Einleitung Gesteigerte Leistungsdichten im Zuge des Downsizings heutiger Verbrennungsmotoren führen zu immer höheren spezifischen Belastungen einzelner Bauteile. Zudem werden durch häufigeres Abschalten der Ölpumpen und den Einsatz niedrigviskoser Öle vermehrt Mangelschmierungsphänomene und deren Folgen beobachtet. Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Öltransport und Reibungsbewertung innerhalb der Kolbenbolzenlagerung Dennis Liebmann, Volker Lagemann, Michael Bargende* Eingereicht: 21.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 24.1.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Die Kolbenbolzenlagerung verbrauchsarmer Verbrennungsmotoren mit hoher Leistungsdichte stellt eine besondere Herausforderung an die mechanische Auslegung und die elastohydrodynamische Modellierung. Bisher wurde angenommen, dass die Beölung der Kolbenbolzenlagerung durch Spritzöl bzw. durch Ölnebel im Motor einen Ölkragen ausbildet und dieser von der Lagerung zur Schmierung herangezogen werden kann. Eine Beschreibung des Schmiermechanismus innerhalb der Lagerung wurde bisher zumeist theoretisch erforscht. Um die Reibverhältnisse und Schmiermechanismen zu verstehen, wird die Lagerung auf einem außermotorischen Prüfstand getestet. Es werden Reibungsmessungen unter hohen Lasten durchgeführt. Mittels Tragbildabgleich zwischen Messung und Simulation sollen Rückschlüsse auf das Verhalten des Öls innerhalb der Lagerung getroffen werden. Die Beölung des Messprüflings kann variabel eingestellt werden und wurde an den Motor angenähert. Der Füllstand innerhalb der Lagerung wird mittels CFD-Berechnung betrachtet. Umgesetzt auf dem Komponentenprüfstand wird ein gerichteter Schmierstofftransport des Tribosystems festgestellt. Die Messergebnisse werden schließlich zur Validierung einer Mehrkörpersimulation (MKS) mit Schmierfilmkopplung verwendet. Reibwerte mit angepasster Beölungsrichtung zeigen eine gute Übereinstimmung zwischen Messung und Berechnung. Schlüsselwörter Kolben, Kolbenbolzen, Kolbenbolzenlagerung, Öltransport, bevorzugte Beölungsrichtung, Ölfluss, Kavitation Oil transport and friction evaluation inside the piston pin bearing Increased loads and lower oil supply of today’s lowconsumption internal combustion engines lead to higher demands on mechanical and elastohydrodynamical design methods of the piston pin bearing. The bearing is not lubricated directly but through spray oil or oil mist. A description of the lubrication mechanism within the bearing has mostly been researched theoretically. In order to understand the friction conditions and lubrication mechanisms, the bearing is tested on an external test bench with high loads and a hydrostatic bearing of the piston. An enginelike lubrication can be variably adjusted. By comparing the contact pattern between measurement and calculation, conclusions can be drawn about the behaviour of the lubricant within the bearing. Using computational fluid dynamic calculations (CFD) the amount of oil in the gap of different lubrication directions is regarded. After transferring the results to the test bench a directed transport of lubricant is determined. Final friction measurements with an adapted direction of lubrication show a good accordance to the calculation results. These results validate a multi body system calculation (MBS/ MKS) with a lubricating film coupling. Keywords piston, piston pin, piston pin bearing, transport of oil, preferred oiling direction, oil flow, cavitation Kurzfassung Abstract * Dennis Liebmann (Federführend) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-0031-9113 Dr. Volker Lagemann Mercedes-Benz AG. Mercedesstr. 128, 70327 Stuttgart, Prof. Dr-Ing. Michael Bargende, Institut für Fahrzeugtechnik Pfaffenwaldring 12, 70569 Stuttgart TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 36 Eine der hochbelastetsten Lagerungen des Verbrennungsmotors ist dabei die des Kolbenbolzens, mit der sich folgende Arbeit befasst. Ihre Funktionssicherheit beeinflusst maßgeblich die Lebensdauer des Gesamtsystems (Lazzara 2016; Kohashi et al. 2013). Geschmiert wird sie indirekt durch Spritzöl und Ölnebel, welche sich in Form eines Ölkragens an den Lagerrand legen. Der Haupt-Schmiermechanismus ist dabei der Unterschied zwischen dem Druck innerhalb und außerhalb des Lagers; dieser entsteht durch die Drehbewegung des Bolzens und die relative Hubbewegung zwischen Bolzen und Kolbennabe (Anlagenwechsel), s. (Meng et al. 2020; Shi 2011). Entstehende Teilfüllungen werden in einzelnen Abhandlungen durch Kavitationsalgorithmen in mathematischen Modellen bereits berücksichtigt. Bisher wird angenommen, dass eine Beölung stets von beiden Seiten des Lagers / der Kolbennabe stattfindet, exemplarisch sind hierfür (Ba et al. 2015; Meng et al. 2020) zu nennen. (Ba et al. 2015) geht zudem auf den Ölfluss bzw. Transportmechanismus innerhalb der Kolbenbolzenlagerung ein. Dazu werden drei verschiedene Feingeometrien der Lagerung und ihre Auswirkungen auf die Schmierzustände, Druckverteilungen und die Ölflüsse im Lager analysiert. Dabei wird der Ölfluss innerhalb der Kolbennabe während der Kompression in TDC (Top Dead Center, auf Bolzenposition in Kolbennabe bezogen, oberer Totpunkt) angedeutet. (Schmidt et al. 2020) konnten anhand von CFD-Berechnungen zeigen, dass die Schmierung des Lagers und der Öltransport ins Innere immer dann stattfindet, wenn lokal Öl am Lagerrand vorhanden ist. Sie konzentrierten sich auf den inneren Lagerrand ohne Bezug zur entstehenden Reibung. Prüfstandversuche bezüglich Fressgrenzen und den Einflüssen einzelner Parameter, wie z.B. der Kraft, des Lagerspiels und der Öltemperatur wurden von (ZHANG et al. 2003; ZHANG et al. 2004; Liebmann et al. 2021) durchgeführt. In dieser Arbeit wird der Öltransport ins Innere, eine bevorzugte Beölungsrichtung und eine Analyse des Ölflusses innerhalb der Kolbenbolzenlagerung auf einem außermotorischen Komponentenprüfstand mit hydrostatischer Lagerung behandelt. Spielsituation Kolbenbolzenlagerung Im Folgenden wird ein Aluminiumkolben und ein Stahlkolbenbolzen ohne Beschichtung inkl. Pleuelstange verwendet. Dabei wird besonders auf die Spielsituation innerhalb der Lagerung geachtet. Analysiert wird die beste Variante der Feingeometrie bzgl. der Reibung von (Ba et al. 2015). Es handelt sich hierbei um eine Feingeometrie, welche einen gewissen zylindrischen Anteil (x 0 oder x) mit konstantem Spielwert besitzt und anschließend eine trompetenförmige Öffnung zur Kolbeninnenseite (Pleuelseite) hin beschreibt. x 0 ist die Ausgangslänge des zylindrischen Anteils. Die Werte der Lagerbreite sind in allen Abbildungen entdimensionalisiert dargestellt. Die Lagerbreite erstreckt sich von 0 am inneren Rand der Kolbennabe bis 1 am äußeren Rand (Sicherungsringnut), s. Bild 1. Dargestellt ist zudem die Spielsituation über der Lagerbreite im Nabenzenit. Diese ist über den gesamten Lagerumfang identisch. Prüfstandaufbau und Messgrößen Der außermotorische Komponentenprüfstand setzt sich aus einem Antrieb des Kolbenbolzens, einer Lagerung des Kolbens und einer Lasteinleitung auf das große Pleuelauge mit Hilfe eines Hydropulsers zusammen. Die Antriebswelle wird von einem Elektromotor mit konstanter Drehgeschwindigkeit angetrieben. Diese Welle besteht aus einer Absicherung gegenüber zu hohen Lasten, einer Drehmomentmesswelle und einem Versatzausgleich zwischen Antriebswelle und Kolbenbolzen. Eine Buchsenlösung verhindert ein Verspannen des Kolbenbolzens, welcher über eine formschlüssige Verbindung zur Antriebswelle angetrieben wird. Dabei wird darauf geachtet, dass eine elastische Deformation des Kolbenbolzens gewährleistet ist. Der prinzipielle Aufbau des Prüfstands ist in Bild 2 dargestellt. Die Lagerung des Kolbens ist als hydrostatisches Lager konzipiert. Unter Last wird der Kolben in ein Ölbad gepresst. Bei weiterem Eintauchen des Kolbens entsteht ein hydrostatischer Gegendruck proportional zur aufgebrachten Kraft. Dieser soll den Verbrennungsdruck darstellen. Das System besteht aus einer Druckkammer, einer Dichtung am Feuersteg des Kolbens, einem hydraulischen Ventil und einem Verspannring. Dieser nimmt Kräfte bei Zugbelastung auf, s. (Liebmann et al. 2021). Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Bild 1: Schnittdarstellung der Kolbenbolzenlagerung ohne Kolbenbolzen, Spielsituation Kolbennabe, Kolbenkrone oben TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 37 stehende Drehmoment an der Antriebswelle und der Weg des Hydropulsers. Eine detaillierte Beschreibung des Prüfstands und seiner Sensoren ist in (Liebmann et al. 2021) gegeben. Messergebnisse und Laufbilder Für die Messung wird eine Rotationsgeschwindigkeit des Kolbenbolzens von 150 U/ min, 80 °C Öltemperatur, 1.8 ml/ min Beölungsmenge, eine Pulsfrequenz (Motordrehzahl) von 33 Hz (2000 U/ min) und eine Druckkraft von 5 kN, sowie eine geringe Zugkraft von etwa 0.5-1 kN gewählt. Die Beölungsdüsen sind im Inneren des Kolbens auf den Spalt zwischen Kolbennabe und kleinem Pleuelauge gerichtet. Die geprüften Kolben zeigten Laufspuren im oberen Teil der Nabe (Nabenzenit, Richtung Kolbenkrone). Dabei wurde eine geringe Widerstandsfähigkeit des Lagers gegenüber geringen Lasten (5 kN) festgestellt und relativ hohe Drehmomente von 3-8 Nm gemessen. Die zwei Bilder auf der linken Seite in Bild 4 zeigen diese zumeist einseitigen Laufspuren. Eine Messung des Drehmomentes ist in Bild 10 dargestellt. Die Laufspuren und Drehmomente indizieren eine Mangelschmierung innerhalb der Lagerung. Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Bild 3 zeigt eine Prinzipskizze des hydrostatischen Lagers. Folgende Prüfstandparameter können variiert werden: die Öltemperatur (bis 80 °C), die Rotationsgeschwindigkeit des Kolbenbolzens, die Amplitude, die Frequenz (Pulsfrequenz / Motordrehzahl), der Kurvenverlauf der Kraft und die Beölungsmenge (bis 1.8 ml/ min). Variabel einstellbare Düsen (Position und Richtung) werden zur Minimalmengenschmierung eingesetzt. Gemessen werden alle einstellbaren Größen sowie der entstehende Druck im hydrostatischen Lager, das ent- Bild 2: Prinzipskizze des Prüfstand s. (Liebmann et al. 2021), ® SAE International Bild 4: Laufbilder Kolbennabe, links mit Beölung von innen, rechts mit Beölung von außen Bild 3: Prinzipskizze des hydrostatischen Lagers, s. (Liebmann et al. 2021), ® SAE International TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 38 Aus den CFD-Berechnungen des folgenden Abschnittes lässt sich ableiten, dass eine Beölung von Innen zwar zu mehr Öl im Lager führt, aber eine Beölung von außen gezielt Öl an die Stelle der stärksten Laufspuren transportiert. Nach Umstellung der Beölung am Prüfstand sind keine Laufspuren in der Kolbennabe erkennbar (s. Bild 4, zwei Bilder von rechts). Für die Außenbeölung werden die Düsen der Minimalmengenschmierung auf die Außenseite der Lagerung gerichtet, sodass der Spalt zwischen Kolbenbolzen und Kolben mit Öl benetzt wird. Eine Darstellung der verschiedenen Lagerseiten ist in Bild 1 gegeben. CFD-Modell und -Berechnung Strömungsberechnungen der Kolbenbolzenlagerung sollen Aufschluss geben, wie das Öl innerhalb der Lagerung verteilt wird und wie die Lagerung auf eine einseitige Beölung reagiert. Dazu werden Füllgrade und Drücke analysiert. Das betrachtete Volumen ist rotationssymmetrisch modelliert und weicht damit im unteren Teil der Kolbennabe von der realen Geometrie ab. Dem Kolbenbolzen (inneren Teil) wird eine Hub- und Drehgeschwindigkeit vorgegeben. Der Solver InterFoam löst die Reynolds-gemittelte Navier-Stokes-Gleichungen, wobei für diesen Anwendungsfall keine Turbulenz angenommen wird, sondern eine laminare Strömung ohne Volumenkräfte nach (1) und (2). (1) (2) Dabei ist u die Geschwindigkeit in alle drei Raumrichtungen, ρ die Dichte, p der Druck und μ die Viskosität. Um den Anlagenwechsel zu simulieren, wird auf die in OpenFOAM ® implementierte Netzbewegung zurückgegriffen. Diese löst die zugrundeliegende Gleichung für die Netzbewegung (3). v ist dabei der Knotengeschwindigkeitsvektor und γ der Diffusionsfaktor. (3) Dieser wird verwendet, um die Netzbewegung zu steuern. Der Diffusionsfaktor kann eine Konstante oder eine Variable sein, die durch andere Eigenschaften in der Domäne definiert wird. Die Auswahl der Variablen für γ hängt vom spezifischen Netzbewegungsproblem ab und erfordert eine objektive Beurteilung. Im vorliegenden Fall wird der Diffusionsfaktor als konstant angenommen, s. (Liu und García 2008). Die Viskosität des Fluids wird berücksichtigt und eine zweiphasige Strömung mit inkompressiblen unmischbaren Gasen / Flüssigkeiten angenommen. Dabei wird auf die Volume of Fluid (VOF) Methode zurückgegriffen. Diese verwendet das Mischungsverhältnis α, um ρ  Z· Zz + ¸ ∗ ∇¸ = −∇[ + »∇ · ∇· = 0 ∇ ∗ (γ ∇ ½) = 0 den Anteil der Flüssigkeiten im Element nach (4) zu beschreiben. Berechnet wird α durch Lösen von (6). Das Dichteverhältnis der Flüssigkeitsdichte ρ 1 und der Luftdichte ρ 2 wird durch Gleichung (5) beschrieben. Weitere Informationen s. (Liu und García 2008; Deshpande et al. 2012). (4) (5) (6) Eine inkompressible Betrachtung hat den Vorteil einer höheren numerischen Stabilität und deutlich kürzerer Rechenzeiten. Die kompressible Lösung würde das gleiche Verhalten zeigen, jedoch reduziert sich die Verdrängung des Öls durch die Luft pro Lastzyklus. Die CFD- Berechnung dient ausschließlich einer qualitativen Anfangsbetrachtung des Systems. Die Netzerstellung erfolgt mit dem OpenFOAM ® eigenen Vernetzungstool BlockMesh. Eine Verformung des Netzes wird bis zu einem Restspalt von 0,8 µm durchgeführt. Ausgangswert sind zwei Promille des Lagerradius (Spiel inkl. thermischer Deformation). Die Frequenz des Lastwechsels ist identisch mit der Pulsfrequenz am Prüfstand, jedoch werden keine Ölflussmengen sondern unterschiedliche α an den Rändern vorgegeben. Es werden fünf Anlagenwechsel simuliert. Die Ergebnisse der CFD-Simulation und später der MKS-Berechnung werden auf einer Linie entlang der Breite des Lagers ausgewertet, welche sich im Nabenzenit befindet. Es wird von einer symmetrischen Belastung und starren Körpern ausgegangen und lediglich eine Kolbennabe berechnet. Ausgewertet werden der Füllgrad α und der Druck auf der definierten Linie im Kompressionsmaximum sowie der Füllgrad im gesamten Volumen über der Zeit (s. Bild 5). Der Füllgrad im gesamten Volumen nimmt mit der Zeit ab, wobei sich für verschiedene Beölungsvarianten (außen / innen) unterschiedliche Füllstände ergeben. Die Beölung von außen zeigt einen geringeren Füllstand als die Beölung von innen. Eine Erklärung liefert die größere Einlassfläche aufgrund der trompetenförmigen Aufweitung im Randbereich. In Bild 5 (links) wird deutlich, dass der Füllstand über der Lagerbreite für die Außenbeölung geringer ist, weil sich das Öl nur in der äußeren Hälfte der Lagerung sammelt. Die innere Beölung zeigt ein lokales Minimum des Füllstands nahe dem inneren Rand des Lagers und einen abfallenden Füllstand hin zur Außenseite. Der hydrodynamische Druck bei Außenbeölung liegt im Bereich des zylindrischen Anteils und wirkt somit einer Annäheα = ¿ 0 , Volumen mit Luft gefüllt 1 , Volumen mit Öl gefüllt ρ = αρ 3 + (1 − α)ρ ∂α ∂t + ∇ ∗ (¸α) = 0 Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 39 mann 2000; Rienäcker 1995; Schönen 2003). Verwendet wird das Programm FIRST der IST GmbH aus Aachen. Mit Hilfe des Kumar-Booker-Algorithmus können Teilfüllungszustände im Lager berücksichtigt werden. Es handelt sich dabei um einen masseerhaltenden Kavitationsalgorithmus, s. (Kumar und Booker 1991). Gemessene Oberflächenrauigkeiten der gelaufenen Teile und die daraus ermittelten Scher-, Druckflussfaktoren und Kontaktdruckkurven fließen als Randbedingungen in die Berechnung ein. Üblicherweise wird der Umgebungsdruck als Randbedingung auf die Ränder des Lagers (p_Rand=1bar) aufgebracht. Um die Teilfüllungszustände vom Prüfstand nachzustellen, werden verschiedene Drücke verwendet. Für jeweils einen Rand wird der Kavitationsdruck und für den anderen der Atmosphärendruck als Druckrandbedingung verwendet. Es werden zusätzlich die Reibmomente, die Fluidgeschwindigkeiten und die Festkörperkontaktdrücke des Lagers ausgewertet. Bild 6 zeigt auf der Linie im Nabenzenit ausgewertete mittlere Füllstände, simultan zur CFD- Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 rung der Flächen im Bereich der kleinsten Spaltweite entgegen. Dies führt zu einem besseren Reibungsverhältnis trotz geringeren Füllständen. Bei der Beölung von innen ist ein Druckaufbau im Bereich der größten Trompetenöffnung zu erkennen. Das bedeutet, dass der Widerstand gegen Annäherung der Oberflächen im Bereich des zylindrischen Anteils gering ist. Aufgrund dieser Beobachtung wird die Beölung am Prüfstand umgestellt; das Ergebnis ist in Bild 4 ersichtlich. MKS-Modell und -Berechnung Die Mehrkörpersimulation (MKS) mit Schmierfilmkopplung wird von (Liebmann et al. 2021) übernommen. Diese zeichnet sich durch elastische Körper (mit reduzierten Freiheitsgraden durch eine statisch-modale Reduktion), eine druckabhängige Viskosität nach Roelands, sowie Scher-, Druckflussfaktoren und Kontaktdruckkurven von real gemessenen Oberflächen aus, s. (Lage- Bild 5: Hydrodynamischer Druck und Füllgrad über Lagerbreite (links), Füllgrad im Volumen über Zeit (rechts) Bild 6: Füllgrade über Lagerbreite im Nabenzenit bei versch. Beölungsvarianten (links), Füllgrade im Volumen über der Zeit (rechts), beide inkl. reduziertem zyl. Anteil (x < x 0 ) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 40 Berechnung. Durchgeführt wird eine weitere Berechnung, bei der der zylindrische Anteil im Lager reduziert wird (x < x 0 ), um die thermische Deformation des Lagers zu berücksichtigen. Beide Varianten der Kolbennabe und die dazugehörige Beölungsvariante zeigen ein Minimum, welches etwa in der Mitte der Lagerung auftritt. Ein direkter Vergleich zwischen dieser Berechnung und jener aus der CFD ist hier nicht ohne weiteres möglich. Der Kumar-Booker-Algorithmus betrachtet die Luft als kompressibel und das Öl als inkompressibel. Es kann keine Luft über den Lagerrand einströmen, wohingegen dies in der CFD-Berechnung gegeben ist. Die CFD- Berechnung betrachtet die Luft ebenso als inkompressibel. Weitere Unterschiede sind beispielsweise die elastischen Körper der MKS-Berechnung. Aus diesen Gründen ergeben sich abweichende Füllstände. Aufgrund des Aufwands wird kein quantitativer Vergleich zwischen den beiden Berechnungsmöglichkeiten angestrebt. Dies könnte Gegenstand weiterführender Arbeiten sein. Trotz dieser Unterschiede ähneln sich die Füllstände über der Lagerbreite. Bei Innenbeölung ist der Füllstand im Bereich der trompetenförmigen Öffnung größer und im Bereich des zylindrischen Anteils höher bei Außenbeölung. Kaum Änderungen dieser Füllstände ergeben sich, wenn der zylindrische Anteil reduziert wird. Die Füllstände über der Zeit im gesamten Volumen sind höher als bei der CFD-Berechnung, doch zeigen sie die gleiche Tendenz. Die Beölung von außen bringt weniger Öl in das Volumen, als dies bei der Innenbeölung der Fall ist. Werden die Drücke betrachtet (s. Bild 7), dann zeigt sich, dass bei Innenbeölung das Druckmaximum weiter im Inneren der Lagerung liegt. Bei Außenbeölung verschiebt sich das Druckmaximum zur Außenseite hin. Bei reduziertem zylindrischen Anteil ist dies noch deutlicher zu beobachten. Ein Blick auf die Festkörperkontaktdrücke zeigt einen reduzierten maximalen Festkörperkontaktdruck über der Zeit bei Außenbeölung, s. Bild 7. Dies wirkt sich auch auf die berechneten prüfstand-äquivalenten Drehmomente aus, s. Bild 8. Durch die Außenbeölung ergeben Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Bild 8: Berechnete Drehmomente über der Zeit (links), mittlere Fluidgeschwindigkeiten über der Lagerbreite (rechts), beide inkl. reduziertem zyl. Anteil (x < x 0 ) Bild 7: Berechnete mittlere Drücke (links), maximaler Festkörperkontaktdruck (rechts), beide inkl. reduziertem zyl. Anteil (x < x 0 ) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 41 Fluss bis ungefähr zum ersten Drittel der Lagerbreite und dann ein Ausschieben des Öls statt. Durch die trompetenförmige Öffnung kann mehr Öl ins Lager gelangen. Dieses bewegt sich zwar weiter ins Lager hinein, es gelangt aber nicht bis zur Hauptkontaktzone. Die trompetenförmige Öffnung hält zudem das Öl bei Außenbeölung am inneren Lagerrand. Im BDC ist kaum Öl an der Unterseite im Bereich des zylindrischen Anteils der Lagerung vorhanden. Bewegt sich der Bolzen wieder nach oben (TDC) füllt sich der untere Teil des Lagers wieder mit Öl. Je nach Beölungsvariante sind an der Unterseite leichte Unterschiede der Ölmengen im Spalt zu erkennen, welche keine Auswirkungen auf die Reibung innerhalb der Lagerung haben. Auffällig ist, dass in der Berechnung kaum Öl von der Unterseite zur Oberseite der Lagerung gelangt, sondern fast ausschließlich in Lagerbreite strömt. Vergleich zwischen Messung und Berechnung In den folgenden zwei Abbildungen werden die maximalen Drehmomente der Messung (rechts) und die berechneten zeitkontinuierlichen Drehmomente (links), jeweils mit verschiedenen Beölungsrichtungen, abgebildet. Durch Umstellen der Beölung auf eine Beölung von außen können die Messergebnisse durch die Berechnung nachgestellt werden. Bei einer Belastung von 5 kN Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 sich niedrigere Drehmomente. Je weiter die Stelle der resultierenden Kraft nach außen wandert (Reduktion des zylindrischen Anteils), desto deutlicher wird der Effekt. Ein Blick auf die mittleren Geschwindigkeiten (s. Bild 8) über der Lagerbreite zeigt einen Vorzeichenwechsel der Geschwindigkeit in der Mitte des Lagers. Deshalb ist anzunehmen, dass von beiden Seiten Öl ins Lager transportiert wird und die Beölung an jener Seite verbessert werden muss, welche näher am Hauptauftreffpunkt der resultierenden Kraft liegt. Die Summe des Flusses über die verschiedenen Lagerränder während drei Lastwechseln ist in Tabelle 1 zusammengefasst. x ist dabei der zylindrische Anteil der Feingeometrie im Lager. Es scheint bei den unterschiedlichen Beölungsvarianten jeweils eine unterschiedliche Hauptströmungsrichtung zu geben. Bei beidseitiger Beölung wird ein Schmierstofftransport nach innen festgestellt. Negative Werte sind Mengen, die aus dem Volumen fließen. Ein Blick auf die in Bild 9 dargestellten Ölmengen im Spalt (α * Spaltweite) im BDC (Bottom Dead Center, auf Bolzenposition in Kolbennabe bezogen, unterer Totpunkt) und im TDC bei verschiedenen Beölungsvarianten, lässt erkennen, dass an der Unterseite der Lagerung ein Ölfluss durch das Lager stattfindet. Dagegen findet im Nabenzenit ein Bild 9: Ölmenge im Spalt bei Außenbeölung (oben) und Innenbeölung (unten), jeweils TDC (links) und BDC (rechts), (blau geringe Menge, rot hohe Menge), Kolbenkrone oben, Definition der Innen- und Außenbeölungsrichtung unten Fluss Innenbeölung \ = \ N Außenbeölung \ = \ N Innenbeölung \ < \ N Außenbeölung \ < \ N Beidseitige Beölung \ N Innerer Rand -1.179 ËÌ 1.682 ËÌ -1.355 ËÌ 1.914 ËÌ 0.144 ËÌ Äußerer Rand 1.469 ËÌ -1.142 ËÌ 1.653 ËÌ -1.346 ËÌ 0.100 ËÌ Richtung nach außen nach innen nach außen nach innen nach innen Tabelle 1: Fluss über den Rand der Kolbennabe nach drei Lastwechseln (negativ Fluss ins Volumen, positiv Fluss aus dem Volumen, Richtung der Strömungsgeschwindigkeit in Lagerbreite im ges. Volumen einer Kolbennabe) TDC Außen Innen Innen Außen Außen BDC TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 42 wurden etwa 0.9-1.1 Nm gemessen und berechnet. Wird die Beölung von innen durchgeführt, entstehen Laufspuren (s. Bild 4) und es werden vier bis fünf Mal höhere Drehmomente von etwa 4.5-5.5 Nm gemessen (s. Bild 10). Wird trockene Reibung nach Coulomb für das Lager angenommen, so ergeben sich Reibungskoeffizienten von µ Außenbeölung = 0.02 und µ Innenbeölung = 0.09 bis 0.11. Letztere entsprechen ungefähr dem Reibkoeffizient von Aluminium auf Stahl im geschmierten Zustand. Beide Beölungsvarianten haben jeweils einen Mischreibungszustand zur Folge, jedoch kann mit Außenbeölung mehr Öl an die kritische Stelle (Hauptkontaktzone) befördert werden. Eine Schädigung der Oberfläche führt mit steigender Versuchsdauer zu immer höheren Drehmomenten. Die hier dargelegte Berechnung kann dieses Verhalten nicht abbilden. Hierfür sind erweiternde Berechnungen notwendig. Es lässt sich jedoch eine Tendenz in der Berechnung mit dem Kumar-Booker-Algorithmus ablesen. Ein Tragbildabgleich zwischen Messung und Berechnung zeigt eine gute Übereinstimmung, s. Bild 11. Die berechneten Drücke im Lager bilden zwei Maxima etwa in der Mitte des Lagers (Hälfte der Lagerbreite); diese stimmen sehr gut mit den entstehenden Laufspuren überein. Der linke Bereich der Kontaktzone ist genau wie in der Berechnung marginal breiter als der rechte Teil. Im weiteren Verlauf der Messung bilden sich weitere Laufspuren zur Außenseite der Kolbennabe aus. Fazit und Ausblick Auf einem außermotorischen Prüfstand zur tribologischen Bewertung der Kolbenbolzenlagerung wird ein Stahl- Kolbenbolzen und ein Aluminiumkolben mit Pleuelstange geprüft. Eine Beölung des innen liegenden Rands der Lagerung führt zu Laufspuren und hohen Drehmomenten während der Messung. Nach Umstellen der Beölung am Prüfstand auf eine Beölung von außen (Sicherungsringnut) konnten keine Laufspuren im Lager festgestellt werden. CFD-Berechnungen zeigen, dass eine Beölung von außen eine positive hydrodynamische Druckentwicklung zur Folge hat. Mittels des bereits implementierten Kumar-Booker-Algorithmus und unterschiedlich ge- Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Bild 10: Berechnete Drehmomente über der Zeit (links), gemessene maximale Drehmomente über der Zeit (rechts), bei verschiedenen Beölungsvarianten Bild 11: Tragbildabgleich: Tragbild im Versuch (links), Tragbild in der Berechnung (Mitte) und Überlagerung der Tragbilder (rechts), Skala in MPa, Belastung 5 kN, Kolbenkrone unten, Außenseite unten TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 43 Lazzara, Maik (2016): Tribologisches Verhalten der Kolbenbolzenlagerung. Wiesbaden: Springer Fachmedien Wiesbaden. Liebmann, Dennis; Lagemann, Volker; Bargende, Michael (2021): Friction Calculations and Validation Measures on an External Component Test Bench of the Piston Pin Bearing under the Influence of Greater Elastic Deformation Caused by a Hydrostatic Bearing. 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Messung und Berechnung der Drehmomente stimmen durch Umstellen der Beölung am Prüfstand sehr gut überein. Die Laufspuren nach der Messung und die Druckzonen der Berechnung im Belastungsmaximum stimmen überein. An der Unterseite des Lagers kann je nach Beölungsvariante ein gerichteter Schmierstofftransport von der einen zur anderen Lagerseite festgestellt werden. Eine Sichtprüfung am Prüfstand bestätigt den Sachverhalt. An der Oberseite des Lagers hingegen wird das Öl angesaugt und wieder ausgeschoben ohne einen gerichteten Schmierstofftransport auszubilden. Für die Auslegung zukünftiger Kolbennaben sollte auf die bevorzugte Beölungsrichtung geachtet werden. Literatur Ba, Lin; He, Zhen-peng; Liu, Yue-hui; Zhang, Gui-chang (2015): Analysis of piston-pin lubrication considering the effects of structure deformation and cavitation. In: J. Zhejiang Univ. Sci. A 16 (6), S. 443-463. DOI: 10.1631/ jzus.A1400105. Deshpande, Suraj S.; Anumolu, Lakshman; Trujillo, Mario F. 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