an fünf verschiedenen Stellen der 

Kontaktzone für unterschiedliche bezogene Zeitspanungsvolumina 

(Gegenlaufschleifen)

- 128 - 

höher als für die CBN-Schleifscheibe, was mit der höheren Wärmeleitfähigkeit 

und dem geringeren negativen Spanwinkel der CBN- 

Schleifscheibe zu erklären ist. Die Temperatur steigt bis v; '" 100 m/s 

ständig an. Dieses thermische Verhalten stimmt mit den Ergebnissen 

anderer Autoren überein [4-6,8,9,11,13,15,20,72,73]. 

Die weitere Steigerung der Schnittgeschwindigkeit (in diesem Fall V c > 

100 m/s) führt zu sinkenden Temperaturen. In diesem Bereich liegen 

keine Untersuchungen von anderen Autoren vor. Die Gründe für die 

Umkehr des Temperaturverlaufs sind in Kapitel 4.6 ausführlich diskutiert. 

Durch Temperaturmessungen .an verschiedenen Stellen der Kontaktzone 

sollte der Ort mit der maximalen thermischen Belastung bestimmt 

werden. Bild 6.19 zeigt den Verlauf der Kontaktzonentemperatur an fünf 

verschiedenen Stellen für unterschiedliche bezogene Zeitspanungsvolumen. 

Für das relativ geringe bezogene Zeitspanungsvolumen Q'w = 10 

mm 3 /(mm. s) liegt die maximale Temperatur in etwa in der Mitte der 

Kontaktzone. Diese Feststellung stimmt gut mit den Ergebnissen von [20] 

überein. Eine weitere Steigerung von Q' w verschiebt den Ort der 

maximalen Temperatur zum Meßpunkt Nr. 5, der der neuerzeugten 

Oberfläche am nächsten liegt. 

Die Steigerung von Q'w (über vw) bewirkt danach eine starke 

Reduzierung der Temperatur. Die maximale Temperatur für Q' w = 

500 mm 3 /(mm .s) beträgt beispielsweise nur noch ca. 15 % der maximalen 

Temperatur für Q'w = 10 mm 3 /(mm.s). Beim Gleichlaufschleifen sind die 

Temperaturwerte für kleinere bezogene Zeitspanungsvolumina höher als 

beim Gegenlaufschleifen. Für größere Q'w-Werte ist die Temperatur bei 

beiden Verfahren etwa gleich (Bild 6.28). 

Bild 6.20 zeigt die Spitzentemperaturen an den 5 Meßstellen bei 

Annäherung an die Kontaktzone. Der Schleifprozeß wurde zuerst in 

einem Abstand von 10 mm vor der Zone, in der die Thermoelemente 

angebracht sind, abgebrochen und die Temperatur ermittelt. Danach 

wurde bis 5 bzw. 3 mm vor Meßstelle 1 geschliffen und gleichzeitig die 

Temperatur gemessen. Beim vierten und fünften Versuch wurde jeweils

- 129 - 

0;:. 

Q) 

c; 

B 100 

B c 

~ 

~Q) 

"0 

C 

150 I I I I I I I 

°C 

Schleifscheibe 90 A 80 Q 4 BH 50/100 

Schiel fscheibendurchmesser 

d s = 400 mm 

Werkstof f 16 MnCr 5 

Schle Ifschei oenuaransssescrw. v c = 100 m/s 

Zustellung 

a e = 6 mm 

bezogenes Zeltspanungsvolumen Qw = 400 mm'/(mm*s) 


Schlelföl 

Kühlschmlerstoffdruck I-menge 7,5 bar I 150 I/mln 

I I ~----.- 

• _ ~ ~ ..c:=::=:: •.==--- I 

~ I .-z:;:::> :- r ~! ~ I 

=> • • I .- ~ 

~ ? • I I -. --...; 

~ ~ I I 

10 mm 

~ 

Restweg : 

5 mm 

.10 mm 

3 mm}_:1ff.=-r, 

o I 

2 

~""""T~ll 1\'-T 2 

T5 T4 3 

• 5 mm 

• 3 mm 

• Leersch l1 ff 

I I I I I ! 

Meßstellen In der Kontaktzone 

Bild 6.20: Kontaktzonentemperatur für unterschiedliche Meßstellen und 

Schleiflängen bzw. unterschiedliche Abstände zu den 

Meßpunkten 

bis auf 2 bzw. 1 mm an die vorgesehene Kontaktzone geschliffen. Die 

beiden letzten Ergebnisse sind in einer Kurve dargestellt. Beim Versuch 

mit einem Restweg von 10 mm ist die Temperatur an der Meßstelle 5 

arn höchsten, weil der Weg bis zu dieser Kontaktstelle kürzer und weil 

für das höher bezogene Zeitspanungsvolumen (Q'w = 400 mm 3 /(mm·s)) 

die Temperatur an der Meßstelle 5 höher ist (Bild 6.19). 

Bei den darauffolgenden Versuchen unter gleichen Schleifbedingungen 

mit Restwegen von 5, 2 und 1 mm war die Temperatur trotz kürzerer 

Abstände zu den Meßpunkten (Thermoelementen) besonders am 

Meßpunkt 5 niedriger. Das hat zwei Gründe: zum einem ist die gesamte 

Energieumsetzung wegen des relativ geringeren abgetragenen Werkstoffvolumens 

ebenfalls niedriger und zum anderen ist die Zeit, in der der

1-1 --j 

- 130 - 

Schleifprozeß stattfindet, sehr kurz. Daher fließt nur eine geringe 

Wärmemenge in das Werkstück und damit auch zu den Thermoelementen. 

Nachdem das Material bis zur vorgesehenen Kontaktzone abgetragen wirr, 

wurden weitere Temperaturmessungen durchgeführt, und zwar mit in der 

Kontaktzone rotierender Schleifscheibe aber ohne Vorschubbewegung und 

damit ohne Materialabtrag. Das Schleiföl wurde unter den gleichen 

Bedingungen in die Kontaktzone und über das Werkstück geleitet Die 

Kontaktzone erwärmte dabei trotz der relativ kurzen Durchlaufzeit den 

mit Raumtemperatur zugeführten Kühlschrnierstoff um ca. 50 "C (Bild 

6.20). 

Zum Vergleich ist der Temperaturverlauf in der Kontaktzone in Bild 6.21 

für zwei verschiedene Werkstoffe dargestellt. Es wurden der 

~ 

 

c 

0 

N 

•.... 

.>

- 131 - 

niedriglegierte Vergütungsstahl 42CrMo4 in normalisiertem Zustand und 

der Einsatzstahl 16MnCr5 in unbehandeltem Lieferzustand bei zwei 

unterschiedlichen Werten des bezogenen Zeitspanungsvolumens Q'w = 

100 und 200 mm 3 /(mm. s) geschliffen. Die Temperatur wurde wieder an 

fünf verschiedenen Stellen der Kontaktzone gemessen. 

Wie schon bei den vorherigen Ergebnissen, sinkt die Temperatur mit 

steigendem bezogenen Zeitspanungsvolumen infolge der höheren Werkstückgeschwindigkeit 

ab. Bei beiden bezogenen Zeitspanvolumina liegt 

beim Werkstoff 42CrMo4 die Temperatur niedriger als bei 16MnCr5, was 

auf die günstigere Schleifbarkeit des niedriger legierten Stahls zurückzuführen 

ist. 

6.6 Abhängigkeit der Eigenspannung von den Schleifbedingungen 

Maßhaltigkeit, Formhaltigkeit und Oberflächenrauheit sind die üblichen 

Kriterien für die Qualitätsbeurteilung eines bearbeiteten Bauteiles. In 

vielen Fällen reichen diese Eigenschaften für die Qualitätssicherung aus, 

jedoch für hochbeanspruchte oder kritische Bauteile charakterisieren sie 

nur die Geometrie und sagen nichts aus über die Beeinflussung der 

physikalischen Eigenschaften, die durch Bearbeitung verändert werden. 

Das Schleifen - meist das letzte Bearbeitungsverfahren - verändert die 

vorhandenen Eigenspannungen, die durch vorherige Bearbeitungsverfahren 

oder Härten in den Werkstoff eingebracht worden sind. 

Kenntnisse über den Eigenspannungszustand können in vielen Fällen 

genauere Aussagen über die physikalischen Eigenschaften des Bauteiles 

und über Einflüsse der Bearbeitungsverfahren liefern als Temperaturmessungen 

oder metallographische Untersuchungen. Daher ist die Messung 

der Eigenspannung, besonders um gezielt Eigenschaften in das Werkstück 

zu induzieren, unverzichtbar. Da die röntgenographische Spannungsanalyse 

die Eigenspannung in einer dünnen Randzone (Eindrlngtiefe der 

Röntgenstrahlen in Stahl 5 + 10 11m) erfaßt, und die Reichweite der 

Schleifeigenspannung in der gleichen Größenordnung liegt, ist dieses 

Meßverfahren hierfür besonders geeignet.

- 132 - 

Die durch Schleifen verursachten Eigenspannungen 

Prozeßgrößen abhängig [94-100]: 

sind von folgenden 

- Stellgrößen, 

- Schleifwerkzeug: Komwerkstoff, Komgröße, Bindung und 

Bindungshärte, 

- Kühlschmierstoff: Art, Menge und Druck, 

- Abrichtbedingungen, 

- Werkstoff, 

- Schleifverfahren, 

- Verschleißverhalten des Schleifwerkzeuges. 

Generell kann gesagt werden, daß die Prozeßgrößen, die höhere Kontaktzonentemperaturen 

verursachen, zu Zugspannungen an der Werkstückrandzone 

führen, die meist unerwünscht sind, besonders bei dynamisch 

belasteten Bauteilen. Bearbeitungsbedingungen, die höhere mechanische 

Kräfte hervorrufen, verursachen Druckeigenspannungen [94-103]. Im 

Schleifprozeß treten Wärme und mechanische Kräfte gleichzeitig auf, die 

Steigerung der Schleifkräfte geht dabei meist mit einer Erhöhung der 

Temperatur einher. Dies hat zur Folge, daß die Steuerung des Prozesses 

zur Erzielung bestimmter Eigenspannungen nicht so ohne weiteres möglich 

ist. Eine Verringerung der Reibkräfte führt allgemein zu geringerer 

Wärmeentwicklung in der Kontaktzone. Der Einsatz eines geeigneten 

Kühlschmierstoffes mit geeignetem Zuführdruck und angepaßter Durchflußmenge 

verringert die Schleif temperatur, was zu geringeren Zugeigenspannungen 

oder möglicherweise gar zu Druckeigenspannungen führen 

kann. Wird Öl als Kühlschmierstoff eingesetzt, verringert dies zwar die 

Schleifkräfte. ohne aber die gute Kühlwirkung eines wasserhaltigen 

Kühlschmierstoffs zu besitzen [40,45]. Für Werkstoffe, bei denen beim 

Zerspanprozeß hohe Reibkraftanteile auftreten, führt Öl durch Verringerung 

der Schleifkräfte trotz der eingeschränkten Kühlwirkung zu 

niedrigeren Schleiftemperaturen. Für die Werkstoffe, die einen geringeren 

Reibanteil beim Schleifen besitzen, kann ein wasserhaltiger Kühlschmierstoff 

wegen günstigerer Wärmeabfuhr für bessere Kühlung sorgen. Feinere 

Abrichtbedingungen bewirken höhere Kräfte und bessere Oberflächenqualitäten, 

gleichzeitig aber auch zu einer höheren Schleiftemperatur, 

die eine Verlagerung der Spannungen in Richtung Zug bewirkt 

[96].

- 133 - 

Allgemein ist CBN durch kühleren Schliff und durch Spannungen, die 

mehr im Druckbereich liegen, bekannt [7,72,98-100]. Einige Autoren 

haben für konventionelle Korundscheiben Zugeigenspannungen und für 

CBN-Scheiben Druckeigenspannungen festgestellt [72,99,100]. 

Für den kühleren Schliff mit CBN-Schleifscheiben werden unterschiedliche 

Ursachen genannt Zum einen ist das schärfere Kom und zum anderen 

die bessere Wärmeleitfähigkeit maßgebend. Die schärferen Körner 

führen zu geringerer Reibung und Temperatur und wegen der höheren 

Wärmeleitfähigkeit transportieren die CBN-Kömer große Wärmemengen 

aus der Kontaktzone nach außen. Ein weiterer wichtiger Grund für 

kühleren Schliff mit geringer Reibung und die Verlagerung der Eigenspannung 

in Richtung von Druckeigenspannung ist der geringere Spanwinkel 

für CBN-Kömer. Der negative Spanwinkel für Korundkörner beträgt 

I = 85 + 90° und für CBN-Kömer I = 65 + 70° [12]. 

Die Eigenspannungen in Schleifrichtung sind in der Regel positiver als 

die Eigenspannungen senkrecht zur Schleifrichtung [7,96,98,101] (Bild 

6.22). Weil die Wärmedehnung in allen Richtungen gleich groß sein 

muß, müssen auch die thermisch bedingten Eigenspannungen in 

Schleifrichtung und senkrecht dazu gleich groß sein. Demgegenüber 

werden die mechanisch bedingten Druckeigenspannungen nicht in allen 

Richtungen gleich groß sein. 

Tönshoff und Brinksmeier [7,102] geben folgende Erklärung: Beim 

Schleifen von Stahl ist der Spanbildungsprozeß durch einen extrem hohen 

allseitigen Druckspannungszustand im Bereich der Spanwurzel gekennzeichnet. 

Nachdem aber der Span abgetrennt ist, verbleibt ein Rest dieser 

Druckspannung vorrangig in den seitlichen Bereichen der einzelnen 

Zerspanungsriefen. Das Werkstoffvolumen, das sich vor den einzeln 

eingreifenden Schneidelementen befunden hat, wird in Form von Spänen 

entfernt. Damit werden auch die diesem Volumen zugeordneten Spannungszustände 

eliminiert bzw. reduziert. Mit anderen Worten, es werden 

Teile der Spannungen in Schleifrichtung mit dem Spanabtrag abgebaut, 

dadurch ergeben sich höhere (positivere) mechanisch bedingte Eigenspannungen 

senkrecht zur Schleifrichtung. 

Als Ergänzung zu dieser Erklärung ist folgendes zu erwähnen: Die 

Spanbildungstemperatur senkrecht zur Schleifrichtung des einzelnen Korns

- 134 - 

t> 

'"C ::J 

C 

C 

- 135 - 

In einem gemeinsamen Forschungsprojekt der Universität Bremen, 

Fachbereich Produktionstechnik mit dem Institut für Werkstofftechnik 

Bremen wurde das Schwingfestigkeitsverhalten tief geschliffener Bauteile 

untersucht. Tiefgeschliffene Bauteile zeigen im Vergleich zu pendelgeschliffenen 

Bauteilen bei Anstieg der Zustellung eine Verlagerung der 

Eigenspannungen in den Druckbereich bei verschiedenen untersuchten 

Gefügezuständen [7,101,103]. Bild 6.22 zeigt den Verlauf der Eigenspannung 

in Abhängigkeit von der steigenden Zustellung und proportional 

ee 

0 

Ln 

""' cc 

cc 

.., 

.., 

U> 

 

-- ~ 

 

.""- c> 

900 

I1 

mn2 

800 

7GO 

600 

500 

400 

sz: 300 u 

 

30 

 

0> 

 

cc 200 

100 

./ 

-. - 

• 

L.----:"" I-- \ • 

•......... gehärtet (58 HRC) 

• 

vergütet (34 HRC) 

I. 

.-- 

Werkstoff : 42 CrMo 4 

Schleifscheibe : EK 46/60 F /G 11 ke 

bez . Zet tsoanoncsvo luaen : Q~ = 6 mml/(mm·s) - 

SchnIttsescns i nd i gke i t : V s = 30 n/s 

KühIschmi erstoff : Emulsion 2 %. 3 bar 

G 0.01 

0.05 0.1 0.5 


mm 5 10 

600 120 60 12 6 mm/s 1.2 0.6 

Werkstückgeschwlndlgkei t V w 

Bild 6.23: Biegewechselfestigkeit in Abhängigkeit von der Zustellung 

und von der Werkstoffvorbehandlung [7]

- 136 - 

dazu fallender Werkstückgeschwindigkeit. Trotz konstantem bezogenen 

Zeitspanungsvolumen weisen die durch das Tiefschleifen gefertigten 

Bauteile höhere Druckeigenspannungen als die pendelgeschliffenen auf. 

Der Eigenspannungszustand hat großen Einfluß auf die Lebensdauer und 

die Biegewechselfestigkeit von Bauteilen. Bild 6.23 zeigt die auf 50 % 

Ausfall bezogene Biegewechselfestigkeit R BW für die untersuchten Schleifproben, 

und zwar für den vergüteten und den gehärteten Werkstoffzustand. 

Die Steigerung der Biegewechselfestigkeit mit steigender Zustellung 

ist besonders für den gehärteten Zustand deutlich ausgeprägt. Die 

günstigere Biegewechselfestigkeit ist auf höhere Druckeigenspannungen 

(betragsmäßig) zurückzuführen. 

Die punktuellen Messungen der Eigenspannungen an den mit CBN- 

Schleifscheiben durch Hochleistungsschleifen bearbeiteten Werkstücken 

sind im Bild 6.24 dargestellt. Die Schleifuntersuchungen mit einer 

galvanisch gebundenen CBN-Schleifscheibe der Körnung B252 mit 

SchIel fschelbe GY B 252 N 200 G 

Werkstoff Q2 CrMo Q 

Kühlschmierstoff SchIel föl 

iIIIIIIIIJJ Quer zur Schleifrichtung 

~ parallel zur SchIel fr Ichtung 

'"C 

::J 

C 

"c = 100 m/s 

Q~ = 30 mm'/(mm's) 

- 2000 I 1111It----- 

N/mm2 

t:> - 1600 +--------IlIIII 

~ -1200 

c; 

Q) 

'" 

Q) 

:ij -800 

s: u 

«o 

~ 

~ -QOO 

o 

a e = 6.25 mm 

Q~ = 30 mm'/(mm·s) 

a e 

= 6.25 mm 

v c 

= 1QO m/s 

o 

6.25 12.5 mm 

100 140 m/s 


SchI eI fsche I benumfangsgeschw 

I nd Igke I t vc 

20 30 IjQ ~ (mm·s) 

bezogenes ZeI tspanunqsvolumen 

Q~ 

Bild 6.24: Hohe Druckeigenspannungen für das Hochleistungsschleifen 

mit CBN-Schleifscheibert

- 137 - 

verschlissenen Komspitzen waren im unteren Leistungsbereich des 

Hochleistungsschleifens durchgeführt worden. Als Kühlschmierstoff wurde 

reines Schleiföl eingesetzt. 

Wegen der geringen Zahl der Schleifuntersuchungen kann hier keine 

allgemeingültige Aussage gemacht werden. Aber die Ergebnisse lassen 

folgende vorsichtige vorläufige Schlußfolgerungen zu: 

- Alle Eigenspannungen liegen mit relativ hohen Werten im 

Druckeigenspannungsbereich. 

- Mit steigendem bezogenen Zeitspanungsvolumen Q' w steigt 

der Betrag der Druckeigenspannungen. Dieses Phänomen 

kann mit wachsender Werkstückgeschwindigkeit. die zu 

niedrigeren Schleif temperaturen führt, erklärt werden. Das 

heißt, wegen geringerer Schleiftemperatur werden die thermisch 

bedingten Zugeigenspannungen von den mechanisch 

bedingten Druckeigenspannungen überkompensiert (Bild 

6.24c). 

- Eine Vergrößerung der Schleifscheibenumfangsgeschwindigkeit 

bei relativ geringen bezogenen Zeitspanungsvolumina 

an der unteren Grenze des Hochleistungsschleifens führt zu 

höheren Temperaturen, die eine Verlagerung der Eigenspannungen 

in Zugrichtung verursachen (Bild 6.24b). 

Die sehr hohen Druckeigenspannungen im Bild 6.24 können nicht durch 

eventuelles Abschrecken während des Schleifprozesses zustande 

gekommen sein, weil ihr Wert über den durch Abschreckhärte erreichbaren 

Eigenspannungen liegt. Die genaueren Hintergründe müssen durch 

weitergehende Untersuchungen über die Veränderungen des Gefügezustands, 

die Tiefenverläufe der Härte sowie das Bauteilverhalten der 

Werkstücke geklärt werden. Die Ergebnisse deuten weiterhin an, daß - 

durch gezielte Auswahl des Schleifwerkzeuges und der Schleifbedingungen 

- das Härten für manche Bauteile u. U. entfallen kann, da durch 

den Schleifprozeß bereits die notwendigen physikalischen Randzoneneigenschaften 

erzeugt werden können.

- 138 - 

6.7 Einfluß der Schleifrichtung (Gleich- oder GegenlauD auf das 

Schleifergebnis 

Allgemein sind für das konventionelle Pendel- und Tiefschleifen im 

Gleichlaufverfahren wirtschaftliclie und technologische Vorteile gegenüber 

dem Gegenlaufverfahren zu verzeichnen [8,20]. Beim Gleichlaufschleifen 

verbessern sich Oberflächengüte, Verschleißverhalten und Abtragsverhältnis. 

Die Schleifkräfte sind geringer und daher fallt auch der erforderliche 

spezifische Energiebedarf geringer aus. Temperaturrnessungen ergaben 

für beide Schleifverfahren etwa gleiche Ergebnisse [9,83]. 

_ .....--- 

. _ "". ,~-""",,,,,,,,,,-- 

_ "'~"':'" v'~_ 

Gegenlauf 

Gleichlauf 


Werkstoff 

Zustellung 

bez. Zeitspanungsvolumen 

Schnittgeschwindigkeit 

Kuhlschmierstoff 

: GY B252-N 200-G 

: 16 Mner 5 

. a, =5mm 

: Q'w = 50 mm 3 /(rnm·s) 

: v c =120 rn/s 

: Schleiföl 

Bild 6.25: Visueller Vergleich zwischen Gleich- und Gegenlaufschleifen 

Beim HEDG-Schleifen wurde die Abhängigkeit der Schleifergebnisse 

vorn gewählten Schleifverfahren untersucht. In diesem Zusammenhang 

zeigt Bild 6.25 zwei Werkstücke, die unter den gleichen Bedingungen im 

Gegen- bzw. im Gleichlauf geschliffen wurden. Es zeigte sich, daß die 

im Gleichlauf geschliffenen Werkstücke thermisch stärker belastet waren. 

Als Erklärung für diese Beobachtung können mehrere Ursachen herangezogen 

werden [12,34,35]:

- 139 - 

1. Bessere Wirksamkeit des Kühlschmierstoffes beim Gegenlaufschleifen. 

Dieses ergibt sich (insbesondere bei großen 

Zustellungen) anschaulich aus Bild 6.26. Denn beim Gegenlaufschleifen 

wird frisches Öl in ausreichender Menge auf der 

neu erzeugten Oberfläche wirksam. Beim Gleichlaufschleifen 

hingegen wird der Schmierstoff weniger günstig in die Kontaktzone 

eingeleitet, und er erwärmt sich auf dem Weg durch 

die gesamte Kontaktzone bis zur neu erzeugten Werkstückoberfläche. 

2. Beim Gleichlaufschleifen kommen die heißen Späne, der 

erwärmte Kühlschmierstoff sowie die erwärmte Schleifscheibenoberfläche 

mit der neu erzeugten Werkstückoberfläche 

in direkten Kontakt. 

3. Zusetzungen der Scheibenoberfläche mit Werkstoffpartikeln 

wirken sich beim Gleichlaufschleifen spontan als Wärmequellen 

aus, auch wenn sie nach dem Verlassen der Kontaktzone 

wieder weggeschleudert werden. Beim Gegenlaufschleifen 

kommen auf der neu erzeugten Werkstoffoberfläche 

nur die Zusetzungspartikel zur Wirkung, die fest an der 

Scheibenoberfläche haften geblieben sind. 

Dieser Ansicht über den thermisch ungünstigeren Gleichlauf-Schleifprozeß 

steht die Beobachtung entgegen, daß die Schleifkräfte beim Gleichlaufschleifen 

deutlich geringer sind als die beim Gegenlaufschleifen (Bild 

6.27). Für diesen scheinbaren Widerspruch gibt es folgende Erklärung: 

Beim Gleichlaufschleifen beginnt der Spanbildungsprozeß bei jedem 

Schneideneingriff mit dem maximalen Spanungsquerschnitt, der mit 

fortschreitender Spanbildung bis zum Wert Null abnimmt. Beim 

Gegenlaufschleifen ist es genau umgekehrt. Hieraus folgt, daß die 

Spanbildung beim Gleichlaufschleifen unvermittelt einsetzt, während beim 

Gegenlaufschleifen erst eine intensive Reib- und Deformationsphase 

(verbunden mit erhöhten Spanbildungskräften) durchlaufen werden muß, 

ehe die Spanbildung einsetzt [12].

- 140 - 

-V w 

-V 

w 

Gegenlauf 

Gleichlauf 

Bild 6.26: Kühlschmierstoffzuführung beim Gleich- und Gegenlaufschleifen 

Die Differenz der Schleifkräfte beim Gleich- und beim Gegenlufschleifen 

wird mit wachsendem bezogenen Zeitspanungsvolumen abnehmen, d.h. 

bei sehr hohen Abtragsleistungen kommt auch beim Gegenlaufschleifen 

das Schleifkom ziemlich schnell zum Eingriff und die Reib- und 

Deformationsphase fehlt. 

Wie Bild 6.26 zu entnehmen ist, wird beim Gegenlaufschleifen durch den 

ungehindert auftreffenden Kühlschmierstoff eine intensive Kühlung der 

geschliffenen, erhitzten Werkstoftbereiche erreicht. Der ganze Vorgang 

ist mit einem ausgeprägten Abschrecken zu vergleichen [9]. 

In einer anderen Versuchsreihe wurde der Einfluß vom Gleich- und 

Gegenlauf auf die Temperaturentwicklung für unterschiedliche bezogene 

Zeitspanungsvolumina untersucht (Bild 6.28). Dabei wurde die Temperatur 

an fünf verschiedenen Stellen innerhalb der Kontaktzone gemessen. 

Das Thermoelement 1 (Punkt 1) befindet sich an der höchstgelegenen 

Stelle der Kontaktzone. Punkt 5 kennzeichnet die fünfte Meßstelle, den 

tiefsten Punkt der Kontaktzone (neuerzeugte Oberfläche). Aus Bild 6.28 

kann entnommen werden, daß die Kontaktzonentemperatur steigt, je geringer 

Q'w ist (das gilt nicht für Schleifen mit sehr niedrigen Q'w).

- 141 - 

o i I • I I 

Resultierende Schleifkraft 

der Schlei fschelbe 8252 

9 0 

20 I I 11 I \""v I 

'C 

LL 

....., 

4- 

co 

L 

~ēo 

E 

L 

o 

z: 

40 

ResuI tlerende scn le I fkr aft 

der Schlei fscheibe 8427 

N 

QJ 

.D 

60 I I I \ I / 


Werkstoff 

Zustellung 

80 fwerkstuCkgeSChWindi gkei t: 

sennt ttgeschwindigkei t 

oez . Zeltspanvolumen 

KühI schmI ers tof f 

Nimm 

GY 8252-N 200-G 

GY 8427-N 200-G 

16 MnCr 5 

a e = 5 mm 

v w 

= 10 mm/s 

V 

c 

= 120 m/s 

Q~ = 50 mm 3 /mm's 

Schlei föl 

10~40 -20 o 

20 Nimm 40 

Gleichlauf 

r ~~r Gegenlauf 

~ 

bez. Tangentialkraft Ft 

Bild 6.27: Vergleich der Schleifkraftkomponenten beim Gleich- und 

Gegenlaufschleifen bei unterschiedlicher CBN-Kömung

- 142 - 

Bei geringerem Q'w liegen die Kontaktzonentemperaturen beim Gleichlaufschleifen 

höher als beim Gegenlaufschleifen. 

Der Ort der maximalen Temperatur in der Kontaktzone verändert sich in 

Abhängigkeit von Q'w. Bei einem geringen bezogenen Zeitspanungsvolumen 

Q'w = 10 mm 3 /(mm.s), wie es dem Tiefschleifen entspricht, wird in 

der Mitte der Kontaktzone die höchste Temperatur verzeichnet. Mit 

diesen Ergebnissen wurden die Untersuchungen anderer Autoren bestätigt 

[15,20,83]. Beim HEDG-Verfahren hingegen liegt die maximale Temperatur 

auf der neuerzeugten Oberfläche allerdings auf einem niedrigeren 

Niveau. Für Gleich- und Gegenlaufschleifen ergeben sich dabei etwa 

~ 

Q) 

c 

°C 

900 

800 

700 

Schleifscheibe 90 A 80 Q " BH 50/100 

Schleifscheibendurchmesser d s 

= "00 mm 

werkstoff 16 MnCr 5 

Schlei tscne toenontansssescns. v c 

= 100 m/s 


= 6 mm 

Kühlschmierstoff Schiel föl 

Kühlschmierstoffdruck I-menge 7,5 bar / 150 

1_' 

i '" 

I/mln 

~ I ~/I'>.I l 

+-' 600 I _",= 17 " 

.::.!. 

ro 

~ ~---~I~~~---~ 

o 500 ,\ Gleichlauf: 

::.::: "Q" = 10 mm3/(mm-s) 

~ Y\.. cQ" = 50 mm3/(mm-s) 

~ .00 / \ OQ",= "00 mm3/(mmos) 

~ 300 I 

L. 

~ 200 

E 

Q) 

I-- 

100 

o I I I I I I I I 

Meßstellen In der Kontaktzone 

Bild 6.28: Temperatur in der Kontaktzone und auf der neu erzeugten 

Oberfläche für Gleichlauf- und Gegenlaufschleifen

- 143 - 

gleiche Werte. Es sei erwähnt, daß für breitere Schleifscheiben im allgemeinen 

höhere Temperaturen speziell beim Gleichlaufschleifen zu 

erwarten sind. 

Bild 6.25 zeigt hierfür ein typisches Beispiel. Ein mit einer CBN-Schleifscheibe 

(b, = 8 mm) nach dem Gleichlaufverfabren bearbeitetes Werkstück 

zeigt eindeutig Brandmarken. 

Aus den dargestellten Ergebnissen läßt sich hinsichtlich der Wahl 

"Gleich- oder Gegenlaufschleifen" folgendes empfehlen: 

- Für mittlere bezogene Zeitspanungsvolumina (Qw' = 20 + 70 

mm'j(mm. s)) soll wegen geringerer thermischer Schädigung 

das Gegenlaufschleifverfahren gewählt werden. 

- Für geringe bezogene Zeitspanungsvolumina Qw' < 20 

mm 3 j(mm. s), was etwa dem konventionellen Schleifen 

entspricht, und für hohe bezogene Zeitspanungsvolumina Qw' 

> 70 mm 3 j(mm. s) ist es sinnvoller, in den meisten Fällen das 

Gleichlaufschleifen anzuwenden, da die spezifischen Schleifkräfte 

und der Schleifscheibenverschleiß geringer sind. 

6.8 Einfluß der Komgröße auf das Schleifergebnis 

Die Wahl eines gröberen Schleifkorns führt im allgemeinen zu höheren 

Spanungsdicken, die wiederum niedrigere Schleifkräfte nach sich ziehen 

[14]. In den durchgeführten Untersuchungen ergaben sich zum Teil stark 

abweichende Ergebnisse. 

Zunächst wurden Versuche mit zwei CBN-Schleifscheiben (Durchmesser: 

400 mm, Belagbreite: 8 mm) mittlerer bzw. grober Komgröße (B252 

bzw. B427) mit galvanischer Bindung durchgeführt. Anschließend wurden 

die Versuche an zwei schmaleren CBN-Schleifscheiben (Belagbreite: 2 

mm) mit den Kömungen B252 und B151 mit ansonsten gleicher Bindung 

und gleichem Durchmesser wiederholt. Die Ergebnisse der Untersuchungen 

mit den ersten beiden Schleifscheiben können wie folgt zusammengefaßt 

werden:

- 144 - 

Aufgrund der flachen Rechteckform der geschliffenen Nuten ergaben 

sich keine axialen Kraftkomponenten. In Bild 6.29 sind die ermittelten 

Kraftkomponenten für die Zustellung a, = 10,0 mm und für die beiden 

unterschiedlichen CBN-Kömungen über der Scheibenumfangsgeschwindigkeit 

v; aufgetragen. Hieraus lassen sich folgende Schlußfolgerungen 

ableiten: 

a) Mit zunehmender Scheibenumfangsgeschwindigkeit v; nehmen 

die Komponenten der Normal- und der Tangentialschleifkraft 

stetig ab. 

b) Die Tangentialkraftkomponente ist stets kleiner als die 

Normalkraftkomponente. 

-•.. 

u, 

..:'C: 

u.. 

c; 

~

- 145 - 

c) Die Schleifkräfte für die grobe Körnung (B427) liegen 

I deutlich höher als die Schleifkräfte für die feinere Körnung 

(B252). 

Die letztgenannte Beobachtung ist unerwartet und zeigt erstmals deutlich 

ein Phänomen auf, das U.U. zur Abkehr von einer bisher als gesichert 

angesehenen Erkenntnis führen kann [12,34,35]. 

Bislang wurde davon ausgegangen, daß bei feinkörnigen Schleifscheiben 

wegen der größeren Schneidenzahl (bei sonst konstanten Prozeßbedingungen) 

stets höhere Schnittkräfte auftreten müssen, weil bei kleineren Spanungsquerschnitten 

der Reibkraftanteil zunimmt. Dieses Postulat gilt allerdings 

nur dann, wenn der Verschleißprozeß an den zu vergleichenden 

200 , , , , 

Schlei fschelben 

Nimm I Werkstoff 

Werkstoff Iänge 

Zustellung 

~ 150tschlelfschelbenUmfangSgeSchw. 

~C: Kühlschmierstoff 

c; 

~ c 

~ g 

E 

100 

~ 

~ 

.c '" 

u 

- 146 - 

Schneidkörnern identisch ist und wenn der Spanbildungsprozeß unter 

ganz bestimmten kinematisch-geometrischen und spannungsmechanischen 

Bedingungen abläuft [15,20]. 

Die genaue Erforschung dieser komplexen Zusammenhänge muß späteren 

Untersuchungen vorbehalten bleiben. 

Bild 6.30 stellt einen Vergleich der Schleifkräfte in Abhängigkeit vom 

bezogenen Zeitspanungsvolumen für zwei unterschiedliche Korngrößen 

dar. In diesem Bild zeichnet sich das feinere CBN-Kom (BI51) durch 

höhere Schleifkraftkomponenten aus. Die höheren Schleifkräfte für 

feineres CBN-Korn im Vergleich zur mittleren Korngröße B252 

entsprechen den bisherigen Erwartungen. 

LL 

Q) 

+-' 

4- 

:co 

L 

.Y: 

4- 

Q) 

-.c 

u 

C/) 

o 100 200 300 400 500 \.lm 600 

CBN 

- Korngröße 

Bild 6.31: 

Tendenzieller Verlauf der Schleifkräfte in Abhängigkeit von 

der Korngröße für CBN-Schleifwerkzeuge

- 147 - 

Bei größerem bezogenen Zeitspanungsvolumen Q'w > 300 mm 3 /(mm. s) 

verringert sich die Differenz der Schleifkräfte bei Komgröße B252 und 

B151 (Bilder 6.7 und 6.8). 

Für die beobachteten höheren Schleifkräfte beim Einsatz gröberer CBN- 

Körner gilt folgendes: 

Die größeren mittleren Spanungsquerschnitte, die durch grobes Kom hervorgerufen 

werden, führen zu einer dickeren Kontaktschicht. Wenn diese 

Kontaktschichtdicke bestimmte Werte überschreitet, wird zum Erreichen 

der Gleichgewichtstemperatur in der unteren Kontaktschicht mehr Zeit 

und Energie benötigt, was wiederum höhere Schleifkräfte bewirkt 

(Kapitel 4.6). 

Der tendenzielle Verlauf der Schleifkräfte in Abhängigkeit von der 

Komgröße für CBN-Schleifwerkzeuge ist in Bild 6.31 dargestellt. 

Insgesamt ist festzustellen, daß die beim Hochleistungsschleifen auftretenden 

Kräfte bei mittleren Komgrößen am niedrigsten sind. Die CBN- 

Körner, die gröber oder feiner als ca. B200 sind, verursachen höhere 

Schleifkräfte, die zu größerem Werkzeugverschleiß, größeren Formabweichungen 

und meistens höheren Schleiftemperaturen führen. Daher sollte, 

so lange die erforderte Oberflächenqualität es erlaubt, eher mit mittlerer 

Komgröße gearbeitet werden als mit gröberem oder feinerem Kom.

- 148 - 

7. Zusammenfassung 

Das Hochleistungs-Flachschleifen, auch HEDG (High-Efficiency-Deep- 

Grinding) genannt, ist eine Weiterentwicklung des Tiefschleifens in die 

Richtung erhöhter Scheibenumfangsgeschwindigkeiten. Es ist durch die 

Kombination hoher Abtragsleistungen und hoher Schnittgeschwindigkeiten 

prädestiniert und somit durch hohe Werte für Zustellung, Werkstückgeschwindigkeit 

und Scheiben umfangs geschwindigkeit gekennzeichnet. Mit 

diesem Schleifverfahren lassen sich Nuten und Profile von mehreren 

Millimeter Tiefe in einem Übergang mit sehr hoher Arbeitsgüte, Rauheit 

und Gefügeintegrität erzeugen. Dabei liegen die erreichbaren Abtragsleistungen 

weit über den beim Drehen und Fräsen erreichbaren Werten. 

Im Rahmen der vorliegenden Arbeit wurden die technologischen und 

maschinellen Aspekte des Hochleistungs-Flachschleifens analysiert und 

durch praktische Untersuchungen weitgehend verifiziert. Hinsichtlich der 

\ 

maschinellen und werkzeugmäßigen Voraussetzungen zeigte sich, daß 

konventionelle Einrichtungen zur Realisierung des HEDG-Schleifens nicht 

hinreichend sind. Maschinen mit steifer Konstruktion, hohen Spindelleistungen 

und Drehzahlen sowie geeignete Systeme für die Kühlschmierstoffzufuhr 

und angepaßte Werkzeuge sind unabdingbare Voraussetzungen. 

Die beim HEDG-Schleifen realisierten extrem hohen Abtragsraten 

bedingen eine hohe Energieumsetzung in der Kontaktzone zwischen 

Werkstück und Schleifscheibe. Diese Energie wandelt sich in weitgehend 

in Wärme um, die nur zu einem geringen Teil in das Werkstück 

abfließen darf. Zur Abfuhr der Prozeßwärme aus der Schleifzone muß ein 

geeigneter Kühlschmierstoff in prozeßgerechter Form eingesetzt und zugeführt 

werden. Gleichzeitig muß die Schleifscheibenoberfläche durch 

Hochdruck-Zuführung des Kühlschmiermittels von anhaftenden Werkstoffpartikeln 

gereinigt werden. Die konstruktive Auslegung des Kühlschmierstoff-Zuführungssystems 

(Düsenform, Druck, Strom) wurden detailliert 

beschrieben. 

Wichtig für den HEDG-Prozeß ist auch die abrichtende Konditionierung 

der Schleifscheibe, denn das Wirkprofil der Schleifscheibe und die 

Schnittschärfe der wirksamen Werkzeugoberfläche müssen permanent

- 149 - 

garantiert sein. Hierzu wurde eine sogenannte Swing-Step-Abrichtvorrichtung 

eingesetzt, die zum Zwecke der Prozeßoptimierung mit geeigneten 

Antrieben und Steuerungselementen sowie mit Kraftmeßelementen 

ausgerüstet wurde. Die mechanischen Grundlagen und kinematischen 

Voraussetzungen dieses intervallgesteuerten Abrichtprinzips wurden beschrieben 

und mit konventionellen Abrichtmethoden verglichen. 

Beim Abrichten von CBN-Schleifscheiben muß die Schnittschärfe durch 

einen nachfolgenden Schärfprozeß erzeugt werden. In diesem Zusammenhang 

wurde der Einfluß der Spanraumform quantitativ beschrieben. Dabei 

konnte nachgewiesen werden, daß die optimale mittlere Spanraumgeometrie 

durch den Prozeß der Spanbildung und weniger durch das' 

Schärfen erzeugt wird. Der Prozeß der Schärfung ist dabei für den 

Vorgang einer initiativen Öffnung der Scheibenoberfläche erforderlich. 

Trotz höchster Abtragsraten bis zu 3.000 mmvtrnm s) sind dem 

Hochleistungs-Flachschleifen auch Grenzen gesetzt, die sich aus dem 

pro Zeiteinheit verfügbare Spanraumvolumen ergeben. Das entwickelte 

analytische Modell gestattet die Berechnung der maximalen bezogenem 

Zerspanleistung in Abhängigkeit von den Prozeßparametem. Die 

Rechenergebnisse konnten durch praktische Untersuchungen verifiziert 

werden. 

Neben konventionellen bakelitisch und keramisch gebundene Schleifwerkzeugen 

mit Al z 0 3 -Kom haben sich für das HEDG-Schleifen vor allem 

metallisch gebundene CBN-Werkzeuge als geeignet erwiesen. Im Rahmen 

der experimentellen Hochleistungs-Schleifuntersuchungen wurden 

Schleifkräfte, Scheibenverschleiß und Arbeitsergebnisse bestimmt. 

Geeignet für das HEDG-Schleifen sind auch konventionelle Korundscheiben 

mit bakelitischer Bindung. Sie weisen ein relativ niedrigen Verschleiß 

auf (hohes G-Verhältnis), sind gut abrichtbar und zeigen eine geringe 

Zusetzungsneigung. Wesentliche Einsatzvoraussetzung für konventionelle 

Schleifscheiben beim Hochleistungs-Flachschleifen ist eine 

ausreichende Sprengfestigkeit; denn sie müssen Umfangsgeschwindigkeiten 

von V c > 80 m/s standhalten. 

Im Hauptteil der Arbeit wurden zunächst die technologisch-mechanischen 

Grundlagen des HEDG-Schleifens zur Realisierung hoher Abtragsleistun-

- 150 - 

gen diskutiert. Dabei wurde vorrangig versucht, die bisher ungeklärten 

Fragen in bezug auf Schleifkräfte, Prozeßtemperaturen und Einfluß der 

Schleifrnittelart beim Hochleistungsschleifen zu erörtern. Hierzu wurde 

mit der Kontaktschicht-Theorie ein neuer Erklärungsansatz eingeführt, der 

von einer prozeßrelevanten Wirkschicht zwischen Scheibe und Werkstück 

ausgeht, die in ihrer Dicke der mittleren Spanungsdicke entspricht. 

Da bei hohen Abtragsleistungen und erhöhten Energieumsätze gemeinhin 

auch höhere Prozeßtemperaturen erwartet werden, wurden die in der neu 

erzeugten Werkstück-Randzone und in der Kontaktzone auftretenden 

Temperaturen durch Messungen mittels Mikro-Thermoelementen 

bestimmt. Dabei konnte die allgemein verbreitete Ansicht widerlegt 

werden, daß die Randzonentemperatur mit steigender Scheibenumfangs- 

.geschwindigkeit permanent ansteigt. Sowohl für konventionelle Schleifscheiben 

als auch für CBN-Schleifwerkzeuge konnte aufgezeigt werden, 

daß die Werkstück-Randzonentemperatur mit v; nur bis ca. 100 mls ansteigt. 

Überschreitet die Scheibenumfangsgeschwindigkeit diesen 

Grenzwert, fällt die Randschichttemperatur nach Durchlauf eines 

Maximums wieder ab. Diese Beobachtung ist für die Entwicklung des 

HEDG-Schleifens von großer Wichtigkeit. Sie ist überraschend, läßt sich 

aber durch die Kontaktschichttheorie erklären. 

Auch für die Ausbildung der Werkstückeigenspannungen in der 

Werkstück-Randzone ist die niedrige Wirktemperatur beim HEDG- 

Schleifen von Bedeutung. Denn dadurch werden Druck-Eigenspannungen 

dominant, die durch plastische Verformung bei niedrigen bzw. kurzzeitig 

wirkenden Temperaturen entstehen. Punktuelle Messungen der Oberflächen-Eigenspannung 

an Stahlbauteilen, die bei höchsten Abtragsleistungen 

mit CBN-Werkzeugen geschliffen wurden, zeigen bemerkenswerte Ergebnisse. 

Es zeigen sich extrem hohe Druckeigenspannungen, die zum Teil 

deutlich höher liegen als die Werkstoff-Festigkeit. Mit der vorliegenden 

Arbeit konnten erstmals derart hohe Druck-Eigenspannungswerte bei 

einem niedrig-legierten Stahl nachgewiesen werden. Dieses überraschende 

Ergebnis könnte ein Hinweis dafür sein, daß man in bestimmten Fällen 

durch gezielte Ausführung des Schleifprozesses das thermische Härten 

substituieren kann. 

Im letzten Kapital der Arbeit werden die Ergebnisse von Schleifversuchen

- 151 - 

in bezug auf die wesentliche Prozeßkriterien - Schleifkraft, Prozeßleistung, 

Oberflächenrauheit. Verschleiß, Schleifverhältnis. Temperaturen 

und Eigenspannungen - in Abhängigkeit von den wesentlichen Prozeßparametern 

beschrieben. Auch der Einfluß der Schleifrichtung (Gleich-I- 

Gegenlaut) und der Korngröße auf das Schleifergebnis wurde dargestellt. 

Der mit dieser Arbeit erreichte Erkenntnisstand gestattet Maschinen- und 

Werkzeugherstellern sowie Anwendern entsprechende Hochleistungs- 

Schleifverfahren zu planen und umzusetzen sowie entsprechende 

Einrichtungen zu entwickeln.

- 152 - 

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Brinksmeier, E. 

König, W. 

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Brinksmeier, E. 

Die Bezugs-Grundrauheit, Funktionale Ableitung 

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Zur zweckmäßigen Defmition von Eigenspannungen; 

Härterei-Technische Mitteilungen, 

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Werkstückeigenspannungen beim Einsatz von 

CBN- und Korundschleifscheiben zum 

Innenschleifen; 


17 (1983) 4, S. 184/190 

Randzonenanalyse geschliffener Werkstücke; 

Dissertation, Universität Hannover, 1982 

Ermittlung des Eigenspannungszustandes in 

der Randzone geschliffener Werkstücke und 

Bestimmung seiner Auswirkung auf das 

Funktionsverhalten; 

Forschungsberichte des Landes Nordrhein- 

Westfalen, Nr. 2886, Westdeutscher Verlag, 

Opladen, 1979 

Eigenspannungen durch Schleifen - 

wesentliche Einflußgrößen des Prozesses, in: 

Eigenspannungen, Entstehung - Messung - 

Bewertung, Band 2, S. 251/270; 

herausgegeben von Macherauch, E. und 

Hauk, V., Deutsche Gesellschaft für Metallkunde 

e.V., 1983

Hochleistungs-Flachschleifen

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