WO2004082874A1 - Sandwichbohrer - Google Patents

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WO2004082874A1
WO2004082874A1 PCT/DE2004/000602 DE2004000602W WO2004082874A1 WO 2004082874 A1 WO2004082874 A1 WO 2004082874A1 DE 2004000602 W DE2004000602 W DE 2004000602W WO 2004082874 A1 WO2004082874 A1 WO 2004082874A1
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WO
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drill
layer
drill according
edge
leading
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Application number
PCT/DE2004/000602
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English (en)
French (fr)
Inventor
Ingo V. Puttkamer
Peter HÄNLE
Original Assignee
Gühring, Jörg
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
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Publication date
Application filed by Gühring, Jörg filed Critical Gühring, Jörg
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23B—TURNING; BORING
    • B23B51/00—Tools for drilling machines
    • B23B51/02—Twist drills
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23B—TURNING; BORING
    • B23B2226/00—Materials of tools or workpieces not comprising a metal
    • B23B2226/27—Composites
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23B—TURNING; BORING
    • B23B2226/00—Materials of tools or workpieces not comprising a metal
    • B23B2226/75—Stone, rock or concrete
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23B—TURNING; BORING
    • B23B2251/00—Details of tools for drilling machines
    • B23B2251/20—Number of cutting edges
    • B23B2251/204—Four cutting edges

Definitions

  • the invention relates to a drill for precisely fitting bores, in particular in composite materials, according to the preamble of ' Claim 1.
  • Composite or sandwich materials are increasingly being used today, particularly in aircraft construction.
  • flat components made of composite materials which have, for example, a layer of carbon fiber reinforced plastic, a layer of titanium and a further layer of aluminum, the layers being able to be arranged differently, or of a composite of an aluminum and a CFRP Layer exist.
  • CFRP Layer Despite their low weight, such materials are extremely stable.
  • riveting robots which, based on data obtained by scanning the outer skin contour, for example by means of laser markings, move and rivet the riveted holes drilled in the individual flat components.
  • Combined drilling / riveting robots which first drill the rivet holes at the defined points and then set the corresponding rivets, are known.
  • the holes are also often made by hand and with appropriate hand drills in the aircraft components.
  • components with a sandwich structure which contain layers of CFRP (carbon fiber reinforced plastics), are particularly difficult to handle during machining, because delamination occurs in many cases, i.e. tearing out individual fibers and thus fraying the borehole.
  • CFRP carbon fiber reinforced plastics
  • such sandwich materials on at least a metallic layer to impart the nöt 'iye resistance by the corresponding component.
  • titanium, VA steel or aluminum layers are used, which also have to be machined without breaking the drilling tool.
  • no coolant supply integrated in the tool is often provided, so that only a direct supply of the coolant into the bore is possible. Since the supply of coolant is restricted in this way, the effect often occurs that the lubricant used evaporates during the drilling through of the titanium layer, so that subsequent layers are processed dry.
  • connection to the machining of a titanium layer to be machined aluminum layer increases the tendency of the aluminum to weld due to the heat development.
  • the drill according to the invention has proven itself particularly under these difficult operating conditions.
  • it has webs which are divided into a leading and a trailing web section (in the further leading web and trailing web) by additional grooves, the trailing web axially lagging the leading web, ie the main cutting edge on the trailing web of the main cutting edge on the leading web.
  • the lag measured in each case from the outermost point of the leading edge of the main cutting edge and the leading edge of the leading edge - is less than 2/10 of the nominal drill diameter, preferably at or below 1/10 of the nominal drill diameter, in particular at or below 1/10 mm, and the radial coordinate of the cylindrical chamfer on the trailing bar essentially corresponds to that of the cylindrical chamfer on the leading bar.
  • Lead bar circular bevels provided, which lie essentially on the same radial coordinate.
  • the drill is removed from the drill hole during the machining on the leading edge of the main cutting edge, so that the drill hole can be stiffened and the drill tool thus guided in a centered manner.
  • the values for the lag and the radial coordinates on the leading and trailing runner provided according to the invention ensure both the separation of functions and the timely insertion of the guide on the cylindrical bevel on the trailing runner when the material enters. It has also been shown that in the case of lag values in the range according to the invention, the delamination when entering a CFRP material can be kept low. Overall, the tool according to the invention can be used to cut CFRP materials with low delamination as well as metallic and hard layers with sufficient tool life.
  • the drill is designed as a double cutter, ie with two leading webs and two leading webs.
  • a design as a three- or multi-cutter is also possible.
  • a design according to the invention can also be useful for single-lip drills.
  • the advantageous embodiment of the drilling tool according to claim 3 with a positive rake angle on the secondary web secondary cutting edge enables an effective combination of the drilling and fine machining operations with only one tool. Because of the positive rake angle on the trailing ridge secondary cutting edges, protruding fiber residues in particular, but also other surface roughness, can be reliably removed by reworking in the sense of rubbing on the circumference of the bore.
  • the trailing flank secondary cutting edges which are provided with a positive (radial) rake angle, scrape the circumference of the hole precisely. This cuts through fibers that were torn out of the fibrous material during cutting in the CFRP material due to the cutting process on the main cutting edge. This means that even when cutting in the fibrous CFRP material, it is possible to create a smooth surface structure of the circumference of the hole. However, the actual cutting work on the material to be machined in front of the drill tip is performed on the leading edge Huap cutting edge.
  • Values of 6 ° to 10 °, in particular 8 °, have been found to be particularly suitable for the radial rake angle of the secondary web secondary cutting edge.
  • the leading edge minor cutting edge can have a positive, neutral or negative radial rake angle. If the leading edge minor cutting edge has a neutral, on or negative radial rake angle, however, it is achieved that post-processing on the circumference of the hole only begins at the secondary leading edge cutting edge and the leading edge minor cutting edge can slide essentially without being brought into cutting engagement with the material on the periphery of the hole become. In this way, the separation of the functions in machining on the leading edge skin incisal and supports and rubbing on the secondary leading edge cutting edge is perfected and the high-stress cutting edge on the leading web is relieved.
  • first free surfaces adjoining the leading edge cutting edge run at a reduced free angle compared to conventional drills, in particular under a free angle of 6 ° to 8 °.
  • extremely hard materials e.g. titanium
  • FIGS. 10 and 11 Further advantageous embodiments of the invention are the subject of further subclaims and relate to special problem cases which occur depending on the position of the individual layers in the sandwich material to be drilled and depending on the direction in which the hole is made in the material.
  • FIGS. 10 and 11 For explanation, reference is made here to FIGS. 10 and 11, in which some of these specific problem cases are illustrated.
  • FIG. 10 shows a sectional view of a bore through a three-layer sandwich material, the upper layer consisting of carbon fiber reinforced plastic (CFRP), the middle layer made of titanium (TI) and the lower layer made of aluminum.
  • CFRP carbon fiber reinforced plastic
  • TI titanium
  • B titanium
  • Re P2 After cutting the CFRP material, the drill enters the titanium layer. This leads to a so-called washout at the edge of the CFRP layer (P2). It has been found that the hard titanium chips that form in the titanium layer when the machining begins, are pressed outwards and wash out or rub out material from the CFRP layer.
  • FIG. 11 shows a sectional view of a hole through a two-layer sandwich material, the upper layer being made of titanium (TI) or aluminum (AL) and the lower layer being made of CFRP and drilled from top to bottom (B).
  • TI titanium
  • AL aluminum
  • CFRP CFRP
  • the concealed CFRP layer of FIG. 11 is used the high speed and contact pressure values used to machine the upper layer of AI into the CFRP material.
  • the CFRP layer is then drilled through without the cutting speed and feed being able to be adjusted before the drill emerges from the CFRP layer into the open.
  • a drill which has a tip angle of less than 100 °, preferably 90 °.
  • the drill tip has almost no cross cutting edge; instead, the main cutting edges merge into one another in a pyramid shape, so that an actual centering point is present, which ensures that the drill penetrates the material exactly at the desired point and does not run.
  • the "delamination explosion" under the conditions described above with reference to FIG. 11 (P4) during the hand-guided exit from a CFRP layer into the open can thus be largely avoided.
  • the advantageous embodiment of the drill according to claim 8 is particularly suitable for the application shown in FIG. 10.
  • the leading edge of the leading edge - and thus the actual main cutting edge of the drill - runs at a tip angle of
  • leading edge of the leading edge does not directly adjoin the leading edge of the leading edge, but rather via a transition area in which the main edge drops more steeply.
  • the main cutting edge is in the inner area longer than in the outer transition area. The leading edge of the leading edge thus divides into a longer inner area or section in which it falls flat and a shorter transition area or section in which it drops steeply.
  • the split main cutting edge also leads to a split cutting process. This leads to the following effect: Relatively long chips, which result from machining on the inner area of the main cutting edge, are deflected to the outside and hit the relatively short chips that arise at the transition area. Due to the steepness of the transition area, the short chips are swirled towards the inside of the chip chamber. As a result, the long chips produced on the gently sloping inner section of the main cutting edge are pushed back into the interior of the chip chamber.
  • Washout occurs, it is thus possible to prevent the hard material chips from rubbing against the CFRP material on the circumference of the drill and causing the unwanted washout.
  • Claim 8 relates to the load on the cutting corners. There are no defined cutting conditions at the cutting edges, since they belong to the main cutting edge on the one hand and to the secondary cutting edge on the other. At the The cutting corner therefore does not cut, but only presses. At the same time, the highest cutting speeds and the highest loads work there.
  • the load on the cutting edge is alleviated by the transition area, since the transition from the main cutting edge to the secondary cutting edge no longer occurs suddenly at one cutting edge, but gradually over the transition area.
  • the drill equipped with the transition area thus offers a longer service life when drilling sandwich material, in particular in the case of machining shown in FIG. 10.
  • This embodiment also offers advantages with regard to the aluminum weld-ons (P3) mentioned above with reference to FIG. 10.
  • Such welds occur regularly in the area of the cutting corners. On the one hand, this is due to the fact that due to the pressing, a high level of friction and therefore heat is generated on the cutting corner, so that there is often local melting of the aluminum.
  • material that becomes fluid due to the heat at the tip of the drill flows in front of the drill along the main cutting edge outwards towards the opposite end of the drill and tends to stick to the cutting edge because the
  • the transition region can be realized in a simple manner by chamfering the leading web on the circumference. In trials there has been a
  • Transition area on the cutting corner can be minimized.
  • the transition area is formed by a rounding. In this way, the load at the transition from the main cutting edge to the secondary cutting edge can be reduced.
  • the transition area can also be a combination of a rounding with an above-mentioned curved chamfer, i.e. be designed approximately S-shaped.
  • the transition area is deliberately a certain one
  • the wide circular bevels of the embodiment according to claim 11 have also proven to be advantageous, since the larger supporting surface compared to conventional drills results in less surface pressure on the circular bevels.
  • the drill By designing the drill with the wide circular chamfer, the overall dimensional accuracy and roundness of the holes can be further increased. This applies in particular to the machining of aluminum which is inevitably carried out dry due to the dry machining of the titanium layer, as is required in the machining case shown in FIG. 10.
  • the chamfer chamfer width can vary along the axial direction of the drill, but it is preferably constant.
  • the drill advantageously has a coating, preferably one, at least in the area of the sharp cutting edges
  • Hard layer In the area of the sharp cutting edges, this means at least in the area of the leading web main cutting edge and the trailing web secondary cutting edge. For reasons of wear protection, such a coating on the cylindrical bevels, the open surfaces, the chip and
  • Additional grooves and in the area of the non-cutting Jen edges may also be useful where these do not directly adjoin the sharp and cutting edges, in particular on the leading edge secondary edge and the leading edge main cutting edge.
  • a coating on a surface area can be done in a technically simple manner and are evaporated over the entire surface without the need for special covers, preferably in the CVD process (chemical vapor deposition), which can be carried out, for example, with systems from Cemecon AG and with a layer thickness between 8 ⁇ m and 16 ⁇ m.
  • Diamond has proven to be particularly suitable, since it adheres particularly well to hard metal as the drill base material. In addition, diamond has a low affinity for aluminum, so that its tendency to weld (see Fig. 10, P3) is reduced. As a material for the drill, however, all other common materials of modern high-performance drills can also be used, e.g. High-speed steel such as HSS or HSSE, HSSEBM, ceramic, cermet or other sintered metal materials.
  • High-speed steel such as HSS or HSSE, HSSEBM, ceramic, cermet or other sintered metal materials.
  • the hard material layer preferably consists of nanocrystalline diamond.
  • titanium nitride or titanium aluminum nitride are also suitable for the hard material layer.
  • the following are particularly suitable: a titanium-aluminum nitride layer and a so-called multi-layer layer, which is marketed by the company Ginninging oHG under the name "Fire I". This is a TiN / (Ti, Al) N multilayer layer.
  • a wear protection layer can also be used with particular preference, which essentially consists of nitrides with the metal components Cr, Ti and Al and preferably a small proportion of elements for grain refinement, the Cr proportion being 30 to 65%, preferably 30 to 60% , particularly preferably 40 to 60%, the Al content is 15 to 35%, preferably 17 to 25%, and the Ti content is 16 to 40%, preferably 16 to 35%, particularly preferably 24 to 35%, in each case based on all metal atoms in the entire layer.
  • the drill has a soft material coating, preferably made of M0S2.
  • a reduced taper of the drilling tool according to the invention preferably 0.02 to 0.4 mmm per 100 mm length and very particularly preferably exactly 0.04 mm per 100 mm length, leads to a stiffening of the from the drill tip removed drill section opposite the drill section closer to the tip, so that the wedge side cutting edges cut to a greater length. .
  • Figure 1 is a side view of a drill according to an embodiment of the invention.
  • FIG. 2 is a sectional view along the line II-II in FIG. 1;
  • FIG. 3 shows a side view of a drill according to a further embodiment of the invention.
  • Fig. 4 is a sectional view taken along L: '- III III - III in Fig. 3.
  • Fig. 5 is a schematic view of the drill of Figs. 1 and 2 to explain the retardation of the Main runner edge opposite the main runner edge;
  • Fig. 6 is a schematic view corresponding to FIG. 5 of the drill of Figs. 3 and 4;
  • Figs. 7 to 9 are sectional views showing details of the lead bar of drills in section according to further embodiments of the invention.
  • FIG. 11 shows a hole in a sandwich material in a second processing case.
  • FIGS. 1, 2 and 5 This embodiment is specially designed for use in the machining case already explained above and shown in FIG. 10.
  • the twist drill shown has two webs separated by main clamping grooves 10, which are in turn divided by an additional groove 12 into a leading web 8 (FIG. 2) and a trailing web 9 (FIG. 2).
  • Inner main cutting edge sections 3 run on the two leading webs 8 at a tip angle WT1, which has a value of preferably 150 °, that is to say very flat, in order to steer the smallest possible force components into radial directions during drilling.
  • a ground point 4 can be seen, by means of which a shortening of the drill cross-section is achieved in order to enable precise drilling into the solid.
  • the shortened cross cutting edge thus ensures that the tool is well centered when drilling regardless of which material of the sandwich component is drilled.
  • the main cutting edges 3, 3ü do not fall flat as far as the cutting corner S1, but instead each run from the drill cross-section only up to a transition corner Slü at the flat tip angle WT.
  • transition area 3ü which in turn is adjacent to a leading web secondary cutting edge 5 on the cutting corner S1.
  • the transition section 3ü is formed by a circumferential chamfering of the leading web 8, the chamfering angle WF being 15 °.
  • the secondary cutting edges 5 run from the cutting corner S1 on the leading edge of the leading web 8 in a helical manner on a cylinder with the diameter D to the opposite end of the drill.
  • the drill tip is sharpened in the form of a 4-herebynanschliffs ⁇ , wherein a first relief surface 11 llü, corresponds approximately to the supply web 8 and extends at a relatively shallow relief angle while a second clearance surface 13 corresponds approximately to the trailing web 9 and at a steeper rake angle to the extent that the cutting corner S2 between the leading-edge main cutting edge 21 and the leading-edge cutting edge 23 is offset axially to the rear relative to the cutting corner S1 between the transition area 3u of the leading-edge leading edge 3, 3u and the leading-edge cutting edge 5.
  • the drill has the cross-section taken along the line II-II in FIG. 1, which is shown in FIG. 2.
  • the additional grooves 12- can be seen, each of which divides the two webs of the drill into a leading web 8 and a trailing web 9 and at least essentially does not lead to chips are, but are each upstream of the trailing web 9 designed as a type of "reaming tooth".
  • the leading web 8 is in each case from the rake face. to the leading edge minor cutting edge 5, circumferentially bounded by leading edge round bevels 7, and on the back by the additional groove 12.
  • the trailing web 9 adjoins, which essentially has the cross section of a reaming tooth.
  • the rake face on the trailing web 9 runs in such a way that the trailing-web secondary cutting edge 23 has a positive radial back-cutting angle WSR of 14 °, so that the trailing-web cutting edge 23 scrapes the inner circumference of the bore, while the actual cutting work is carried out on the leading web main cutting edge 3, 3 is performed during drilling.
  • the rake angle WSR can be made as large as possible, with the stability of the cutting wedge forms the boundary.
  • Another trailing bevel 17 adjoins the trailing-edge secondary cutting edge 23 on which the trailing-edge is supported on the inner circumference of the bore.
  • the major part of the machining takes place at the leading web cutting edges 3, 3ü.
  • the machined material is removed via the main clamping grooves 10, whereby chips with the width of the section 3 - are formed on the one hand on the inner main cutting section and chips on the other hand at the transition section 3u with the width of the section 3u.
  • the chips formed at the transition section 3ü roll the chips formed at section 3 back into the chip chamber of the main chip groove 10. In this way, it is possible to avoid scratching the wall of the bore, which is cleanly rubbed off by the trailing secondary cutting edge, particularly when changing from a CFRP layer to a hard material layer, where there is a risk that the hard chips will wash out the relatively soft, already rubbed-in bore.
  • the circular bevels 7, 17 support the drilling tool against the bore wall during drilling.
  • the round bevels 7, 17 each have a large width B7, B17 (B7: 12 mm, B17: 10 mm, D: 6.8 mm) compared to conventional drills, so that the contact pressure is distributed over a large area and in addition to effective support on the circumference of the drill, there is less tendency to weld when machining aluminum.
  • Embodiment 1/10 mm - sets the abutment effect on the trailing land bevel immediately after entering the material to be drilled through, so that there is good concentricity.
  • Modifications to the shape of the transition section can be seen in FIGS. 7, 8 and 9.
  • the transition section is designed as a curved curve K, the increase in the angle of curvature increasing from the inside to the outside in relation to the axial direction.
  • the transition section is formed by a rounding R.
  • FIGS. 3, 4 and 6 a further advantageous embodiment of the drilling tool will now be discussed.
  • This embodiment is specially designed for use in the processing case already explained above and shown in FIG. 11.
  • the views shown correspond to those of FIGS. 1, 2 and 5.
  • FIG. 4 shows the cross section of the drill corresponds to that of. previously explained embodiment.
  • the drill has a tip angle WT2 of 90 °.
  • the small tip angle results in a short chisel edge, which is further shortened with a taper 104.
  • the main cutting edge 103 on the leading web 111 drops over its entire length to the leading web cutting corner SlOl with the tip angle WT2.
  • Embodiments of the drilling tool according to the invention are also conceivable which are prepared for internal cooling, such as may also be supported in the future in the hand drills used in aircraft construction, in order in particular to be able to better control the heat development occurring during the machining of titanium.
  • each free surface preferably has one with the cooling duct
  • one or more cooling channels coiled with the drill helix angle would also be conceivable, which have the advantage of more uniform cooling within the drill.
  • the coolant supplied in this way strikes the area of the material to be cut next to be cooled and can thus cool the main cutting edges during the cutting process and also lubricate the flutes sufficiently to ensure adequate chip removal.
  • outlet openings can also be provided in the flutes in order to further improve chip evacuation by means of coolant additionally introduced into the flutes.
  • a drill in particular a twist drill, and in particular for drilling into solid workpieces
  • Composite material with at least one fiber-reinforced and a hard layer has 10; 110 separate webs;
  • the webs are each by at least one additional groove 12; 112 into a lead bar 8; 108 and at least one caster 9; 109 divided; Lead bar 8; 108 and footbridge 9; 109 are circumferential on each of round bevels 7, 17; 107, 117 limited;
  • the chip chamber volume is Vzl; Vzl the additional grooves 12; 112 smaller than the chip chamber volume Vhl; Vh2 of the main clamping grooves 10; 110;
  • Open spaces 11, 11, 13; 111, 113 of the webs run in such a way that the trailing web 9; 109 its lead bridge 8; 108 lagging axially;
  • the lag Nl; N2 from an extreme point Sl; SlOL on a leading edge of the main cutting edge 3, 3ü; 103 to an extreme point S2; S102 on the trailing edge main cutting edge 21; 121 is less than 2/10 of the nominal drill diameter D, preferably less than or equal to 1/10 of the nominal drill diameter D, in particular less than 1/10 mm;
  • the circular bevel on the trailing web has essentially the same radial coordinate as the circular bevel on the leading web;
  • the drill has two leading webs (8; 108) and two leading webs (9; 109);
  • the wake 9; 109 has a trailing-edge minor cutting edge 23; 123 with a positive rake angle WSR1; WSR2, which is in particular in the range between 6 ° and 10 °, preferably at about 8 °;
  • the drill has a point 4; 104, through which a shortening of the cross cutting edge is brought about; the point grinding is designed as a 4-surface grinding;
  • the free area adjoining the leading edge of the leading edge has a clearance angle between 6 ° and 8 °;
  • the drill has a tip angle WT2 of less than or equal to 100 °, preferably 90 °;
  • the drill has a tip angle WTl of 140 ° to 170 °, in particular 150 °;
  • the leading edge of the main cutting edge 3 adjoins the leading edge of the leading edge 5 via a transition area 3u which slopes away from it more steeply;
  • the length of the transition area 3ü is less than the length of the remaining leading edge 3;
  • the length of the remaining leading edge 3 has a value of less than 1: 4;
  • the transition area 3ü is formed by a peripheral chamfering of the free surface 11, llü, preferably with a bevel angle WF of 10 ° to 20 °, in particular 15 ° to the axial direction B;
  • peripheral free bevel is continuously curved
  • the curvature K is concave to the drill, the curvature angle to the axial direction preferably increasing from the inside to the outside; the transition area is formed by a rounding R on the open area;
  • the rounded bevels 7, 17; 107, 117 on the leading and trailing webs 8, 9; 108; 109 have a width B7, B17; B107, B117 from 10% to 25% of the nominal drill diameter D, in particular 0.3 to 0.8 mm;
  • the drill has at least in the area of the sharp cutting edges 3, 3ü, 23; 103, 123 a coating, preferably in the form of a hard material layer;
  • the thickness of the layer is preferably in the range between 8 and 16 ⁇ m, in particular 12 ⁇ m;
  • the layer is deposited using the CVD process
  • the hard material layer consists of diamond, preferably nanocrystalline diamond
  • the hard material layer consists of TiN or (Ti, Al) N, a multi-layer layer or a layer consisting of nitrides with the metal components Cr, Ti and Al and preferably a small proportion of elements for grain refinement, the Cr proportion being 30 to 65%, preferably 30 to 60%, particularly preferably 40 to 60%, the Al content at 15 . to 35%, preferably 17 to 25%, and the Ti content is 16 to 40%, preferably 16 to 35%, particularly preferably 24 to 35%, in each case based on all metal atoms in the entire layer;
  • the structure of the entire layer consists of a homogeneous mixed phase;
  • a soft material coating preferably made of M0S2, is provided at least in the region of the grooves;
  • the nominal diameter D of the drill is in the range of 3 - 30 mm;
  • a taper of the drill from the drill tip in the axial direction along the drill is 25% -80% of the usual drill taper, which is preferably in the range of 0.02-0.4 mm, so that the taper is particularly preferably around 0.04 mm per 100 mm length;
  • the spiral angle of the drill is in the range of 20 ° - 40 °.

Abstract

Beschrieben wird ein Bohrer, insbesondere Spiralbohrer für passgenaue Bohrungen, insbesondere Verbundmaterialien. Um passgenaue Bohrung mit einer Passungsgenauigkeit IT8 -IT11 fertigen zu können, waren mehrere Arbeitsschritte erforderlich, beispielsweise Vorbohren, Aufbohren und anschliessendes Ausreiben. Hiervon ausgehend ist es Aufgabe der Erfindung ein Bohrwerkzeug zu schaffen, mit dem alle drei Arbeitschritte auf einmal durchgeführt werden können, mit guten Standzeiten und Passungsgenauigkeiten und dadurch die Werkzeugwechselzeiten zu senken. Dies gilt für Bohrer zum Bohren ins Volle bei Werkstücken aus Verbundmaterialien, mit zumindest einer faserverstärkten und einer metallischen Schicht, mit durch Hauptspannuten (10; 110) getrennten Stegen, die jeweils durch zumindest einer Zusatzmut (12; 112) mit einem kleineren Spankammervolumen, in einen Vorlaufsteg (8; 108) und zumindest einen Nachlaufsteg (9; 109) unterteilt sind, die umfangseitig jeweils von Rundschlifffasen (7, 17; 107, 117) begrenzt werden und sich axial nacheilen.

Description

Sandwichbohrer
Beschreibung
Die Erfindung betrifft einen Bohrer für passgenaue Bohrungen, insbesondere in Verbundmaterialien, gemäß dem Oberbegriff des' Anspruchs 1.
Besonders im Flugzeugbau finden heute verstärkt Verbund- bzw. Sandwichmaterialien Anwendung. Für die Außenhaut moderner Flugzeuge werden beispielsweise Flachbauteile aus Verbundmaterialien eingesetzt, die beispielsweise eine Schicht aus kohlefaserverstärktem Kunststoff, eine Schicht aus Titan und eine weitere Schicht aus Aluminium aufweisen, wobei die Schichten unterschiedlich angeordnet sein können, oder aus einem Verbund einer Aluminium- mit einer CFK-Schicht bestehen. Derartige Materialien weisen trotz ihres geringen Gewichtes eine hohe Stabilität auf. Allerdings kommt es beim Zusammenbau solcher Bauteile zu Schwierigkeiten:
Die Einzelteile von Flugzeugaußenhäuten werden meist miteinander vernietet. Dabei kommen teilweise Nietroboter zum Einsatz, die anhand von Daten, die durch eine Abtastung der Außenhautkontur, beispielsweise mittels Lasermarkierungen, die in den einzelnen Flachbauteilen vorgebohrten Nietbohrungen abfahren und vernieten. Auch kombinierte Bohr-/Nietroboter, die die Nietbohrungen erst an den definierten Stellen bohren und anschliessend die entsprechende Niete setzen, sind bekannt. Andererseits werden die Bohrungen jedoch auch häufig per Hand und mit entsprechenden Handbohrmaschinen in die Flugzeugbauteile eingebracht .
Nachdem früher kein besonderes Augenmerk auf die Toleranzen der zur Aufnahme der Nieten vorgesehenen
Bohrungen gelegt wurde, musste nach ^ folgenschweren Materialabrissen erkannt werden, dass eine enge Tolerierung der Nietbohrungen erforderlich ist. Zielvorgaben liegen dabei im Toleranzbereich IT8 - ITll.
Um derartig enge Toleranzen einhalten zu können, werden herkömmlich mehrere Arbeitschritte nacheinander ausgefgührt, beispielsweise Vorbohren, Aufbohren und anschließendes Ausreiben der erzeugten Bohrung.
Hiervon ausgehend ist es Aufgabe der Erfindung ein Bohrwerkzeug zu schaffen, mit dem bei guten Standzeiten und Passgenauigkeit der Bohrungen auch bei der Verarbeitung von Verbundmaterialien die Werkzeugwechselzeiten gesenkt werden können.
Diese Aufgabe wird durch die Merkmale des Anspruchs 1 gelöst.
Dazu wurde der Zerspanungsvorgang in Verbundmaterialien in eingehenden Versuchen untersucht:
Allgemein sind Bauteile mit Sandwich-Aufbau, die Lagen aus CFK (kohlefaservertärkte Kunststoffe) enthalten, in der zerspanenden Bearbeitung besonders schwierig zu handhaben, denn vielfach kommt es dabei zur Delamination, d.h. dem Ausreißen einzelner Fasern und damit zu einem Ausfransen des Bohrlochs.
Andererseits weisen derartige Sandwich-Materialien zumindest eine metallische Schicht auf, um dem entsprechenden Bauteil die nöt'iye Belastbarkeit zu verleihen. Dabei werden beispielsweise Titan-, VA-Stahloder Aluminium-Schichten eingesetzt, die ebenfalls zerspant werden müssen, ohne dass es zu einem Bruch am Bohrwerkzeug kommt. Daneben treten weitere Problemfälle auf. So entsteht bei der Bearbeitung einer Titanschicht aufgrund der großen Härte und damit hohen Reibung eine starke Wärmeentwicklung. Insbesondere bei den im Flugzeugbau häufig eingesetzten Handbohrmaschinen ist darüber hinaus oft keine ins Werkzeug integrierte Kühlmittelzufuhr vorgesehen, so dass lediglich eine direkte Zufuhr desd Kühlmittels in die Bohrung möglich ist. Da die Kühlmittelzufuhr auf diese Weise beschränkt ist, kommt es dabei oft zu dem Effekt, dass das eingesetzte Schmiermittel während des Durchbohrens der Titanschicht verdampft, so dass anschließende Schichten trocken bearbeitet werden.
Andere Werkstoffen, wie beispielsweise Aluminium, neigen dagegen dazu, am Werkzeug anzuschweißen. Dies ist insbesondere dann problematisch, wenn eine Schicht aus einem derartigen Werkstoff nach einer sehr harten Schicht, wie beisapielsweise der oben stehend genannten Titanschihct bearbeitet werden müssen. Denn bei einer im
Anschluß an die Zerspanung einer Titanschicht zu zerspanenden Aluminiumschicht wird aufgrund der Hitzeentwicklung die Aufschweißneigung des Aluminiums noch verstärkt.
Der erfindungsgemäße Bohrer bewährt sich dabei speziell unter diesen erschwerten Einsatzbedingungen. Er weist dazu gemäß Anspruch 1 Stege auf, die durch Zusatznuten in einen vorlaufenden und einen nachlaufenden Stegabschnitt (im weiteren Vorlaufsteg und Nachlaufsteg) untertei-it werden, wobei der Nachlaufsteg dem Vorlaufsteg axial nacheilt, d.h. die Hauptschneide am Nachlaufsteg der Hauptschneide am Vorlaufsteg. Die Nacheilung gemessen jeweils vom äußersten Punkt der Vorlaufsteg- Hauptschneide und der Nachlaufsteg-Hauptschneide - liegt dabei unter 2/10 des Bohrer-Nenndurchmessers, bevorzugt bei oder unter 1/10 des Bohrer-Nenndurchmessers, insbesondere bei oder unter 1/10 mm und die Radialkoordinate der Rundschlifffase am Nachlaufsteg entspricht im wesentlichen der der Rundschlifffase am Vorlaufsteg.
Es sich gezeigt, dass bei der Zerspanung von CFK- Material einzelne Fasern von der Hauptschneide nicht bis zum Außenumfang der Bohrung hin erfasst werden, sondern in einem weiter innen liegenden Bereich durchtrennt werden und die von der Bohrungswand hervorsteheden Faserstummel vom Vorlaufsteg in Umfangsrichtung an die Bohrungswand gedrückt werden. Diese Faserstummel richten sich erst nach dem Vorbeilauf der Rundschlifffase wieder auf und können dann am Nachlaufsteg erfasst werden. Durch die axiale Nacheilung des Nachlaufstegs wird dabei verhindert, dass es an der Nachlaufsteg-Hauptschneide zu einem Zerspanungsvorgang kommt. Dadurch, dass die Nachlaufsteg-Hauptschneide nicht schneidet, kommt es zu dem Effekt, dass kein zerspantes Material in die zusätzliche Nut gelangt und dort ein Zerkratzen des Bohrungsumfangs hervorrufen kann.
Es erfolgt somit - im wesentlichen eine Funktionstrennung in die Funktion "Schneiden" am Vorlaufsteg und "Nachreiben" am Nachlaufsteg. Mit dem erfindungsgemäßen Bohrer ist es somit möglich, auch beim Einsatz in Vebundmaterial mit zumindest einer CFK-Schicht und einer metallischen Schicht mit einem Arbeitsgang pro Bohrung auszukommen.
Zur zentrierte Abstützung des Bohrwerkzeugs am
Bohrungsumfang sind dabei sowohl am Nachlauf- als auch am
Vorlaufsteg Rundschlifffäsen vorgesehen, die im wesentlichen auf der gleichen Radialkoordinate liegen.
Die Rundschlifffasen an Vor- und Nachlaufsteg stützen dabei den Bohrer während der an der Vorlaufsteg- Hauptschneide ablaufenden Zerspanung in der Bohrung ab, so dass ein Aussteifen der Bohrung und damit zentriertes Führen des Bohrwerkzeugs gelingt.
Die zentrierte Abstützung des Bohrwerkzeugs am Bohrungsumfang erfolgt dabei zu einem bedeutenden Teil am Nachlaufsteg. Während dazu die Nacheilung so groß sein muss, dass bei gewünschten Vorschubwerten sichergestellt ist, dass an der Nachlaufsteg-Hauptschneide keine Zerspanung stattfindet, hat es sich andererseits gezeigt, dass die Zentriergenauigkeit beim Eintritt in das Material, insbesondere in das CFK-Material, stark davon abhängig ist, dass die Führung durch den Nachlaufsteg möglichst schnell nach dem Zerspanungsvorgang einsetzt.
Durch die erfindungsgemäß vorgesehenen Werte für die Nacheilung und die Radialkoordinaten auf dem Vorlauf- und Nachlauflaufsteg wird sowohl die Funktionstrennung als auch ein rechtzeitiges Einsetzen der Führung an der Rundschlifffase am Nachlaufsteg beim Materialeintritt sichergestellt. Es hat sich zudem gezeigt, dass bei Nacheilungswerten im erfindungsgemäßen Bereich die Delamination beim Eintritt- in ein CFK-Material gering gehalten werden kann. Insgesamt können mit dem erfindungsgemäßen Werkzeug sowohl CFK-Werkstoffe bei geringer Delamination als auch metallische und harte Schichten bei ausreichenden Standzeiten geschnitten werden.
In der vorteilhaften- --.usführungsform gemäß Anspruch 2 ist der Bohrer als Zweischneider gestaltet, d.h. mit je zwei Vorlaufstegen und Nachlaufstegen. Im Rahmen der Erfindung kommt aber auch eine Bauform als Drei- oder Mehrschneider in Betracht. Auch bei Einlippenbohrern kann eine erfindungsgemäße Gestaltung sinnvoll sein. Insbesondere die vorteilhafte Ausgestaltung des Bohrwerkzeugs gemäß Anspruch 3 mit einem positiven Spanwinkel an der Nachlaufsteg-Nebenschneide ermöglicht eine wirkungsvolle Kombination der Arbeitsgänge Bohren und Feinbearbeitung mit nur einem Werkzeug. Denn aufgrund des positiven Spanwinkels an den Nachlaufsteg- Nebenschneiden können insbesondere überstehende Faserreste, aber auch andere Oberflächenrauhigkeiten durch eine Nachbearbeitung im Sinne eines Nachreibens am Bohrungsumfang zuverlässig entfernt werden. Die mit einem positiven (radialen) Spanwinkel versehenen Nachlaufsteg- Nebenschneiden schaben somit den Umfang der Bohrung passgenau aus. Dabei werden Fasern durchtrennt, die beim Schneiden im CFK-Material durch den Schneidvorgang an der Hauptschneide aus dem faserigen Material herausgerissen wurden. Somit gelingt es auch beim Schneiden im faserigen CFK-Material, eine glatte Oberflächenstruktur des Bohrungsumfangs zu schaffen. Die eigentliche Schneidarbeit am vor der Bohrerspitze gelegenen, zu zerspanenden Material wird aber an der Vorlaufsteg- Huaptschneide geleistet.
Als besonders geeignet - für den radialen Spanwinkel der Nachlaufsteg-Nebenschneide haben sich dabei Werte von 6° bis 10°, insbesondere 8° herausgestellt.
Dabei kann die Vorlaufsteg-Nebenschneide einen positiven, neutralen oder negativen radialen Spanwinkel aufweisen. Wenn die Vorlaufsteg-Nebenschneide einen neutra, on oder negativen radialen Spanwinkel hat wird jedoch erreicht, dass die Nachbearbeitung am Bohrungsumfang erst an der Nachlaufsteg-Nebenschneide einsetzt und die Vorlaufsteg-Nebenschneide im wesentlichen durchgleiten kann, ohne in Schneideingriff mit dem Material am Bohrungsumfang gebracht zu werden. Auf diese Weise wird die Trennung der Funktionen in Zerspanung an der Vorlaufsteg-Hautschneide und Abstützen sowie Nachreiben an der Nachlaufsteg-Nebenschneide vervollkommnet und das hochbelastete Schneideneck am vorlaufenden Steg entlastet.
Es hat sich ferner gezeigt, dass die obenstehend beschriebenen Effekte bei verschiedenen Spitzenanschliffen erzielt werden können. Dies erlaubt es, einfach herstellbare Spitzenanschliffe zum Einsatz zu bringen, wie z.B. einen Flächenanschliff, der in der Regel von CNC-Maschinen herstellbar ist. Bei einem als Zweischneider ausgestalteten Bohrer ist dabei ein 4- Flächen-Anschliff vorteilhaft, mit dem es gelingt, die Hauptschneide des nachlaufenden Stegs axial definiert nach hinten zu versetzten, so dass sie bei den gewünschten Vorschüben nicht in den Zerspanungsbereich eingreift und andererseits sofort nach Eintritt des Bohrers in ein Werkstück die aussteifende Wirkung des Nachlaufstegs einsetzt.
Insbesondere bei einem 4-Flächenanschliff ist es dabei vorteilhaft, wenn die an die Vorlaufsteg- hauptschneide anschließenden ersten Freiflächen unter einem gegenüber herkömmlichen Bohrern reduzierten FReiwinkel verlaufen, insbesondere unter einem Freiwinkel von 6° bis 8°. Auf diese Weise gelingt auch eine Zerspanung von äußerst harten Materialien (z.B. Titan), ohne dass die Gefahr eines vorzeitigen Ab- oder Wegbrechens der Vorlaufsteg-Hauptschneide kommt.
Gemäß Anspruch 4 kann darüberhinaus durch eine
Ausspitzung eine vorteilhafte Querschneidenverkürzung erreicht werden, so dass die Zentriereigenschaften des erfindungsgemäßen Bohrwerkzeugs weiter verbessert werden können. Zudem hat sich gezeigt, dass durch die Querschneidenverkürzung eine Verringerung der Delamination beim Eintritt in das CFK-Material erreicht wird.
Weitere vorteilhafte Ausführungsformen der Erfindung sind Gegenstand weiterer Unteransprüche und beziehen sich auf spezielle Problemfälle, die je nach Lage der einzelnen Schichten in dem zu durchbohrenden Sandwichmaterial und je nach Richtung, in der die Bohrung in das Material eingebracht wird, auftreten. Zur Erläuterung wird schon hier bezug auf die Figuren 10 und 11 genommen, in denen einige dieser spezifischen Problemfälle verdeutlicht werden.
Fig. 10 zeigt eine Schnittansicht einer Bohrung durch ein dreilagiges Sandwichmaterial, wobei die obere Lage aus kohlefaserverstärktem Kunststoff (CFK) , die mittlere Lage aus Titan (TI) und die untere Lage aus Aluminium besteht. Die gewünschte Bohrrichtung (B) verläuft in der Blattebene nach unten. Dabei zeigten sich insbesondere an drei Stellen (Pl, P2 , P3) Probleme.
Zu Pl : Schon beim Eintritt in das CFK-Material kommt es zu Delamination, d.h. zum Ausreißen einzelner Fasern aus dem Kunststoff, so dass sich am Eintritt ins CFK- Material (an Pl) ein Delaminationstrichter bildet. Zudem führt die Delamination zu einem Verlaufen des Werkzeugs und somit zu einem Zentrierungsfehler des Werkzeugs. Die erfindungsgemäß definierte Nacheilung bewirkt eine Verringerung dieses Effekts. Auch die obenstehende Querschneidenverkürzuny durch Ausspitzung. wirkt diesem Effekt entgegen: Da an der Querschneide des Bohrers nicht geschnitten wird, sondern nur gedrückt, wird beim Eintritt in das CFK-Material zunächst nicht geschnitten, sondern lediglich Fasern aus dem Material herausgerissen. Je kürzer die Querschneide, um so kleiner also die durch die Querschneide hervorgerufene Delamination.
Zu P2 : Nach Zerspanung des CFK-Materials tritt der Bohrer in die Titanschicht ein. Dabei kommt es zu einer sog. Auswaschung am Rand der CFK-Schicht (P2) . Es hat sich herausgestellt, dass die harten Titanspäne, die beim Einsetzen der Zerspanung in der Titanschicht entstehen, nach außen gedrückt werden und Material aus der CFK- Schicht auswaschen, bzw. ausreiben.
Zu P3 : Bei der Zerspanung der Titanschicht wird der Bohrer extrem belastet und daher extrem heiss . Dadurch kommt es vielfach zu einem Verdampfen des Kühlmittels während der Zerspnaung der Titanschicht und somit zu einem Trockenlaufen, insbesondere an den Rundschliff- fasen. In der Folge ist der Bohrer bei der folgenden Zerspanung in der Aluminiumlage immer noch extrem heiss, während das Kühlmittel schon vor Erreichen der Aluminuimlage verdampft. Es kommt dort daher zu einer verstärkten Neigung zu Materialaufschweißungen am Bohrer, so dass der Bohrungsdurchmesser zum Austritt aus der Al- Schicht hin zunimmt (P3) . Zudem kommt es zu einer Gratbildung am Austritt _ aus der Al-Schicht. die Materialaufschweißungen führen zudem dazu, dass der Bohrer nach relativ kurzen Standzeiten unbrauchbar werden kann.
Fig. 11 zeigt eine Schnittansieht einer Bohrung durch ein zweilagiges Sandwichmaterial, wobei die obere Schicht aus Titan (TI) oder Aluminium (AL) besteht und die untere Schicht aus CFK und von oben nach unten gebohrt wird (B) . Dabei muss berücksichtigt werden, dass die Sandwichmaterial-Bearbeitung in wichtigen Einsatz- gebieten, wie im Flugzeugbau meist mit Handbohrmaschinen durchgeführt wird. Eine bohrtiefenabhängige Drehzahl- und Vorschubregelung ist dabei nur bedingt möglich.
■ Im Gegensatz zum obenstehend unter Pl beschriebenenen Anfahren an eine offenliegende CFK-Schicht, bei dem zunächst unter geringem Anpressdruck und mit geringen Vorschubwerten gearbeitet wird, bis die CFK-Schicht durchbohrt ist, wird bei der verdeckt liegenden CFK- Schicht der Fig. 11 mit dem zur Zerspanung der oberen Schicht aus AI eingesetzen hohen Drehzahl- und Anpressdruckwerten in das CFK-Material hineingefahren. Die CFK-Schicht wird anschließend durchbohrt, ohne dass eine Einstellung der Schnittgeschwindigkeit und des Vorschubs vorgenommen werden kann, bevor der Bohrer aus der CFK-Schicht ins Freie austritt.
Der obenstehend beschriebene Effekt der drückenden Querschneide, die nicht schneidet, tritt deshalb beim Austritt des Bohrers verstärkt auf. Dabei kommt es zu einer explosionsartigen, verstärkte Delamination (P4) , weil zunächst nicht geschnitten wird, sondern lediglich Fasern aus dem Material herausgerissen werden. Nach Art eines Dum-Dum-Geschosses entsteht auf diese Weise an der Stelle P4 ein Austrittskrater.
Die genannten Bearbeitungsbespiele zeigen, dass an Sandwichmaterial-Bohrwerkzeuge je nach Sandwichaufbau und Bohrrichtung unterschiedlichen Anforderungen gestellt werden. Bauliche Maßnahmen, die sich für einen der gezeigten Problemfälle günstig auswirken, können sich auf der anderen Seite bei einem anderen Problemfall nachteilig auswirken, so dass für unterschiedliche Sandwichlageanordnungen und Bohrrichtungen unterschiedliche Werkzeuge vorgeschlagen werden, die jedoch sämtlich als vorteilhafte Ausführungsformen Teil der Erfindung sind. Nach Anspruch 7 wird deshalb ein Bohrer vorgeschlagen, der einen Spitzenwinkel von kleiner als 100° aufweist, bevorzugt 90°. Die Bohrerspitze weist in diesem Fall fast keine Querschneide auf; die Hauptschneiden gehen anstatt dessen pyramidenförmig ineinander über, so dass eine tatsächliche Zentrierspitze vorhanden ist, die dafür sorgt, dass der Bohrer exakt an der gewünschten Stelle ins Material eindringt und nicht verläuft. Die "Delaminations-Explosion" unter den obenstehend mit bezug auf Fig. 11 (P4) beschriebenen Bedingungen beim handgeführten Austritt aus einer CFK- Lage ins Freie kann somit weitestgehend vermieden werden.
Da die drückende Querschneide weitestgehend beseitigt ist, tritt der Effekt der "Delaminations-Explosion" am Austritt aus der CFK-Lage nicht auf, so dass ein Austrittskrater nach art eines Dum-Dum-Geschosses vermieden werden kann. Aufgrund der starken Neigung der Hauptschneiden erweitert sich die Bohrung beim Austritt aus der CFK-Schicht zudem nur zögerlich, so dass der Bohrer beim Austritt nicht auf einen Schlag durchbricht, sondern nur peu ä peu den Endabschnitt des CFK-Materials zerspant.
Die vorteilhafte Ausgestaltung des Bohrers nach Anspruch 8 eignet sich dagegen insbesondere für den in der Fig. 10 gezeigten Einsatzfall. Dabei verläuft die Vorlaufsteg-Hauptschneide - und damit die eigentliche Hauptschneide des Bohrers - unter einem Spitzenwinkel von
140° bis 17C-", wobei sich insbesondere ein Wert von 150° als geeignet erwiesen hat. Die Vorlaufsteg-Hauptschneide schließt aber nicht direkt an der Schneidenecke an die Vorlaufsteg-Nebenschneide an, sondern über einen Übergangsbereich, in dem die Hauptschneide steiler abfällt. Die Hauptschneide ist dabei im inneren Bereich länger als im äußeren Übergangsbereich. Die Vorlaufsteg- Hauptschneide teilt sich somit in einen längeren inneren Bereich bzw. Abschnitt, in dem sie flach abfällt, und einen kürzeren Übergangsbereich bzw. -abschnitt, in dem sie steil abfällt.
Die geteilte Hauptschneide führt dabei auch zu einem geteilten Zerspanungsvorgang. Es kommt damit zu folgendem Effekt: Relativ lange Späne, die durch Zerspanung am inneren Bereich der Hauptschneide entstehen, werden nach außen abgelenkt und treffen dort auf die am Übergangsbereich entstehenden, relativ kurzen Späne. Aufgrund der Steilheit des Übergangsbereichs werden die Kurzspäne zum Spankammerinneren hin verdrallt. Dadurch werden die am flach abfallenden Innenabschnitt der Hauptschneide entstehenden Langspäne zurück ins Innere der Spankammer abgedrängt .
Beim Austritt aus einer CFK-Schicht und gleichzeitigem Eintritt in eine HartstoffSchicht , insbesondere eine Titanschicht, bei dem es häufig zu den obenstehend mit bezug auf Fig. 10 (P2) genannten
Auswaschungen kommt, gelingt es somit, zu vermeiden, dass die Hartstoffspäne am CFK-Material am Bohrerumfang scheuern und die unerwünschte Auswaschung hervorrufen.
Die Wand der im CFK-Material erzeugten Bohrung, die gegebenenfalls schon mittels Nachlaufsteg-Nebenschneide
"sauber" nachgerieben wurde, wird somit nicht mehr nachträglich durch Hartspäne beim Eintritt in das harte Titan zerschunden.
Ein weiterer Vorteil der Ausführungsform nach
Anspruch 8 betrifft die Belastung der Schneidenecken. An den Schneidenecken herrscht keine definierte Schnittbedingung, da sie einerseits zur Hauptschneide, andererseits zur Nebenschneide gehören. An der Schneidenecke findet daher kein Schneiden, sondern nur ein Drücken statt. Gleichzeitig wirken dort die höchsten Schnittgeschwindigkeiten und die höchsten Belastungen. Durch den Übergangsbereich wird die Belastung an der Schneidenecke entschärft, da sich der Übergang von Hauptschneide zur Nebenschneide nicht mehr auf einen Schlag an einer Schneidenecke vollzieht, sondern schrittweise über den Übergangsbereich. Der mit dem Übergangsbereich ausgestattetete Bohrer bietet somit höhere Standzeiten beim Bohren von Sandwichmaterial, insbesondere bei dem in der Fig. 10 gezeigten Bearbeitungsfall .
Auch bezüglich der obenstehend mit bezug auf Fig. 10 angesprochenen Aluminium-Aufschweißungen (P3) bietet diese Ausführungsform Vorteile. Derartige Aufschweißungen treten regelmäßig im Bereich der Schneidenecken auf . Das liegt einerseits daran, dass an der Schneidenecke aufgrund des Drückens eine hohe Reibung und damit Wärme entsteht, so dass es dort häufig zu lokalem Anschmelzen des Aluminiums kommt. Andererseits fließt Material, das durch die Hitze an der Bohrerspitze fließfähig wird, vor dem Bohrer her an der HauptSchneidkante entlang nach außen in Richtung zum entgegengesetzten Bohrerende hin und neigt dabei zum Anbacken an der Schneidenecke, da die
Schneidenecke als Kante im Fluss des fließfähigen
Aluminiums wirkt . Auch diese Wirkung wird durch den
Übergangsbereich entschärft.
. Insgesamt werden somit gemäß dieses Aspekts der Erfindung beim Bohren in Sα__dwichmaterial , insbesondere bei der in Fig. 10 dargestellten Bearbeitung, verbesserte Werkzeugstandzeiten und Fertigungstoleranzen, insbesondere am Übergang von CFK zu Titan und beim Austritt aus der Aluminiumschicht erzielt. In Versuchen haben sich Werte von unter 1 : 4 für das Verhältnis der Länge des Übergangsbereichs zur Länge der restlichen Vorlaufsteg- Hauptschneide als günstig herausgestellt.
Weitere vorteilhafte Ausführungsform haben Verbesserungen der Gestaltung des Übergangsbereichs zum Inhalt .
Auf einfache Weise läßt sich der Übergangsbereich durch eine umfangsseitige Anfasung des Vorlaufstegs gemäß Anspruch 8 realisieren. In Versuchen hat sich dabei ein
Fasenwinkel zur Axialrichtung von 10° bis 20° und insbesondere von 15° als günstig erwiesen.
Mit der nach Anspruch 9 gekrümmten Anfasung wird erreicht, dass die Schneidenecke zwischen Anfasung und
Nebenschneide entlastet wird, da die Radialkräfte entsprechend dem nahezu in Radialrichtung verlaufenden
Übergangsbereich an der Schneidecke minimiert werden.
Hinsichtlich des Abflusses von fließfähigem Material ist es vorteilhaft, wenn der Übergangsbereich gemäß Anspruch 10 durch eine Abrundung gebildet wird. Auf diese Weise kann zugleich die Belastung am Übergang der Hauptschneide zur Nebenschneide reduziert werden.
Der Übergangsbereich kann dabei auch als eine Kombination einer Abrundung mit einer obenstehend genannten gekrümmten Anfasung, d.h. in etwa S-förmig gestaltet sein.
Bei de--- Ausgestaltung der Hauptschneide mit
Übergangsbereich wird dabei bewusst eine gewisse
Gratbildung beim Austritt aus dem Aluminium in Kauf genommen, um die obenstehend genannten Verbesserungen hinsichtlich Standzeit und Bohrungstoleranz zu erzielen. Insbesondere hinsichtlich der Aufschweißungen beim (trockenen) Durchbohren der Aluminiumschicht haben sich darüber hinaus die breiten Rundschlifffäsen der Ausführungsform nach Anspruch 11 als vorteilhaft erwiesen, da die gegenüber herkömmlichen Bohrern größere Abstützfläche eine geringere Flächenpressung an den Rundschlifffäsen bewirkt.
Durch die Gestaltung des Bohrers mit den breiten Rundschlifffasen kann somit insgesamt die Maßhaltigkeit und Rundheit der Bohrungen weiter gesteigert werden. Dies gilt insbesondere für die aufgrund der Trockenbearbeitung der Titanschicht zwangsweise trocken erfolgende Bearbeitung von Aluminium, wie sie im in der Fig. 10 gezeigten Bearbeitungsfall gefordert ist.
Dabei kann die Rundschlifffasenbreite entlang der Axialrichtung des Bohrers variieren, bevorzugt ist sie j edoch konstant .
Um den Verschleiß an den Bohrerschneiden weiter zu verringern, während eine zu große Verrundung und damit Unscharfe vermieden wird, weist der Bohrer in vorteilhafter Weise zumindest im Bereich der scharfen Schneiden eine Beschichtung auf, vorzugsweise eine
Hartschicht. Im Bereich der scharfen Schneiden bedeutet dabei zumindest im Bereich der Vorlaufsteg-Hauptschneide und der Nachlaufsteg-Nebenschneide. Aus Verschleißschutz- gründen kann eine derartige Beschichtung an den Rundschlifffasen, den Freiflächen, den Span- und
Zusatznuten und im Bereich der nichtSchneiden-Jen Kanten aber auch dort sinnvoll sein, wo diese nicht unmittelbar an die scharfen und schneidenden Kanten angrenzen, insbesondere an der Vorlaufsteg-Nebenschneide und der Nachlaufsteg-Hauptschneide. Zudem kann eine Beschichtung auf einen Oberflächenbereich auf technisch einfache Art und Weise vollflächig aufgedampft werden, ohne dass besondere Abdeckungen nötig wären, und zwar bevorzugt im CVD-Verfahren (chemical vapor deposition) , das beispielsweise mit Anlagen der Cemecon AG durchgeführt werden kann und mit einer Schichtdicken zwischen 8 μm und 16 μm.
Als besonders geeignet hat sich dabei Diamant erwiesen, der besonders gut auf Hartmetall als dem Bohrerbasismaterial haftet. Zudem weist Diamant eine geringe Affinität zu Aluminium auf, so dass dessen Aufschweißneigung (siehe Fig. 10, P3) verringt wird. Als Werkstoff für den Bohrer können im übrigen aber auch alle anderen gängigen Werkstoffe moderner Hochleistungsbohrer Anwendung finden, wie z.B. Schnellstahl wie HSS oder HSSE, HSSEBM, Keramik, Cermet oder andere Sintermetall- Werkstoffe.
Vorzugsweise besteht die HartstoffSchicht dabei aus nanokristallinem Diamant.
Mit ersten Prototypen von erfindungsgemäßen Bohrern in der Ausgestaltung mit breiten Rundschlifffasen gemäß Anspruch 11, Diamantbeschichtung gemäß Anspruch 13 und umfangsseitigen Anfasungen gemäß Anspruch 8 ließen sich im Bearbeitungsfall der Fig. 10 schon Standzeiten von 50 Bohrungen bei Toleranzabweichungen von 30 bis 40 μm und bei Schichtdicken von 5 mm CFK, 4 mm Titan und 6 mm Aluminium erzielen, wobei die Bearbeitung der Titan- und Aluminiumschicht trocken erfolgte.
Mit erfindungsgemäßen Bohrern in der Ausgestaltung mit breiten Rundschlifffasen gemäß Anspruch 11, Diamantbeschichtung gemäß Anspruch 13 und einem 90°- Spitzenwinkel gemäß Anspruch 5 ließen sich dagegen im Bearbeitungsfall der Fig. 11 bei Schichtdicken von 5 mm CFK und 6 mm Aluminium Standzeiten von über 150 Bohrungen im Toleranzfeld IT8 erzielen.
Für die HartstoffSchicht kommt neben Diamant aber beispielsweise auch Titan-Nitrid- oder Titan-Aluminium- Nitrid in Frage. Besonders geeignet sind u.a. eine Titan- Aluminium-Nitrid-Schicht und eine sogenannte Mehrlagen- Schicht, die unter der Bezeichnung "Fire I" von der Firma Gühring oHG vermarktet wird. Dabei handelt es sich um eine TiN-/ (Ti, AI) N-Mehrlagens-Schicht .
Besonders bevorzugt kann auch eine Verschleißschutzschicht zur Anwendung kommen, die im wesentlichen aus Nitriden mit den Metallkomponenten Cr, Ti und AI und vorzugsweise einem geringen Anteil von Elementen zur Kornverfeinerung besteht, wobei der Cr-Anteil bei 30 bis 65 %, vorzugsweise 30 bis 60 %, besonders bevorzugt 40 bis 60 %, der AI-Anteil bei 15 bis 35 %, vorzugsweise 17 bis 25 %, und der Ti-Anteil bei 16 bis 40 %, vorzugsweise 16 bis 35 %, besonders bevorzugt 24 bis 35 %, liegt, und zwar jeweils bezogen auf alle Metallatome in der gesamten Schicht. Dabei kann der Schichtaufbau einlagig sein mit einer homogenen Mischphase oder er kann aus mehreren in sich homogenen Lagen bestehen, die abwechselnd einerseits aus (TixAlyYz)N mit x = 0,38 bis 0,5 und y = 0,48 bis 0,6 und z = 0 bis 0,04 und andererseits aus CrN bestehen, wobei vorzugsweise die oberste Lage der Verschleißschutzschicht von der CrN-Schicht gebildet ist.
Um andererseits die Spanabfuhr in den spanführenden Nuten. (Hauptspannuten am Vorbohrbereich und Nuten vor den vorlaufenden Stegen am Feinbearbeitungsbereich) zu verbessern, weist der Bohrer gemäß Anspruch 18 eine Weichstoffbeschichtung, vorzugsweise aus M0S2, auf. Eine gemäß Anspruch 19 gegenüber der bei Bohrern üblichen Bohrerverjüngung verkleinerte Verjüngung des erfindungsgemäßen Bohrwerkzeugs, vozugsweise 0,02 bis 0,4 mmm pro 100 mm Länge und ganz besonders vorzugsweise genau 0,04 mm pro 100 mm Länge trägt zu einer Aussteifung des von der Bohrerspitze entfernten Bohrerabschitts gegenüber des näher an der Spitze gelegenen Bohrerabschnitts bei, so dass die Nachlaufsteg- Nebenschneiden auf einer größeren Länge schneiden. ,
Vorteilhafte Weiterbildungen der Erfindung sind Gegenstand der übrigen Unteransprüche.
Die einzelnen Merkmale der Ausführungsformen gemäss den Ansprüchen lassen sich, soweit es sinnvoll erscheint, beliebig kombinieren.
Nachfolgend werden anhand schematischer Zeichnungen bevorzugte Ausführungsformen der Erfindung näher erläutert. Es zeigen:
Fig. 1 eine Seitenansicht eines Bohrers gemäß einer Ausführungsform der Erfindung;
Fig. 2 eine Schnittansicht entlang der Linie II - II in Fig. 1;
Fig. 3 eine Seitenansicht eines Bohrers gemäß einer weiteren Ausführungsform der Erfindung;
Fig. 4 eine Schnittansicht entlang der L:'-'iie III - III in Fig. 3;
Fig. 5 eine schematische Ansicht des Bohrers der Figs. 1 und 2 zur Erläuterung der Nacheilung der Nachlaufsteg-Hauptschneide gegenüber der Vorlaufsteg- Hauptschneide ;
Fig. 6 eine der Fig. 5 entsprechende schematische Ansicht des Bohrers der Figs . 3 und 4;
Figs . 7 bis 9 Schnittansichten, die Details des Vorlaufstegs von Bohrern gemäß weiterer Ausführungsformen der Erfindung im Schnitt zeigen;
Fig. 10 eine Bohrung in einem Sandwichmaterial in einem ersten Bearbeitungsfall; und
Fig. 11 eine Bohrung in einem Sandwichmaterial in einem zweiten Bearbeitungsfall .
Zunächst wird bezug genommen auf die in den Figuren 1, 2 und 5 dargestellte Ausführungsform des Bohrers. Diese Ausführungsform ist speziell für den Einsatz im schon ,obenstehend erläuterten und in der Fig. 10 dargestellten Bearbeitungsfall konzipiert. Der gezeigte Spiralbohrer weist dabei zwei über Hauptspannuten 10 getrennte Stege auf, die wiederum durch eine Zusatznut 12 in einen Vorlaufsteg 8 (Fig.. 2) und einen Nachlaufsteg 9 (Fig. 2) unterteilt sind.
Dabei verlaufen innere Hauptschneidenabschnitte 3 an den beiden Vorlaufstegen 8 unter einem Spitzenwinkel WT1, der einen Wert von vorzugsweise 150° hat, also sehr flach, um beim Bohren möglichst geringe Kraftkomponenten in radiale Rieht ng zu lenken. Es ist dabei eine eingeschliffene Anspitzung 4 zu erkennen, durch die eine Verkürzung der Bohrerquerschneide erzielt wird, um so ein punktgenaues Anbohren ins Volle zu ermöglichen. Über die verkürzte Querschneide erfolgt somit eine gute Zentrierung des Werkzeugs beim Anbohren, und zwar unabhängig davon, welches Material des Sandwich-Bauteils angebohrt wird. Die Hauptschneiden 3, 3ü fallen jedoch nicht bis zur Schneidenecke Sl flach ab, sondern verlaufen jeweils von der Bohrerquerschneide aus nur bis zu einer Übergangsecke Slü unter dem flachen Spitzenwinkel WT. Dort schließt sich ein Übergangsbereich 3ü an, an den wiederum an der Schneidenecke Sl eine Vorlaufsteg-Nebenschneide 5 angrenzt. Der Übergangsabschnitt 3ü wird dabei von einer umfangsseitigen Anfasung des Vorlaufstegs 8 gebildet, wobei der Anfasungswinkel WF 15° beträgt. Die Nebenschneiden 5 verlaufen von der Schneidenecke Sl auf der vorlaufenden Kante des Vorlaufstegs 8 wendeiförmig auf einem Zylinder mit dem Durchmesser D zum gegenüberliegenden Bohrerende hin.-
Die Bohrerspitze ist dabei ■ in Form eines 4- Flächenanschliffs angeschliffen, wobei eine erste Freifläche 11, llü in etwa dem Vorlaufsteg 8 entspricht und unter einem relativ flachen Freiwinkel verläuft, während eine zweite Freifläche 13 in etwa dem Nachlaufsteg 9 entspricht und unter einem steileren Freiwinkel soweit abfällt, dass die Schneidenecke S2 zwischen Nachlaufsteg-Hauptschneide 21 und Nachlaufsteg- Nebenschneide 23 gegenüber dem Schneideneck Sl zwischen Übergangsbereich 3ü der Vorlaufsteg-Hauptschneide 3, 3ü und Vorlaufsteg-Nebenschneide 5 axial nach hinten versetzt ist.
. Zur Erläuterung der axialen Nacheilung Nl der i.' chlaufsteg-Schneidenecke S2 gegenüber der Vorlaufsteg- Schneidenecke Sl wird jetzt auf die Fig. 5 bezug genommen, in der schematisch die Hauptschneide 3, 3ü am Vorlaufsteg und die Hauptschneide 21 am Nachlaufsteg an der gleichen Umfangskoordinate eingezeichnet sind, d.h. zunächst die Vorlaufsteg-Hauptschneide 3 , 3ü und anschließend, nach einer Drehung des Bohrers um den entsprechenden Winkel auf die gleiche Umfangskoordinate (bei axialer Fixierung) , die Nachlaufsteg-Hauptschneide 21. Es ist zu erkennen, dass die Nachlaufsteg- Hauptschneide 21 an ihrem äußersten ' Punkt (der Schneidenecke S2) der Vorlaufsteg-Hauptschneide 3, 3ü an deren äußerstem Punkt (dem Vorlaufsteg-Schneideneck Sl) um den Wert Nl nacheilt, der in der Figur zu Zwecken der Veranschaulichung übertrieben groß eingezeichnet ist.
Der Bohrer weist dabei den in Fig. 1 entlang der Linie II-II aufgenommenen Querschnitt auf, der in Fig. 2 gezeigt wird. Neben den beiden Hauptspannuten 10, die vor den beiden Haupt-Nebenschneiden 5 einen Kanal zur Spanabfuhr bilden, sind die Zusatznuten 12- zu erkennen, die die beiden Stege des Bohrers jeweils in einen Vorlaufsteg 8 und einen Nachlaufsteg 9 unterteilen und zumindest im wesentlichen nicht spanführend sind, sondern jeweils dem als eine Art "Reibahlenzahn" ausgebildeten Nachlaufsteg 9 vorgelagert sind.
Der Vorlaufsteg 8 wird dabei jeweils von der Spanfläche . bis zur Vorlaufsteg-Nebenschneide 5, umfangsseitig durch Vorlaufsteg-Rundschlifffäsen 7, sowie rückseitig durch die Zusatznut 12 eingegrenzt. Nach der rückseitigen Zusatznut 12 schließt der Nachlaufsteg 9 an, der im wesentlichen den Querschnitt eines Reibahlenzahns aufweist. Die Spanfläche am nachlaufenden Steg 9 verläuft so, dass die Nachlaufsteg-Nebenschneide 23 einen positiven radialer Rückspanwinkel WSR von 14° aufweist, so dass die Nachlaufsteg-K -..benschneide 23 den Bohrungsinnenumfang ausschabt, während an der Vorlaufsteghauptschneide 3, 3ü die eigentliche Zerspanungsarbeit beim Bohren geleistet wird. Der Rückspanwinkel WSR kann dabei so groß wie möglich ausgeführt sein, wobei die Stabilität des Schneidkeils die Grenze bildet. An die Nachlaufsteg-Nebenschneide 23 schließt umfangsseitig eine weitere Rundschlifffase 17 an, an der sich der Nachlaufsteg am Bohrungsinnenumfang abstützt .
Aus Fig. 2 wird deutlich, dass die zusätzliche Nuten wesentlich weniger tief in den Bohrer eingeformt ist als die Hauptspannuten 10. Mit kurz-lang-gestrichener Linie ist dabei ein Kreis mit dem Durchmesser dj_ eingezeichnet, auf dem die beiden innersten Punkte der beiden Zusatznuten 12 liegen. Dagegen liegen die beiden innersten Punkte der beiden Hauptspannuten 10 auf dem wesentlich engeren Kreis mit dem Durchmesser dg, der mit einfach gestrichener Linie eingezeichnet ist. Der Bohrerkern mit dem Durchmesser dg wird also nur von den Hauptspannuten 10 berührt, so dass durch die Zusatznuten 12 keine wesentliche Schwächung das Bohrers hervorgerufen wird.
Der wesentliche Teil der Zerspanung läuft dabei also an den VorlaufStegschneidkanten 3, 3ü ab. Das zerspante Material wird über die Hauptspannuten 10 abgeführt, wobei einerseits am inneren Hauptschneidenabschnitt 3 Späne mit der Breite des Abschnitts 3 -.entstehen und andererseits am Übergangsabschnitt 3ü Späne mit der Breite des Abschnitts 3ü. Die am Übergangsabschnitt 3ü entstehenden Späne rollen dabei die am Abschnitt 3 entstehenden Späne in die Spankammer der Hauptspannut 10 zurück. Auf diese Weise gelingt es ein Zerkratzen der durch die Nachlauf- Nebenschneide sauber ausgeriebenen Bohrungswand zu vermeiden, insbesondere beim Übergang von einer CFK- in eine Hartstoffschicht, bei dem die Gefahr besteht, dass die harten Späne die relativ weiche, schon nachgeriebene Bohrung auswaschen. Die Rundschlifffasen 7, 17 stützen dabei beim Bohren das Bohrwerkzeug gegen die Bohrungswand ab. Die Rundschlifffasen 7, 17 weisen dabei jeweils eine im Vergleich zu herkömmlichen Bohrern große Breite B7, B17 auf (B7: 12 mm, B17 : 10 mm, D: 6,8 mm), so dass sich der Anpressdruck auf eine große Fläche verteilt und neben einer wirkungsvollen Abstützung am Bohrerumfang eine geringere Neigung zu Aufschweißungen beim Bearbeiten von Aluminium besteht.
Die an die eingentliche Zerspanung an den Vorlazufsteg-Hauptschneiden 3 anschließende Feinbearbeitung am Bohrungsumfang erfolgt dabei hauptsächlich mit den Nachlaufsteg-Nebenschneiden 23, die Abstützung des Bohrers im Bohrloch mit den Vorlaufsteg- Rundschlifffasen 7 und den Nachlaufsteg-Rundschlifffasen 17:
Insbesondere bei CFK-Material zeigt sich der Efekt, dass einzelne, an der Bohrungswand hervorstehende Fasern oder Faserstummel von der Vorlaufsteg-Hauptschneide 3 nicht erfasst werden und beim Vorbeilauf der Vorlaufsteg- Rundschlifffase 7 gegen die Bohrungswand gepresst werden. Erst nachdem die Vorlaufsteg-Rundschlifffase 7 vorbei gelaufen ist, richten sich diese Fasern wieder auf und können dann mit der Nachlaufsteg-Nebenschneide 23 durchtrennt werden, so dass sich eine glatte Oberfläche ergibt. Da die Nacheilung Nl (Fig. 5) der Nachlaufsteg- Hauptschneide 21 gegenüber der Vorlaufsteg-Hauptschneide 3, .3ü erfindungsgemäß sehr klein ist - in der gezeigten
Ausführungsform 1/10 mm - setzt dabei die AbstutzWirkung an der Nachlaufsteg-Rundschlifffase sofort nach Eintritt in das zu durchbohrenden Material ein, so dass sich eine gute Rundlaufgenauigkeit ergibt . Abwandlungen der Form des Übergangsabschnitts sind den Figuren 7, 8 und 9 zu entnehmen. In Fig. 7 ist der Übergangsabschnitt als gekrümmte Kurve K ausgestaltet, wobei der Anstieg des Krümmungswinkels gegenüber der Axialrichtung von innen nach außen zunimmt.
In der in Fig. 8 gezeigten Abwandlung wird der Übergangsabschnitt durch eine Abrundung R gebildet.
Fig. 9 zeit einen Übergangsabschnitt mit einer in etwa S-förmigen Kontur KR.
Unter Verweis auf die Figuren 3 , 4 und 6 soll nun auf eine weitere vorteilhafte Ausführungsform des Bohrwerkzeugs eingegangen werden. Funktioneil gleiche oder ähnliche Merkmale sind dabei mit ähnlichen Bezugszeichen versehen. Diese Ausführungsform ist speziell für den Einsatz im schon obenstehend erläuterten und in der Fig. 11 dargestellten Bearbeitungsfall konzipiert. Dabei entsprechen die gezeigten Ansichten denjenigen der Figuren 1 , 2 und 5.
Wie Fig. 4 zeigt entspricht der Querschnitt des Bohrers dabei dem der. vorhergehend erläuterten Ausführungsform. Der Bohrer weist allerdings einen Spitzenwinkel WT2 von 90° auf. Der kleine Spitzenwinkel resultiert in einer kurzen Querschneide, die mit einer Ausspitzung 104 noch weiter verkürzt wird. Die Hauptschneide 103 am Vorlaufsteg 111 fällt über ihre gesamte Länge bis zur VorlaufSteg-Schneidenecke SlOl mit dem Spitzenwinkel WT2 ab. Am Sei _eideneck SlOl schließt die Vorlaufsteg-Nebenschneide 105 und die Vorlaufsteg- Rundschlifffase 107 an, die ebenso wie die Nachlaufsteg- Rundschlifffase 1127 mit konstanter Breite B107 bzw. B117 von der Bohrespitze zum entgegengesetzten Bohrerende hin verläuft. Wie insbesondere der Fig. 6 zu entnehmen ist, eilt die NachlaufSteg-Schneidenecke S102 der Vorlaufsteg- Schneidenecke dabei um den Wert N2 nach, der auch in der Fig. 6 zu Verdeutlichungszwecken übertrieben groß eingezeichnet ist und in etwa 1/10 mm beträgt.
Selbstverständlich sind dabei Abweichungen von den gezeigten Ausführungsformen möglich, ohne den Rahmen der- Erfindung zu verlassen.
So ist es beispielsweise denkbar, für eine Bearbeitung eines als AI-CFK-AL-Verbunds aufgebauten Sandwichmaterials einen Bohrer mit der in der Fig. 1 gezeigten Geometrie, aber ohne die Anfasung, bzw, . den Übergangsbereich aufzubauen. Denn in diesem Fall tritt die im Bearbeitungsfall der Fig. 10 durch die harte Titanschicht hervorgerufene Auswaschung an der CFK- Schicht nicht auf . Die durch die Anfasung hervorgerufene Gratbildung am Austritt aus der Al-Schicht muss somit in diesem Fall nicht hingenommen werden.
Ferner sind Ausführungsformen des erfindungsgemäßen Bohrwerkzeugs denkbar, die' für eine Innenkühlung vorbereitet sind, wie sie zukünftig unter Umständen auch bei den im Flugzeugbau eingesetzten Handbohrmaschinen unterstützt wird, um so insbesondere die bei der Zerspanung von Titan auftretende Hitzeentwicklung besser kontrollieren zu können.
Dabei sind verschiedene Ausgestaltungen der bohrerintegrierten Kühlmittelzufuhr denkbar:
Beim zentrisch eingebohrten Kühlkanal weist dabei bevorzugt jede Freifläche eine mit dem Kühlkanal über
Verbindungskanäle mit dem Innenkühlkanal in Verbindung stehende Austrittsöffnung auf. Bei einem derartigen Y- förmigen Kanalsystem treten dabei auch bei Mindernengenschmierung (MMS) keine unerwünschten EntmischungsVorgänge auf, da im Gegensatz zu gewendelten Kühlkanälen keine Zentrifugalkräfte wirken.
Neben einem zentrisch eingebohrten Kühlkanal, der leicht zu fertigen ist, wäre auch einer oder mehrere mit dem Bohrerspiralwinkel gewendelte Kühlkanäle denkbar, die den Vorteil einer gleichmäßigeren Kühlung, innerhalb des Bohrers mit sich bringen.
Das derart zugeführte Kühlmittel trifft so direkt auf den zu kühlenden Bereich des als nächstes zu zerspanenden Materials und kann somit sowohl die Hauptschneiden beim Schneidvorgang kühlen als auch die Spannuten ausreichend schmieren, um eine ausreichende Spanabfuhr zu gewährleiste .
Des weiteren können zusätzlich Austrittsöffnungen in den Spannuten vorgesehen sein, um die Spanabfuhr durch zusätzlich in die Spannuten eingebrachtes Kühlmittel weiter zu verbessern.
Zusammenfassend sind diejenigen Merkmale zusammengestellt, in denen -sich einzeln und in jedweder Kombination miteinander die Erfindung verkörpert:
Ein Bohrer, insbesondere ein Spiralbohrer und insbesondere zum Bohren ins Volle bei Werkstücken aus
Verbundmaterial mit zumindest einer faserverstärkten und einer Hartschicht, hat durch Hauptspannuten 10; 110 getrennte Stege;
die Stege sind jeweils durch zumindest eine Zusatznut 12; 112 in einen Vorlaufsteg 8; 108 und zumindest einen Nachlaufsteg 9; 109 unterteilt; VorlaufSteg 8; 108 und Nachlaufsteg 9; 109 sind umfangsseitig jeweils von Rundschlifffasen 7, 17; 107, 117 begrenzt;
dabei ist das Spankammervolumen Vzl; Vzl der Zusatznuten 12; 112 kleiner als das Spankammervolumen Vhl; Vh2 der Hauptspannuten 10; 110;
Freiflächen 11, llü, 13; 111, 113 der Stege verlaufen derart, dass der Nachlaufsteg 9; 109 seinem Vorlaufsteg 8; 108 axial nacheilt;
die Nacheilung Nl; N2 von einem äußersten Punkt Sl; SlOl auf einer Vorlaufsteg-Hauptschneide 3, 3ü; 103 zu einem äußersten Punkt S2; S102 auf der Nachlaufsteg- Hauptschneide 21; 121 ist kleiner als 2/10 des Bohrer- Nenndurchrn.essers D ist, bevorzugt kleiner gleich 1/10 des Bohrer-Nenndurchmessers D, insbesondere kleiner gleich 1/10 mm;
die Rundschlifffase am Nachlaufsteg weist im wesentlichen die gleiche Radialkoordinate auf wie die Rundschlifffase am Vorlaufsteg;
der Bohrer hat je zwei Vorlaufstege (8; 108) und Nachlaufstege (9; 109);
der Nachlaufsteg 9; 109 hat eine Nachlaufsteg- Nebenschneide 23; 123 mit einem positiven Spanwinkel WSR1; WSR2, der insbesondere im Bereich zwischen 6° und 10° liegt, vorzugsweise, bei etwa 8°;
der Bohrer hat eine Ausspitzung 4; 104, durch die eine Querschneidenverkürzung herbeigeführt wird; der Spitzenanschliff ist als 4-Flächenanschliff ausgestaltet;
die an die Vorlaufsteg-Hauptschneide anschließende Freifläche weist einen Freiwinkel zwischen 6° und 8° auf;
der Bohrer hat einen Spitzenwinkel WT2 kleiner gleich 100°, vorzugsweise 90°;
der Bohrer hat einen Spitzenwinkel WTl von 140° bis 170° insbesondere 150°;
die Vorlaufsteg-Hauptschneide 3 schließt über einen ihr gegenüber steiler abfallenden Übergangsbereich 3ü an der Vorlaufsteg-Nebenschneide 5 an;
dabei ist die Länge des Übergangsbereichs 3ü kleiner als die Länge der restlichen Vorlaufsteg-Hauptschneide 3 ;
ein Verhältnis der Länge des Übergangsbereichs 3ü zur
Länge der restlichen Vorlaufsteg-Hauptschneide 3 hat einen Wert von unter 1 : 4;
der Übergangsbereich 3ü ist von einer umfangsseitigen Anfasung der Freifläche 11, llü gebildet, bevorzugt mit einem Fasenwinkel WF von 10° bis 20°, insbesondere 15° zur Axialrichtung B;
die umfangsseitige Freiflächenanfasung ist stetig gekrümmt ;
dabei verläuft die Krümmung K konkav zum Bohrer, wobei der Krümungswinkel zur Axialrichtung bevorzugt von Innen nach Außen zunimmt; der Übergangsbereich ist von einer umfangsseitigen Abrundung R an der Freifläche gebildet;
die Rundschlifffasen 7, 17; 107, 117 an den Vorlauf- und Nachlaufstegen 8, 9; 108; 109 haben eine Breite B7, B17; B107, B117 von 10% bis 25% des Bohrer-Nenndurchmessers D, insbesondere 0,3 bis 0,8 mm;
der Bohrer hat zumindest im Bereich der scharfen Schneiden 3, 3ü, 23; 103, 123 eine Beschichtung, vorzugsweise in der Ausgestaltung als HartstoffSchicht;
die Dicke der Schicht liegt vorzugsweise im Bereich zwischen 8 und 16 μm, insbesondere bei 12 μm;
die Schicht ist im CVD-Verfahren abgeschieden;
die HartstoffSchicht besteht aus Diamant, vorzugsweise nanokristallinem Diamant;
die Hartstoffschicht besteht aus TiN oder aus (Ti,Al)N, einer Mehrlagen-Schicht oder einer Schicht bestehend aus Nitriden mit den Metallkomponenten Cr, Ti und AI und vorzugsweise einem geringen Anteil von Elementen zur Kornverfeinerung, wobei der Cr-Anteil bei 30 bis 65 %, vorzugsweise 30 bis 60 %, besonders bevorzugt 40 bis 60 %, der AI-Anteil bei 15. bis 35 %, vorzugsweise 17 bis 25 %, und der Ti-Anteil bei 16 bis 40 %, vorzugsweise 16 bis 35 %, besonders bevorzugt 24 bis 35 %, liegt, und zwar jeweils bezogen auf alle Metallatome in der gesamten Schicht;
der Aufbau der gesamten Schicht besteht aus einer homogenen Mischphase; der Aufbau der gesamten Schicht besteht aus mehreren in sich homogenen Einzellagen, die abwechselnd einerseits aus (TixAlyYz)N mit x = 0,38 bis 0,5 und y = 0,48 bis 0,6 und z = 0 bis 0,04 und andererseits aus CrN bestehen, wobei vorzugsweise die oberste Lage der Verschleißschutzschicht von der CrN-Schicht gebildet ist;
zumindest im Bereich der Nuten ist eine Weichstoffbeschichtung, vorzugsweise aus M0S2, vorgesehen;
der Nenndurchmesser D des Bohrers liegt im Bereich von 3 - 30 mm;
eine Verjüngung des Bohrers von der Bohrerspitze aus in Axialrichtung entlang des Bohrers beträgt 25% - 80 % der üblichen Bohrerverjüngung, die vorzugsweise im Bereich von 0,02 - 0,4 mm, liegt, so dass die Verjüngung besonders bevorzugt bei etwa 0,04 mm pro 100 mm Länge liegt;
der Spiralwinkel des Bohrers liegt im Bereich von 20° - 40° .

Claims

Ansprüche
1. Bohrer, insbesondere Spiralbohrer und insbesondere zum Bohren ins Volle bei Werkstücken aus Verbundmaterial mit zumindest einer faserverstärkten und einer metallischen Schicht, mit durch Hauptspannuten (10; 110) getrennten Stegen, die jeweils durch zumindest eine Zusatznut (12; 112) in einen Vorlaufsteg (8; 108) und zumindest einen Nachlaufsteg (9; 109) unterteilt sind, die umfangsseitig jeweils von Rundschlifffasen (7, 17; 107, 117) begrenzt werden, wobei das Spankammervolumen (Vzl; Vzl) der Zusatznuten (12; 112) kleiner als das Spankammervolumen (Vhl; Vh2) der Hauptspannuten (10; 110) ist, dadurch gekennzeichnet, dass
Freiflächen (11, llü, 13; 111, 113) der Stege derart verlaufen, dass der Nachlaufsteg (9; 109) seinem
Vorlaufsteg (8; 108) axial nacheilt, wobei die Nacheilung
(Nl; N2) von einem äußersten Punkt (Sl; SlOl) auf einer Vorlaufsteg-Hauptschneide (3, 3ü; 103) zu einem äußersten Punkt (S2; S102) auf der Nachlaufsteg-Hauptschneide (21; 121) kleiner als 2/10 des Bohrer-Nenndurchmessers (D) ist, bevorzugt kleiner gleich 1/10 des Bohrer- Nenndurchmessers (D) , insbesondere kleiner gleich 1/10 mm und die Rundschlifffase (17, 107) am Nachlaufsteg (9; 109) im wesentlichen die gleiche Radialkoordinate aufweist wie die Rundschlifffase (7, 107) am Vorlaufsteg (8; 108).
2. Bohrer nach Anspruch 1, gekennzeichnet durch je zwei Vorlaufstege (8; 108) und Nachlaufstege •' o ; 109) .
3. Bohrer nach Anspruch 1 oder 2 , dadurch gekennzeichnet, dass der Nachlaufsteg (9; 109) eine Nachlaufsteg-Nebenschneide (23; 123) mit einem positiven Spanwinkel (WSR1; WSR2) aufweist, der insbesondere im Bereich zwischen 6° und 10° liegt, vorzugsweise bei etwa 8° .
4. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche, gekennzeichnet durch eine Ausspitzung (4; 104), durch die eine Querschneidenverkürzung herbeigeführt wird.
5. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche , gekennzeichnet durch einen Spitzenanschliff in der Ausgestaltung als 4-Flächenanschliff .
6. Bohrer nach einem der Ansprüche 1 bis 4 , gekennzeichnet durch eine an die Vorlaufsteg-Hauptschneide anschließende Freifläche mit einem Freiwinkel zwischen 6° und 8° .
7. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche, gekennzeichnet durch einen Spitzenwinkel (WT2) kleiner gleich 100°, vorzugsweise 90°.
8. Bohrer nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, dass der Bohrer einen Spitzenwinkel (WTl) von 140° bis 170° aufweist, insbesondere 150°, und die Vorlaufsteg-Hauptschneide (-3) über einen ihr gegenüber steiler abfallenden Übergangsbereich (3ü) an der Vorlaufsteg-Nebenschneide (5) anschließt, wobei die Länge des Übergangsbereichs (3ü) kleiner als die Länge der restlichen Vorlaufsteg-Hauptschneide (3) ist.
9. Bohrer nach Anspruch 8, gekennzeichnet durch ein
Verhältnis der Länge des Übergangsbereichs (3ü) zur Länge der restlichen Vorlaufsteg-Hauptschneide (3) von unter 1 : 4.
10. Bohrer nach Anspruch 8 oder 9, dadurch gekenn- zeichnet, dass der Übergangsbereich (3ü) von einer umfangsseitigen Anfasung der Freifläche (11, llü) gebildet ist, bevorzugt mit einem Fasenwinkel (WF) von 10° bis 20°, insbesondere 15° zur Axialrichtung (B) .
11. Bohrer nach Anspruch 10, dadurch gekennzeichnet, dass die umfangsseitige Freiflächenanfasung stetig gekrümmt ist, wobei die Krümmung (K) konkav zum Bohrer verläuft und der Anstieg des Krümungswinkels zur Axialrichtung bevorzugt von Innen nach Außen zunimmt .
12. Bohrer nach Anspruch 8 oder 9, dadurch gekennzeichnet, dass der Übergangsbereich von einer umfangsseitigen Abrundung (R) an der Freifläche gebildet ist.
13. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche , gekennzeichnet durch Rundschlifffasen (7, 17; 107, 117) an den Vorlauf- und Nachlaufstegen (8, 9; 108; 109) mit einer Breite (B7, B17; B107, B117) von 10% bis 25% des Bohrer-Nenndurchmessers (D) , insbesondere 0,3 bis 0,8 mm.
14. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass zumindest im Bereich der scharfen Schneiden (3, -3ü, 23; 103, 123) eine Beschichtung vorgesehen ist, vorzugsweise in der Ausgestaltung als Hartstoffschicht, wobei die Beschichtung bevorzugt im CVD-Verfahren abgeschieden ist, und wobei die Dicke der Schicht vorzugsweise im Bereich zwischen 8 μm und 16 μm liegt, insbesondere bei 12 μm.
15. Bohrer nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, dass die Hartstoffschicht aus Diamant besteht, vorzugsweise nanokristallinem Diamant.
16. Bohrer nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, dass die Hartstoffschicht aus TiN oder aus (Ti,Al)N, einer Mehrlagen-Schicht oder einer Schicht bestehend aus Nitriden mit den Metallkomponenten Cr, Ti und AI und vorzugsweise einem geringen Anteil von Elementen zur Kornverfeinerung besteht, wobei der Cr-Anteil bei 30 bis 65 %, vorzugsweise 30 bis 60 %, besonders bevorzugt 40 bis 60 %, der AI-Anteil bei 15 bis 35 %, vorzugsweise 17 bis 25 %, und der Ti-Anteil bei 16 bis 40 %, vorzugsweise 16 bis 35 %, besonders bevorzugt 24 bis 35 %, liegt, und zwar jeweils bezogen auf alle Metallatome in der gesamten Schicht.
17. Bohrer nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, dass der Aufbau der gesamten Schicht aus einer homogenen Mischphase besteht.
18. Bohrer nach Anspruch 15 oder 17, dadurch gekennzeichnet, dass der Aufbau der gesamten Schicht aus mehreren in sich homogenen Einzellagen besteht, die abwechselnd einerseits aus (TixAlyYz)N mit x = 0,38 bis 0,5 und y = 0,48 bis 0,6 und z = 0 bis 0,04 und andererseits aus CrN bestehen, wobei vorzugsweise die oberste Lage der Verschleißschutzschicht von der CrN- Schicht gebildet ist.
19. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass zumindest im Bereich der Nuten eine Weichstoffbeschichtung, vorzugsweise aus M0S2 vorgesehen ist.
20. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass 'der Nenndurchmesser (D) des
Bohrers im Bereich von 3 - 30 mm liegt.
21. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche, gekennzeichnet durch eine Verjüngung des Bohrers von der
Bohrerspitze aus in Axialrichtung entlang des Bohrers, die 25% - 80 % der üblichen Bohrerverjüngung beträgt, die vorzugsweise im Bereich von 0,02 - 0,4 mm liegt, so dass die Verjüngung besonders bevorzugt bei etwa 0,04 mm pro 100 mm Länge liegt.
22. Bohrer nach einem der vorhergehenden Ansprüche, gekennzeichnet durch einen Spiralwinkel, der im Bereich von 20° - 40° liegt.
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Cited By (21)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2005030418A1 (de) * 2003-09-24 2005-04-07 MAPAL Fabrik für Präzisionswerkzeuge Dr. Kress KG Bohrer
WO2005061164A1 (de) * 2003-12-12 2005-07-07 Guehring Joerg Nebenschneidenfase
CN100368115C (zh) * 2005-04-10 2008-02-13 江苏飞达工具股份有限公司 一种提高轧制麻花钻使用寿命的方法
US20090028654A1 (en) * 2007-07-26 2009-01-29 Snecma Ceramic drill bit for high-speed drilling of composites
US7575401B1 (en) * 2004-11-18 2009-08-18 Precorp, Inc. PCD drill for composite materials
US7665935B1 (en) 2006-07-27 2010-02-23 Precorp, Inc. Carbide drill bit for composite materials
US20100260567A1 (en) * 2007-10-17 2010-10-14 Kennametal Inc. Rotary Tool, in Particular a Drill
US7875220B2 (en) * 2006-11-24 2011-01-25 Honda Motor Co., Ltd. Method for producing fiber-reinforced composite member with connecting holes, and structural member for aircrafts constituted by such composite members
US20110085868A1 (en) * 2009-10-13 2011-04-14 Iscar, Ltd. Twist Drill
US8342780B2 (en) 2008-10-17 2013-01-01 Precorp, Inc. Shielded PCD or PCBN cutting tools
US8562261B2 (en) 2008-03-31 2013-10-22 Sumitomo Electric Hardmetal Corp. End mill
US9073130B2 (en) 2009-10-02 2015-07-07 MAPAL Fabrik für Präzisionswerkzeuge Dr. Kress KG Drill
EP2043803A4 (de) * 2006-07-24 2015-09-23 Kennametal Inc Bohrer zur bearbeitung von faserverstärktem verbundwerkstoff
CN105252047A (zh) * 2015-11-27 2016-01-20 中航成飞民用飞机有限责任公司 导孔钻头
JP2016155178A (ja) * 2015-02-23 2016-09-01 泰介 森藤 回転工具、及び回転工具の製造方法
EP2550123B1 (de) 2010-03-25 2017-11-22 Klenk GmbH & Co. KG Bohrwerkzeug
CN109311104A (zh) * 2016-06-13 2019-02-05 三菱瓦斯化学株式会社 钻头和孔形成方法
US10695845B2 (en) 2013-06-06 2020-06-30 Milwaukee Electric Tool Corporation Step drill bit
US11117200B2 (en) 2016-10-21 2021-09-14 Kyocera Sgs Precision Tools, Inc. Drills and methods of using the same
US11273501B2 (en) 2018-04-26 2022-03-15 Milwaukee Electric Tool Corporation Step drill bit
US11883887B2 (en) 2018-09-04 2024-01-30 Mk-Tools-Service Gmbh Drill

Families Citing this family (13)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
ITRM20050238A1 (it) * 2005-05-13 2006-11-14 Natalino Capone Tecnologia di foratura innovativa
DE102006018322A1 (de) * 2006-04-19 2007-10-25 Günther & Co. GmbH Verfahren zum Einbringen eines Tieflochs und Pilotbohrer hierfür
DE102009055746A1 (de) * 2009-11-26 2011-06-09 Südsta AG Drei- und mehrspiraliger Bohrer und Verfahren zur Herstellung desselben
DE202012012984U1 (de) 2012-10-10 2014-10-15 Hufschmied Zerspanungssysteme Gmbh Stirnfräser zur Bearbeitung von faserverstärkten Werkstoffen wie CFK
DE102012019801A1 (de) 2012-10-10 2014-04-10 Hufschmied Zerspanungssysteme Gmbh Zerspanungswerkzeug zur Bearbeitung und Verfahren zur Reparatur eines Bauteils aus faserverstärktem Kunststoff
DE102012019799A1 (de) 2012-10-10 2014-04-10 Hufschmied Zerspanungssysteme Gmbh Zerspanungswerkzeug zur Bearbeitung, Verfahren zur Reparatur und Verfahren zum Trennen eines Bauteils aus faserverstärktem Kunststoff.
DE102013218446A1 (de) 2013-09-13 2015-03-19 Cemecon Ag Werkzeug sowie Verfahren zum Zerspanen von faserverstärktenMaterialien
CA2948446C (en) * 2014-05-20 2021-01-12 Natalino Capone Drilling tool
CN105127487A (zh) * 2015-09-08 2015-12-09 广州番禺职业技术学院 微型四刃钻头及其加工方法
DE102015013247B4 (de) 2015-10-08 2022-06-09 Walter Bauer Bohrer mit Konteraufbohrfunktion und Konteraufbohrverfahren für Leichtbauwerkstoffe
DE102017208017B4 (de) * 2017-05-11 2019-02-21 MAPAL Fabrik für Präzisionswerkzeuge Dr. Kress KG Mehrschneidige Reibahle
DE102017117664A1 (de) * 2017-08-03 2019-02-07 Drebo Werkzeugfabrik Gmbh Bohrer
KR102208022B1 (ko) 2020-04-28 2021-01-28 주식회사 와이지-원 절삭날별 피드에 비례하여 칩 공간을 구현한 엔드밀

Citations (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3977807A (en) * 1972-07-21 1976-08-31 Osborn-Mushet Tools Limited Twist drills
DE2653117A1 (de) * 1976-11-23 1978-05-24 Guenther & Co Spiralbohrer
EP0155216A1 (de) * 1984-03-16 1985-09-18 Bernard Roy Fräswerkzeug aus Wolframkarbid oder ähnlichem Material
US5282705A (en) * 1992-07-28 1994-02-01 Fuji Seiko Corporation Burnishing drill
US5312208A (en) * 1992-04-28 1994-05-17 Fuji Seiko Corporation Burnishing drill
US5486075A (en) * 1993-07-27 1996-01-23 Mitsubishi Materials Corporation Boring tool
US5685674A (en) * 1994-10-28 1997-11-11 Sandvik Ab Method of machining composites
DE20211589U1 (de) * 2002-07-15 2004-01-29 Gühring, Jörg, Dr. Bohrer

Patent Citations (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3977807A (en) * 1972-07-21 1976-08-31 Osborn-Mushet Tools Limited Twist drills
DE2653117A1 (de) * 1976-11-23 1978-05-24 Guenther & Co Spiralbohrer
EP0155216A1 (de) * 1984-03-16 1985-09-18 Bernard Roy Fräswerkzeug aus Wolframkarbid oder ähnlichem Material
US5312208A (en) * 1992-04-28 1994-05-17 Fuji Seiko Corporation Burnishing drill
US5282705A (en) * 1992-07-28 1994-02-01 Fuji Seiko Corporation Burnishing drill
US5486075A (en) * 1993-07-27 1996-01-23 Mitsubishi Materials Corporation Boring tool
US5685674A (en) * 1994-10-28 1997-11-11 Sandvik Ab Method of machining composites
DE20211589U1 (de) * 2002-07-15 2004-01-29 Gühring, Jörg, Dr. Bohrer

Cited By (27)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2005030418A1 (de) * 2003-09-24 2005-04-07 MAPAL Fabrik für Präzisionswerkzeuge Dr. Kress KG Bohrer
WO2005061164A1 (de) * 2003-12-12 2005-07-07 Guehring Joerg Nebenschneidenfase
US7575401B1 (en) * 2004-11-18 2009-08-18 Precorp, Inc. PCD drill for composite materials
CN100368115C (zh) * 2005-04-10 2008-02-13 江苏飞达工具股份有限公司 一种提高轧制麻花钻使用寿命的方法
EP2043803A4 (de) * 2006-07-24 2015-09-23 Kennametal Inc Bohrer zur bearbeitung von faserverstärktem verbundwerkstoff
US7665935B1 (en) 2006-07-27 2010-02-23 Precorp, Inc. Carbide drill bit for composite materials
US7875220B2 (en) * 2006-11-24 2011-01-25 Honda Motor Co., Ltd. Method for producing fiber-reinforced composite member with connecting holes, and structural member for aircrafts constituted by such composite members
US8206067B2 (en) * 2007-07-26 2012-06-26 Snecma Ceramic drill bit for high-speed drilling of composites
US20090028654A1 (en) * 2007-07-26 2009-01-29 Snecma Ceramic drill bit for high-speed drilling of composites
US20100260567A1 (en) * 2007-10-17 2010-10-14 Kennametal Inc. Rotary Tool, in Particular a Drill
US8834080B2 (en) * 2007-10-17 2014-09-16 Kennametal Inc. Rotary tool, in particular a drill
US8562261B2 (en) 2008-03-31 2013-10-22 Sumitomo Electric Hardmetal Corp. End mill
US8342780B2 (en) 2008-10-17 2013-01-01 Precorp, Inc. Shielded PCD or PCBN cutting tools
US9073130B2 (en) 2009-10-02 2015-07-07 MAPAL Fabrik für Präzisionswerkzeuge Dr. Kress KG Drill
US8814483B2 (en) * 2009-10-13 2014-08-26 Iscar, Ltd. Twist drill
US20110085868A1 (en) * 2009-10-13 2011-04-14 Iscar, Ltd. Twist Drill
EP2550123B1 (de) 2010-03-25 2017-11-22 Klenk GmbH & Co. KG Bohrwerkzeug
US10695845B2 (en) 2013-06-06 2020-06-30 Milwaukee Electric Tool Corporation Step drill bit
USD936117S1 (en) 2013-06-06 2021-11-16 Milwaukee Electric Tool Corporation Step drill bit
JP2016155178A (ja) * 2015-02-23 2016-09-01 泰介 森藤 回転工具、及び回転工具の製造方法
CN105252047A (zh) * 2015-11-27 2016-01-20 中航成飞民用飞机有限责任公司 导孔钻头
CN109311104A (zh) * 2016-06-13 2019-02-05 三菱瓦斯化学株式会社 钻头和孔形成方法
CN109311104B (zh) * 2016-06-13 2019-09-20 三菱瓦斯化学株式会社 孔形成方法
US11117200B2 (en) 2016-10-21 2021-09-14 Kyocera Sgs Precision Tools, Inc. Drills and methods of using the same
US11273501B2 (en) 2018-04-26 2022-03-15 Milwaukee Electric Tool Corporation Step drill bit
US11691203B2 (en) 2018-04-26 2023-07-04 Milwaukee Electric Tool Corporation Step drill bit
US11883887B2 (en) 2018-09-04 2024-01-30 Mk-Tools-Service Gmbh Drill

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