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Inhalt Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 1 5 O. Hesse, J. Liefeith, M. Kunert, A. Kapustyan, M. Brykov, V. Efremenko Bainit in Stählen mit hohem Widerstand gegen Abrasivverschleiß 14 S. Weber, C. Busch XPS, ToF-SIMS and tribological studies of the reaction layer of white solid lubricant pastes for preventing frictional wear 19 M. Hauptkorn (†), J. Brenner, A. Grafl Chemisch Nickel-Teflon: Verschleissschutz, Reibwertänderung und Korrosionsschutz in Gaskompressoren 26 N. Borgböhmer, J. Keuntje, J. Kurzynski, C. Krücken, S. Meiß, F. Paland Optimierung von hochbeanspruchten Gleitkontakten durch den Einsatz innovativer Beschichtungs- und Oberflächenkonzepte 35 T. Housel The History and Future of Lubricants in Food Processing 42 M. Müller Bestimmung der Aktivierungsenergie von Fluiden mit Hilfe der Viskositätsmessung 52 M. Möller, S. Mooren, M. Plew Temperature reduction using PD additives 58 G. Patzer, J. Ebrecht Vorstellung eines Prüfkonzepts als Screeningmethode für Getriebeöle auf dem translatorischen Oszillationstribometer (SRV ® ) Aus Wissenschaft und Forschung 2 Veranstaltungen 3 Produktion von Ölen und Fetten 66 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 73 Patentumschau 74 Impressum 75 Schadensanalyse / Schadenskatalog Gleitlager 76 Hinweise für Autoren / Checkliste 77 Handbuch der T+S 3.10.1 Gebrauchtölanalyse 79 Normen Rubriken Aus der Praxis für die Praxis Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Tribologie und Schmierungstechnik 2 16 E 6133 63. Jahrgang www.expertverlag.de Bainit in Stählen mit hohem Widerstand gegen Abrasivverschleiß XPS, ToF-SIMS and tribological studies of the reaction layer of white solid lubricant pastes for preventing frictional wear Chemisch Nickel-Teflon: Verschleissschutz, Reibwertänderung und Korrosionsschutz in Gaskompressoren Optimierung von hochbeanspruchten Gleitkontakten durch innovative Beschichtungs- und Oberflächenkonzepte The History and Future of Lubricants in Food Processing Bestimmung der Aktivierungsenergie von Fluiden mit Hilfe der Viskositätsmessung Temperature reduction using PD additives Prüfkonzept als Screeningmethode für Getriebeöle (SRV ® ) Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology 63. Jahrgang Heft 2 März / April 2016 Kontakte Herausgeber: Prof. Dr.-Ing. Dr.h.c. Wilfried J. Bartz E-Mail: wilfried.bartz@tribo-lubri.de Telefon (07 11) 3 46 48 35 Telefax (07 11) 3 46 48 35 Redaktion: Dr. rer. nat. Erich Santner E-Mail: esantner@arcor.de Telefon (02 28) 9 61 61 36 Abo-Service: Rainer Paulsen E-Mail: paulsen@expertverlag.de Telefon (0 71 59) 92 65-16 Telefax (0 71 59) 92 65-20 (siehe Seite 18 und 74) Grafik: Dr.-Ing. Johannes Wippler Veröffentlichungen Die Autoren wissenschaftlicher Beiträge werden gebeten, ihre Manuskripte direkt an den Herausgeber, Prof. Bartz, zu senden (Checkliste und Formatvorgaben siehe Seite 76). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Prof. Bartz (see page 76 for formatting guidelines). T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung  29.02. - 02.03.16 Ostfildern Synthetische Schmierstoffe für Hochleistungsanwendungen TAE in Zusammenarbeit mit der Gesellschaft für Tribologie (GfT) und der T+S Akademie TAE*  14.03. - 16.03.16 Ostfildern Dichtungen TAE*  11.04. - 13.04.16 Ostfildern Reibungs- und Verschleißminderung durch Festschmierstoffe TAE*  13.04. - 14.04.16 Stuttgart UNITI Mineralöltechnologie-Forum 2016 www.uniti.de  16.04. - 19.04.16 Venedig 28 th ELGI Annual General Meeting www.elgi.org  25.04. - 29.04.16 Brannenburg Expertenwissen für Schmierstoff-Profis www.oildoc.com  09.05. - 11.05.16 Ostfildern Tribologie und Schmierung in Windenergieanlagen TAE*  09.05. - 13.05.16 Brannenburg Maschinenüberwachung durch Ölanalysen www.oildoc.com  11.05. - 12.05.16 Karlsruhe Fortbildungsseminar Tribologie dgm*  15.05. - 19.05.16 Las Vegas, STLE's 71 st Annual Meeting and Exhibition Nevada (USA) Society of Tribologists and Lubrication Engineers www.stle.org  31.05. - 02.06.16 Bochum Technischer Mineralölkaufmann / Technische Mineralölkauffrau (1. Modul) www.uniti.de  02.06.16 Ostfildern Lager im Brücken-, Stahl- und Stahlwasserbau TAE*  09.06. - 10.06.16 Ostfildern Tribometrie TAE*  13.06. - 14.06.16 Ostfildern Wirtschaftliches Zerspanen durch optimale Kühlschmierstoffe TAE*  27.06. - 01.07.16 Ostfildern Grundlagen der Schmierstoffe und ihre Anwendungen TAE* * Anschriften der Veranstalter Deutsche Gesellschaft für Materialkunde e.V. Senckenberganlage 10, 60325 Frankfurt a.M. Tel. (0 69) 7 53 06-7 50, Fax (0 69) 7 53 06-7 33 E-Mail: dgm@dgm.de; www.dgm.de Gesellschaft für Tribologie e.V. Löhergraben 33 - 35, 52064 Aachen Tel. (02 41) 4 00 66 55, Fax (02 41) 4 00 66 54 E-Mail: tribologie@gft-ev.de; www.gft-ev.de Österreichische Tribologische Gesellschaft / Austrian Tribology Society Viktor-Kaplan-Straße 2, 2700 Wiener Neustadt / ÖSTERREICH Tel. (+43) 67 68 45 16 23 00, Fax (+43) 253 30 33 91 00 E-Mail: office@oetg.at; www.oetg.at Technische Akademie Esslingen Weiterbildungszentrum, In den Anlagen 5, 73760 Ostfildern, Tel. (07 11) 3 40 08-0, Fax (07 11) 3 40 08-27, -43; E-Mail: anmeldung@tae.de; www.tae.de DGM GfT ÖTG TAE T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 2 Produktion von Ölen und Fetten Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 3 Produktion von Ölen und Fetten T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 3 Erzeugnis 2014 2015 2014 2015 Motorenöle 21.669 t 23.329 t 17.255 t 19.031 t Getriebeöl Kraftfahrzeuge 3.551 t 3.196 t 2.809 t 2.665 t Getriebeöl Industrie 2.570 t 2.573 t 2.081 t 1.789 t Turbinen-, Kompressorenöle 608 t 564 t 634 t 606 t Maschinenöle 3.272 t 4.069 t 2.660 t 4.398 t Hydrauliköl 9.579 t 10.235 t 8.608 t 7.850 t Öle für die Metallbearbeitung (n. wmb.) 2.504 t 2.173 t 1.625 t 2.504 t Öle für die Metallbearbeitung (wmb.) 1.552 t 1.420 t 1.212 t 2.241 t Weißöle (technische und medizinische) 5.043 t 4.858 t 3.887 t 5.086 t Schmierfette 2.515 t 2.229 t 1.988 t 1.759 t Basisöle 14.363 t 11.702 t 16.984 t 9.552 t Dezember November Über die Inlandsablieferungen von Schmierstoffen macht das Bundesamt für Wirtschaft und Ausfuhrkontrolle (BAFA), 65760 Eschborn / Ts. für die Monate November und Dezember von 2014 und 2015 folgende Angaben: 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500 5.000 5.500 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Motorenöl Getriebeöl Kfz Getriebeöl Industrie 500 750 1.000 1.250 1.500 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Turbinen- und Kompressorenöle 1.000 2.000 3.000 4.000 5.000 6.000 7.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 7.000 9.000 11.000 13.000 15.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Hydrauliköl 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 1.000 1.250 1.500 1.750 2.000 2.250 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Öle f. d. Metallbearbeitung (wmb.) 2.000 3.000 4.000 5.000 6.000 7.000 8.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Weißöle 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 2.000 5.000 8.000 11.000 14.000 17.000 20.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Legende Öle f. d. Metallbearbeitung (n. wmb.) Maschinenöle Basisöle Schmierfette wmb. = wassermischbar n. wmb = nicht wassermischbar Werte 2015 in t Werte 2014 in t Werte 2013 in t 4 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Anzeigen & & Tribologische Untersuchungen Seminar Tribologie ! ! A3)"BC./ )9D)"+)? ? 49; )9& ! ! E)"? ./ =)(F49*)"? 4./ 49; )9& ! ! G,*)"(,=,9,=H? )9& ! ! I)? ./ (./ *49; ? ,9,=H? )9& ! ! 2#"+&49>&J,; )D)"+)? ? 49; )9& ! ! I)9)*: 3,"@)(*&D#9&A3)"BC./ )9& " ! K)(349; &49>&E)"? ./ =)(F& " ! <"(3#? H? *)+)&+(*&-./ +()"49; & " ! -./ ,>)9? ,9,=HL@& " ! M#9*,@*+)./ ,9(@& -*)(93)(? &<",9? $)": )9*"4+&<"(3#=#; ()& ! "#$%&'"%NO9; %&'()*+,"&-./ #""& <)=%P&QRSTU&06V5&T0WV1ST& '()*+,"%-./ #""X? *Y%>)& ! ! ! 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Telefon (0 71 59) 92 65-13 Telefax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail: anzeigen@expertverlag.de Internet: www.expertverlag.de Prof. Dr.-In Einführ und Sch Tribologi 2010, 372 (expert Büc Die Einführu Probleme. S Anwender, s optimalen S die Wahl de Inhalt : Allgemeine Zusammenh Schmierstoff von Maschi Bedingunge versorgung geschmierte ng. Dr. h. c. W ung in die hmierungs e - Schmiers S., 294 Abb., cherei) ISBN ung in die Tribo Sie wendet sic sondern vor alle chmierstoff aus r Werkstoffpaar Fragen der hänge zwische ffe - Theoretisc nenelementen en - Schmierun und -entsorg en Maschinenele Wilfried J. Ba e Tribolog stechnik stoffe - Anw 142 Tab., 66, 978-3-8169-2 ologie und Schm ch daher nicht em auch an Kon szuwählen, sond rung unter tribol Tribologie n Reibung, Ve che Grundlagen - Schmierung g und Schmier gung - Prakt ementen und M rtz ie wendungen 00 €, 109,00 C 2830-0 mierungstechnik nur an Schmie nstrukteure von dern die konstru ogischen Gesic und Schmieru erschleiß und der Schmierun von Maschinen rstoffe in der M tische Schmie aschinen CHF k hilft bei der L erstoff-Herstelle Reibpaarungen uktive Gestaltun chtspunkten vor ungstechnik - Schmierung - ng - Auslegung n - Schmierung Metallbearbeitun erungstechnik Lösung tribologi er und Schmier n, die nicht nur e ng der Reibstelle rzunehmen habe - Grundlegen Grundlagen d g und Schmieru g bei besonder g - Schmiersto - Schäden scher rstoffeinen e und en. de der ng en offan T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 4 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 5 Aus Wissenschaft und Forschung 1 Motivation Niedriglegierte Stähle mit erhöhtem Kohlenstoffgehalt weisen im metastabilen austenitischen Zustand eine sehr hohe Beständigkeit gegen abrasiven Verschleiß auf [1- 5]. Dem praktischen Einsatz dieser Stähle steht derzeit allerdings noch ihre geringe Zähigkeit entgegen. Der Grund für die hohe Verschleißbeständigkeit und die geringe Zähigkeit ist derselbe: Der metastabile Austenit wandelt bei mechanischer Belastung verformungsinduziert in Martensit um. Dieser Martensit ist wegen des hohen Kohlenstoffgehaltes sehr hart. An der Oberfläche des Bauteils bewirkt der harte Martensit eine sehr hohe Abrasivverschleißbeständigkeit. Bildet sich der Martensit im Spannungsfeld eines Risses, so ist er die Ursache für einen sehr spröden Bruchverlauf. Um diesen Konflikt aufzulösen muss einerseits eine ausreichende Menge an metastabilem Austenit im Gefüge verbleiben. Andererseits muss dieser Austenit so im Gefüge angeordnet sein, dass ein spröder Bruch verhindert wird. Eine Lösung für dieses Zielproblem zeigt uns die Natur. Die Schale von Roten Seeohren (Meeresschnecken) be- * Dipl.-Ing. Olaf Hesse, B. Eng. Jens Liefeith, Prof. Dr. Maik Kunert Ernst-Abbe-Hochschule Jena, Fachbereich SciTec, D-07745 Jena M. Sc. Alexej Kapustjan, Prof. Dr. Michael Brykov Nationale Technische Universität Saporischschja, UA-69002 Saporischschja Prof. Vasiliy Efremenko Pryazovskyi State Technical University, UA-87500 Mariupol Bainit in Stählen mit hohem Widerstand gegen Abrasivverschleiß O. Hesse, J. Liefeith, M. Kunert, A. Kapustyan, M. Brykov, V. Efremenko* Eingereicht: 16. 7. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 15. 8. 2015 Zwei metastabil-austenitische Stähle (1,2 Gew.-% C, 2 Gew.-% Si) mit unterschiedlichem Mangangehalt (2,5 bzw. 3,5 Gew.-%) wurden bei 250 °C isotherm ausgelagert und hinsichtlich der Änderung der Phasenzusammensetzung, der mechanischen Eigenschaften und der Verschleißbeständigkeit charakterisiert. Beide Stähle zeigen eine sehr gute Beständigkeit gegen abrasiven Verschleiß, insbesondere im metastabil-austenitischen aber auch im ausgelagerten Zustand. Ungeachtet der geringen Unterschiede in der chemischen Zusammensetzung der Stähle (1 Gew.-% Mn) zeigten sich deutliche Besonderheiten in der Änderung von Phasenzusammensetzung und Eigenschaften während der isothermen Auslagerung. Die Ergebnisse deuten darauf hin, dass niedriglegierte Stähle mit erhöhtem Kohlenstoffgehalt und Mangananteilen im Bereich von 3 Gew.-% durch die gezielte Einstellung einer Phasenzusammensetzung aus Martensit, Bainit und metastabilem Austenit eine einzigartige Kombination von Festigkeit, Plastizität und Abrasivverschleißfestigkeit erreichen können, die so bei üblichen Werkzeugstählen nicht möglich ist. Schlüsselwörter abrasiver Verschleiß, Stahl, Austenit, Bainit, Martensit, Verschleißbeständigkeit Two metastable austenitic steels (1.2 wt.% C, 2 wt.% Si) with different manganese content (2,5 and 3,5 wt.%) were tempered isothermally at 250 °C and were characterized with respect to changes in phase composition, mechanical properties and abrasive wear resistance. Both steels exhibit very good resistance to abrasive wear, especially in the metastable austenitic state but also after tempering. Despite of the small differences in the chemical composition of the steels (1 wt.% Mn) distinct features were revealed for the two steels in the change of phase composition and properties during isothermal aging. The results suggest that high carbon low-alloy steels with manganese content of about 3 wt.% can achieve a unique combination of strength, plasticity and abrasive wear resistance by a specific adjustment of the phase composition of martensite, bainite and metastable austenite which is not possible in conventional tool steels. Keywords abrasive wear, steel, austenite, bainite, martensite, wear resistance Kurzfassung Abstract T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 5 6 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 sitzt eine sehr hohe Bruchzähigkeit, obwohl sie zu 95 % aus Calziumcarbonat, einem an sich sehr spröden Material besteht. Die hohe Zähigkeit resultiert aus dem speziellen Aufbau: Das Calciumcarbonat wird in Form dünner Plättchen (< 1 µm) übereinander gestapelt. Zwischen den dünnen Plättchen finden sich dünne Proteinschichten, die eine Art federnde Klebemasse darstellen und für die hohe Zähigkeit sorgen [6]. Auch in der Technik wird dieses Prinzip angewendet. So lässt sich durch eine geeignete Wahl der geometrischen Verhältnisse die Bruchzähigkeit von Metall-Keramik- Laminaten gezielt verbessern [7]. Ein anderes Beispiel stellen die karbidfreien bainitischen Stähle mit geringem bis mittlerem Kohlenstoffgehalt dar. Diese Stähle weisen nach einer isothermen Auslagerung bei Temperaturen im Bereich von 200-300 °C eine sehr gute Kombination von Festigkeit und Zähigkeit auf [8 -11]. Diese gute Eigenschaftskombination ist Folge eines im Submikrometerbereich strukturierten Gefüges, welches aus sehr dünnen, karbidfreien Ferritplatten und dazwischen eingelagertem, stark an Kohlenstoff übersättigtem und somit sehr stabilem Restaustenit besteht. Der stabilisierte Restaustenit verbessert die Duktilität des Stahls [12,13]. Das Ziel dieser Arbeit besteht darin, Phasenzusammensetzung, Gefüge und Eigenschaften von hochkohlenstoffhaltigen niedriglegierten Stählen mit einem Mangangehalt im Bereich von 3 Gew.-% durch geeignete legierungstechnische und Wärmebehandlungsmaßnahmen zu optimieren. 2 Werkstoffe und experimentelle Vorgehensweise Die chemische Zusammensetzung der im Rahmen der Arbeit untersuchten Stähle ist in Tabelle 1 aufgeführt. Im Vergleich zum 120Mn3 der vorherigen Untersuchung [4] wurde der Mangangehalt um ca. 0,5 Gew.-% erhöht bzw. reduziert und ein Si-Gehalt von 2 Gew.-% hinzugefügt. Die Variation des Mn-Gehaltes dient der Einstellung einer unterschiedlichen Austenitstabilität; die Si-Zugabe verhindert bei Gehalten > 1,5 Gew.-% die Bildung von Karbiden bei der isothermen Bainitisierung [14,15]. Die Stähle wurden induktiv erschmolzen, einer Elektroschlackeumschmelzung unterzogen und in eine Kokille mit 100 mm Durchmesser abgegossen. Anschließend erfolgte ein Freiformschmieden auf 60 x 60 x 1000 mm. Die Schmiedestücke wurden abschließend bei 1000 °C für 12 Stunden homogenisierend geglüht und langsam abgekühlt. Für die Untersuchungen wurden die Proben mit den Abmessungen 15 x 15 x 10 mm jeweils aus dem Inneren der Schmiedestücke mittels Nasstrennschleifen entnommen. Die Versuchsproben wurden bei 1000 °C in normaler Atmosphäre austenitisiert, in Wasser mit einer Temperatur von 20 °C abgeschreckt und isotherm bei 250 °C ausgelagert. Für den Stahl 120Mn2,5Si2 wurden zur Untersuchung der Umwandlungskinetik zusätzlich Proben auch bei 200, 270 und 300 °C bainitisiert. Die hergestellten Proben wurden hinsichtlich Gefüge, Phasenzusammensetzung, mechanischer Eigenschaften und Verschleißbeständigkeit gegen Abrasion charakterisiert. Die Untersuchung des Gefüges erfolgte an mit Nital geätzten Proben lichtmikroskopisch (Zeiss Neophot 32) und mit Hilfe der Rasterelektronenmikroskopie (Zeiss Ultra 55). Die Phasenzusammensetzung wurde röntgendiffraktometrisch (Bruker D8 Discover, Cu-Kα- Strahlung) bestimmt und mit Hilfe des nach der Rietveld-Methode arbeitenden Softwaremoduls TOPAS von Bruker quantifiziert. Die Härten wurden nach Vickers (HV 10, Wolpert DIA Testor) gemessen und die mechanischen Eigenschaften im Dreipunkt-Biegeversuch auf einer Universalprüfmaschine TIRATest 2820 ermittelt (Probengeometrie: 5 x 5 x 50 mm). Die Ermittlung der Verschleißbeständigkeit erfolgte unter Zwei-Körper-Abrasiveinwirkung (Pin-on-Drum, siehe [4] für Details). Mit Hilfe der Verschleißtests wurde eine relative Verschleißbeständigkeit der Materialien ermittelt, wobei „1“ der Abrasionsverschleißbeständigkeit von Reineisen entspricht. Proben des Stahls 120Mn3,5Si2 wurden nach Abschrecken von 1000 °C und 8 Tagen Auslagerung bei 250 °C zusätzlich einer Kältebehandlung bei -80 °C bzw. -196 °C unterzogen, um den Einfluss niedriger Temperaturen auf die Eigenschaften des Materials nach Zwischenstufenumwandlung zu untersuchen. 3 Ergebnisse und Diskussion 3.1 Phasenzusammensetzung und mechanische Eigenschaften im metastabil-austenitischen Zustand Phasenzusammensetzung. Die Proben der Versuchsreihe 120Mn3,5Si2 sind nach dem Abschrecken von 1000 °C in 20 °C kaltem Wasser vollständig austenitisch. Das Aus Wissenschaft und Forschung Tabelle 1: Chemische Zusammensetzung der untersuchten Stähle (Gew.-%) Stahl C Mn Si Cr Cu Ni P S 120Mn3.5Si2 1,29 3,51 2,18 0,18 0,05 0,10 0,044 0,005 120Mn2.5Si2 1,22 2,58 2,03 0,16 0,44 0,06 0,029 0,009 T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 6 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Röntgendiffraktogramm weist neben den Austenitpeaks keine weiteren signifikanten Reflexe auf (Bild 1, untere Kurve). Im Falle der 120Mn2,5Si2-Probe ist neben den Austenitreflexen deutlich auch der (110)-Martensitreflex erkennbar (Bild 1, obere Kurve). Wie die geringe Peakintensität und die lichtmikroskopische Aufnahme der Probe zeigen (Bild 2), ist der Volumenanteil an Abschreckmartensit gering. Eine Rietveld- Analyse des in Bild 1 gezeigten Diffraktogramms der 120Mn2,5Si2-Probe ergab einen Volumenanteil an Martensit von ca. 13 %. Der Unterschied in der Phasenzusammensetzung zwischen den beiden Stählen im Ausgangszustand erklärt sich aus dem um 1 Gew.-% geringeren Mangananteil des 120Mn2,5Si2. Der geringere Mangangehalt bewirkt eine Verringerung der thermodynamischen Stabilität des Austenits und somit eine Erhöhung der Martensitstarttemperatur auf Werte leicht oberhalb von 20 °C. Zur Abschätzung der Martensitstarttemperatur kann das Modell von Koistinen und Marburger verwendet werden [16]. Es stellt den Zusammenhang zwischen martensitisch umgewandeltem Anteil f M und der Unterkühlung unter die Martensitstarttemperatur dar: f M = 1 - exp{-0,011(Ms -Tq)} (1) Der röntgenografisch ermittelte Anteil von 13 % entspricht dabei einer Unterkühlung um ca. 13 K unterhalb Ms, so dass für den 120Mn2,5Si2 eine Martensitstarttemperatur von ca. 33 °C angenommen werden kann. Dieser Wert stellt allerdings nur eine grobe Abschätzung dar, da zum einen der röntgenographisch ermittelte Anteil an Abschreckmartensit mit einem Fehler von ± 2,5 % versehen ist und zum anderen der Einfluss der Austenitkorngröße nicht berücksichtigt wird [17]. Mechanische Eigenschaften. In Bild 3 sind exemplarisch zwei Messkurven der 3-Punkt-Biegeprüfung an den Stählen im abgeschreckten Zustand dargestellt. Im Fall des vollständig austenitischen 120Mn3,5Si2 geht dem Bruch eine sichtbare plastische Verformung voraus. Nach Entstehung des Anrisses im Maximum der Randfaserspannung erfolgt der Rissfortschritt allmählich bei langsamer Entlastung der Prüfmaschine. Der Rissfortschritt wird aber gestoppt, so dass die Probe nach Versuchsende nicht komplett durchgebrochen ist. Im Unterschied dazu bricht die 120Mn2,5Si2-Probe schlagartig und ohne sichtbare plastische Verformung. Der Bruch erfolgt bei einer um ca. ¼ geringeren Randfaserdehnung im Vergleich zum 120Mn3,5Si2. Die starke Diskrepanz zwi- 7 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 1: Röntgendiffraktogramme der Stähle 120Mn2,5Si2 und 120Mn3,5Si2 direkt nach Austenitisierung (1000 °C) und Abschrecken in Wasser (20 °C) Bild 3: Spannungs-Dehnungs-Diagramme von 3- Punkt-Biegeversuchen der Stähle 120Mn2,5Si2 und 120Mn3,5Si2 direkt nach Austenitisierung (1000 °C) und Abschrecken in Wasser (20 °C) Bild 2: Lichtmikroskopische Aufnahme des Gefüges der 120Mn2,5Si2-Probe direkt nach Austenitisierung (1000 °C) und Abschrecken in Wasser (20 °C). Die Abbildung bestätigt das Vorliegen von Abschreckmartensit. T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 7 8 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 schen den beiden Stählen im Biegeversuch kann mit der höheren Stabilität des Austenits beim 120Mn3,5Si2 erklärt werden. Zum einen verhindert die höhere Austenitstabilität des 120Mn3,5Si2 die Bildung von Martensit beim Abschrecken nach der Austenitisierung; es liegt ein rein austenitisches Ausgangsgefüge vor. Zum anderen wirkt die höhere Stabilität des Austenits auch der Entstehung von verformungsinduziertem Martensit bei der Rissbildung und -ausbreitung entgegen. Es zeigt sich: Je höher die Stabilität des Austenits, desto besser ist die Duktilität. Anzumerken ist, dass die relative hohe Randfaserdehnung beim 120Mn3,5Si2 nur dann erreicht werden kann, wenn die Probe frei von Anrissen ist. Das Vorhandensein von Rissen führt zu einer Verschiebung der Messkurven in Richtung des 120Mn2,5Si2. 3.2 Phasenzusammensetzung und mechanische Eigenschaften im bainitisierten Zustand Wie in der Motivation dargestellt, soll in dieser Arbeit das Gefüge der Stähle so eingestellt werden, dass einerseits ausreichend Restaustenit für die Gewährleistung einer hohen Verschleißbeständigkeit vorhanden ist, er andererseits aber nicht zu einem Sprödbruchverhalten führt. Dazu wurden Proben der beiden Stähle nach dem Abschrecken von 1000 °C auf 20 °C isotherm bei 250 °C ausgelagert. Für den Stahl 120Mn2,5Si2 wurden zur Untersuchung der Umwandlungskinetik zusätzlich Proben auch bei 200, 270 und 300 °C bainitisiert. Der Umwandlungsfortschritt wurde durch Härtemessungen, röntgendiffraktometrische Phasenanalyse sowie licht- und elektronenmikroskopische Gefügeanalysen nachgewiesen. Im Folgenden werden die Untersuchungsergebnisse für die Stähle 120Mn2,5Si2 und 120Mn3,5Si2 gegenübergestellt. 120Mn2,5Si2. Bild 4 stellt die Änderung der Härte des Stahls 120Mn2,5Si2 in Abhängigkeit von der Auslagerungszeit bei unterschiedlichen Auslagerungstemperaturen dar. Der Startpunkt entspricht dabei jeweils der Härte des Materials direkt nach Austenitisieren (1000 °C) und Abschrecken in Wasser. Für alle Auslagerungstemperaturen ergeben sich deutliche Härtezunahmen. Zwei Aussagen können getroffen werden: 1. Je höher die Auslagerungstemperatur, desto früher erfolgt der Härteanstieg. 2. Je höher die Auslagerungstemperatur, desto geringer ist die erreichbare Maximalhärte. Vor dem Hintergrund der praktischen Anwendung erscheint eine Auslagerungstemperatur von 250 °C für diesen Stahl optimal zu sein. Einerseits ist die notwendige Auslagerungszeit bis zum Erreichen der Maximalhärte im Vergleich zu 200 °C deutlich geringer (2 vs. 16 Tage) und zum anderen ist der erreichbare Härtewert bei 250 °C nur geringfügig kleiner als bei 200 °C (460 HV10 vs. 480 HV10). Eine weitere Erhöhung der Auslagerungstemperatur auf 270 °C führt zu einem weiteren Verlust an Maximalhärte ohne wesentliche Verringerung der Auslagerungszeit. Bei 300 °C beträgt die Maximalhärte nur noch 350 HV10. Während die Probenserien der 200 °C, 250 °C und 270 °C-Auslagerungen eine ähnliche Ausgangshärte von ca. 260 HV10 aufweisen, ist die Ausgangshärte der 300 °C-Probenserie mit 287 HV10 signifikant höher. Der Grund dafür liegt in der bei dieser Probe etwas geringeren Abschrecktemperatur des Wassers (ca. 10 °C). Die geringere Abschrecktemperatur bedingt einen höheren Martensitanteil im Ausgangsgefüge (22 % vs. 13 % entsprechend Gleichung 1) und so eine höhere Härte. Aus Wissenschaft und Forschung Bild 4: Härteänderungen des Stahls 120Mn2,5Si2 während der Auslagerung bei 200, 250, 270 und 300 °C. Für eine bessere Übersichtlichkeit wurde auf die Darstellung der Standardabweichungen verzichtet und sigmoidale Fitlinien zur Orientierung abgebildet. Bild 5: Gefüge des Stahls 120Mn2,5Si2 nach Abschreckung von 1000 °C und zwei Tagen Auslagerung bei 250 °C. T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 8 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Das Gefüge des 120Mn2,5Si2 nach einer 2-tägigen Auslagerung bei 250 °C ist in Bild 5 dargestellt. Im Gefüge sind neben dem nadeligen Abschreckungsmartensit, erkennbar an der dunkleren Färbung, große Mengen an bainitischem Ferrit zu sehen, welches eine hellgraue Färbung zeigt. Das Röntgendiffraktogramm (Bild 6, obere Kurve) zeigt für diesen Stahl eine Mischung aus Austenit und ferritischer Phase (angelassener Martensit und bainitischer Ferrit). Der Anteil an Restaustenit (helle Bereiche in Bild 5) wurde mittels Rietveld-Analyse bestimmt und beträgt ca. 56 %. Neben den größeren Restaustenitbereichen, die in Bild 5 gut erkennbar sind, liegt Restaustenit in Form sehr dünner und lichtmikroskopisch nicht auflösbarer Schichten zwischen den bainitischen Ferritplatten vor. 120Mn3,5Si2. Der 120Mn3,5Si2 erreicht bei einer Auslagerungstemperatur von 250 °C das Härtemaximum erst nach 4 Tagen, benötigt also die im Vergleich zum 120Mn2,5Si2 doppelte Zeit (siehe Bild 7, untere Kurve). Gleichzeitig ist sowohl die Ausgangshärte (220 HV10 vs. 260 HV10) als auch die erreichte Maximalhärte (300 HV10 vs. 450 HV10) deutlich geringer als beim 120Mn2,5Si2. Der Unterschied in der Ausgangshärte erklärt sich aus der unterschiedlichen Phasenzusammensetzung der Proben nach dem Austenitisieren und Abschrecken. Während der 120Mn3,5Si2 vollständig austenitisch ist (vgl. Bild 1), liegt im 120Mn2,5Si2 ca. 13 % Abschreckmartensit vor, der diesem die höhere Härte im Ausgangszustand verleiht. Die starke Härtezunahme des 120Mn2,5Si2 lässt sich über die Änderung der Phasenzusammensetzung während der Auslagerung erklären. Bild 6 zeigt das Röntgendiffraktogramm einer 120Mn3,5Si2-Probe nach Erreichen des Härtemaximums (Auslagerung bei 250 °C für 8 Tage). Man erkennt, dass im Unterschied zur 120Mn2,5Si2- Probe (250 °C/ 2 Tage) nur ein sehr geringer Anteil an ferritischer Phase (bainitischer Ferrit) vorliegt. Eine Rietveld-Analyse des dargestellten Diffraktogramms ergibt einen Wert von 10 % bainitischem Ferrit. 90 % des Gefüges liegen noch immer im austenitischen Zustand vor. Bild 8 zeigt licht- und rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen einer 120Mn3,5Si-Probe nach 8 Tagen Auslagerung bei 250 °C. Die lichtmikroskopischen Aufnahmen (Bild 8a und b) zeigen eine austenitische Matrix mit homogen verteilten bainitischen Ferritplatten, die Breiten von 0,2 bis 1 µm und Längen von einigen 10 µm aufweisen. Auf den rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen (Bild 8c und d) ist zu erkennen, dass die lichtmikroskopisch erkennbaren Platten eine Feinstruktur aufweisen und aus nahezu parallelen Platten mit Breiten im Bereich von 100 -160 nm aufgebaut sind. Zwischen den fein strukturierten bainitischen Ferritplatten sind allerdings große Restaustenitblöcke mit Durchmessern im Bereich von 2 bis 10 µm zu erkennen. Insgesamt ist die geringere Maximalhärte des 120Mn3,5Si2 9 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 7: Härteänderungen des Stahls 120Mn3,5Si2 während der Auslagerung bei 250 °C. Für eine bessere Übersichtlichkeit wurde auf die Darstellung der Standardabweichungen verzichtet und sigmoidale Fitlinien zur Orientierung abgebildet. Zusätzlich wurde für eine bessere Vergleichbarkeit die entsprechende Kurve (250 °C) des 120Mn2,5Si2 aus Bild 4 nochmals mit dargestellt. Bild 6: Röntgendiffraktogramme der Stähle 120Mn2,5Si2 und 120Mn3,5Si2 nach Austenitisierung und Auslagerung bei 250 °C. Die Auslagerungsdauer betrug für die 120Mn2,5Si2-Probe 2 Tage und für die 120Mn3,5Si2-Probe 8 Tage. T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 9 10 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 auf den im Vergleich zum 120Mn2,5Si2 deutlich geringeren umgewandelten Anteil zurück zu führen. Neben den oben diskutierten Unterschieden in Anfangs- und Maximalhärte zeigen die Daten in Bild 7 auch eine höhere Umwandlungsgeschwindigkeit, d. h. eine kürzere Auslagerungszeit bis zum Erreichen der Maximalhärte beim 120Mn2,5Si2. Drei Gründe können hierfür benannt werden. Erstens: Die Stabilität des Austenits ist beim 120Mn3,5Si2 höher als beim 1202,5Si2. Bei gleicher Auslagerungstemperatur ist demzufolge auch die Triebkraft zur Phasenumwandlung geringer. Zweitens: Der 120Mn3,5Si2 liegt nach dem Abschrecken in einem rein austenitischen Zustand vor, der 120Mn2,5Si2 dagegen enthält ca. 13 % Martensit. Die martensitische Umwandlung beim Abschrecken ist mit einer Volumenausdehnung verbunden. Die dadurch entstehenden Druckspannungen im umgebenden Austenit werden zum Teil durch plastische Verformung und Erhöhung der Versetzungsdichte abgebaut. Ein Teil der durch die Ausdehnung bewirkten Spannungen bleibt aber als elastische Dehnung erhalten. Das elastische Dehnungsfeld um die Martensitplatten überlagert sich mit den elastischen Feldern der (neu geschaffenen) Versetzungen und führt zu einer beschleunigten bainitischen Umwandlung des 120Mn2,5Si2 [18,19]. Drittens: Mangan verlangsamt die Ausdiffusion des Kohlenstoffs aus einer bainitischen Ferritplatte in den umgebenden Austenit (partitioning). In [20] wurde gezeigt, dass bei 325 °C die Zeit zur Ausdiffusion aus einer 0,2 µm dicken Ferritplatte bei einem Stahl mit 0,4 % C und 2 % Mn vier Mal kleiner ist im Vergleich zu einem reinen Kohlenstoffstahl mit 0,4 % C. Es ist daher anzunehmen, dass der um 1 % höhere Mn- Anteil des 120Mn3,5Si2 die Ausdiffusion des Kohlenstoffs im Vergleich zum 120Mn2,5Si2 verlangsamt und somit die Gesamtumwandlungsgeschwindigkeit ebenfalls reduziert. 3.3 Verschleißbeständigkeit gegen abrasiven Verschleiß Der primäre Anwendungsbereich der zu entwickelnden Stähle liegt in Verschleißanwendungen mit stark abrasivem Verschleiß (Landwirtschaftsmaschinen, Bergbau, Spezial-Tiefbau). Eine hohe Verschleißbeständigkeit gegen abrasiven Verschleiß ist daher Grundvoraussetzung. Bild 9 zeigt die Ergebnisse der Pin-on-Drum-Verschleißuntersuchungen. Die Abrasivverschleißbeständigkeit ist für alle untersuchten Behandlungszustände auf einem sehr hohen Niveau, mit Ausnahme des 120Mn3,5Si2 (250 °C/ 8 Tage) signifikant über dem des auf Maximal- Aus Wissenschaft und Forschung Bild 8: Licht- (a,b) und rasterelektronenmikroskopische Gefügeaufnahmen (c,d) des Stahls 120Mn3,5Si2 nach Abschreckung von 1000 °C und 8 Tagen Auslagerung bei 250 °C T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 10 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 härte abgeschreckten Stahls C80. Im austenitisierten Zustand weisen beide Stähle die gleiche Beständigkeit gegen Abrasivverschleiß auf. Nach Auslagerung bis zur Maximalhärte zeigen die Varianten des 120Mn2,5Si2 eine leicht bessere Verschleißbeständigkeit als die des 120Mn3,5Si2. Das ist insofern überraschend, da die hohe abrasive Verschleißbeständigkeit der metastabilen austenitischen Stähle mit der mechanisch induzierten martensitischen Umwandlung der oberflächennahen Bereiche erklärt wird [2]. Der Anteil an umwandlungsfähigem Austenit ist im 120Mn3,5Si2 aber auch nach einer Auslagerung bei 250 °C für 8 Tage deutlich größer als in den ausgelagerten Proben des 120Mn2,5Si2. Der Grund für die höhere Verschleißbeständigkeit der 120Mn2,5Si2- Proben kann möglicherweise durch das Gefüge geklärt werden. Während in den 120Mn2,5Si2-Proben nach der Auslagerung neben einem hohen Restaustenitanteil (ca. 56 % bei 250 °C/ 2 Tage) größere Mengen an feinem Bainit im Gefüge vorliegen, ist der Anteil an Bainit im Fall der 120Mn3,5Si2-Probe auch nach der Auslagerung sehr gering (ca. 10 % bei 250 °C/ 8 Tage). Es ist daher zu erwarten, dass der lokale Kohlenstoffgehalt in den austenitischen Bereichen zwischen den bainitischen Ferritplatten beim 120Mn2,5Si2 höher ist als beim 120Mn3,5Si2. Demzufolge muss der bei der mechanischen Umwandlung der 120Mn2,5Si2-Proben entstehende Martensit härter sein als der beim 120Mn3,5Si2. Diese höhere Härte des Martensits erklärt die höhere Verschleißbeständigkeit des 120Mn2,5Si2 im ausgelagerten Zustand. Ein weiteres Argument ist ein feineres Gefüge bei mehrphasigen Materialien: In [22] wurde durch Kombination von legierungstechnischen Maßnahmen und spezieller Wärmebehandlung duktiles Gusseisen mit bainitischmartensitischem Gefüge hergestellt und hinsichtlich der Verschleißbeständigkeit getestet. Es zeigte sich, dass durch die Einstellung dieser Phasenmischung die Verschleißbeständigkeit erhöht werden konnte. Begründet wird das durch das feinere Gefüge des bainitisch-martensitischen Gusseisens. Durch die martensitische Umwandlung werden die Ausgangskörner in kleinere Bereiche geteilt, so dass die nachfolgende bainitische Umwandlung ein feineres Gefüge erzeugen muss. Sehr gute Verschleißbeständigkeiten für hochkohlenstoffhaltige bainitische Stähle wurden u. a. auch in [11] beschrieben. 3.4 Einfluss einer Tieftemperaturbehandlung Während des Einsatzes von Bauteilen aus metastabil-austenitischem Stahl z. B. im Berg- oder Spezial- Tiefbau ist die Einwirkung niedriger Temperaturen nicht auszuschließen. Um den Einfluss niedriger Temperaturen auf die Eigenschaften zu untersuchen, wurden deshalb Proben des Stahls 120Mn3,5Si2 nach Abschrecken von 1000 °C und 8 Tagen Auslagerung bei 250 °C zusätzlich einer Kältebehandlung bei -80 °C/ 4 Stunden bzw. -196 °C/ 15 Minuten unterzogen. Bild 10 zeigt die Röntgendiffraktogramme der so behandelten Stähle. Beide Diffraktogramme zeigen eine 11 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 9: Relative Abrasivverschleißbeständigkeit (bezogen auf Reineisen) für die Stähle 120Mn2,5Si2 und 120Mn3,5Si2 nach verschiedenen Wärmebehandlungen. Zum Vergleich wurde auch der Wert eines auf Maximalhärte abgeschreckten und nicht angelassenen Stahls mit 0,8 % C dargestellt. Bild 10: Röntgendiffraktogramme des Stahls 120Mn3,5Si2 nach Abschreckung von 1000 °C, Auslagerung bei 250 °C/ 8 Tage und zusätzlicher Kältebehandlung bei -80 °C/ 4h bzw. -196 °C/ 15 Minuten T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 11 12 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Mischung aus austenitischen und ferritischen Peaklagen. Der Volumenanteil der ferritischen Phasen (ferritischer Bainit + Martensit) beträgt nach Rietveld-Analyse ca. 16 % für die bei -80 °C und ca. 18 % für die bei -196 °C behandelte Probe. Nach Auslagerung der Proben bei 250 °C für 8 Tage betrug der Anteil der ferritischen Phase ca. 10%. Zur Charakterisierung des Einflusses der Kältebehandlung auf die mechanischen Eigenschaften wurden Drei-Punkt-Biegeprüfungen durchgeführt. Zur besseren Vergleichbarkeit wurde zusätzlich auch eine Probe nach Auslagerung bei 250 °C für 8 Tage untersucht. Die Spannungs-Dehnungs-Kurven der Messungen sind in Bild 11 dargestellt. Durch die Auslagerung bei 250 °C für 8 Tage wurde die Biegefestigkeit von ca. 1000 MPa (Kurve 1) auf ca. 1550 MPa (Kurve 2) erhöht. Die maximale Randfaserdehnung wird durch die Auslagerung nur unwesentlich verringert. Eine Abkühlung des Materials auf Temperaturen bis etwa -80 °C (Kurve 3) ändert am prinzipiellen mechanischen Verhalten der Proben zunächst wenig: Sowohl Randfaserdehnung als auch Biegefestigkeit werden nur geringfügig verschlechtert. Erst die Abkühlung im Flüssigstickstoff (-196 °C) führt zu einer deutlichen Versprödung des Materials (Kurve 4). Die plastische Verformbarkeit der bei -196 °C kältebehandelten Probe ist aber immer noch messbar höher im Vergleich zur 120Mn2,5Si2-Probe im austenitisierten Zustand (vgl. Bild 3). 5 Zusammenfassung Es wurden Untersuchungen zum Einfluss des Mangangehaltes auf die Umwandlungskinetik und die Eigenschaften von zwei unlegierten Stählen mit erhöhtem Kohlenstoffgehalt und hoher Abrasivverschleißbeständigkeit durchgeführt. Es zeigte sich, dass der um 1 Gew.-% höhere Anteil an Mangan die Stabilität des Austensits im 120Mn3,5Si2 so stark erhöht, dass die Eigenschaften dieses Stahls und des 120Mn2,5Si2 sowohl vor als auch nach einer isothermen Auslagerung bei 250 °C sehr unterschiedlich sind. 1. Nach der Austenitisierung bei 1000 °C und dem Abschrecken in 20 °C kaltem Wasser liegt der 120Mn3,5Si2 vollständig austenitisch vor. Das Gefüge des 120Mn2,5Si2 besteht in diesem Zustand aus Austenit und 13 % Martensit. Aufgrund des Martensitanteiles bricht das 120Mn2,5Si2 beim 3-Punkt-Biegeversuch spröd. Im Fall des 120Mn3,5Si2 erfolgt der Bruch dagegen bei einer deutlich höheren Randfaserdehnung und mit deutlich ausgeprägten plastischen Anteilen. 2. Für den 120Mn2,5Si2 wurde gezeigt, dass eine Auslagerungstemperatur von 250 °C den besten Kompromiss zwischen Umwandlungsgeschwindigkeit und umgewandelten Anteil darstellt. 3. Eine isotherme Auslagerung bei 250 °C führt bei beiden Stählen zu einer teilweisen Umwandlung des Austenits in Bainit, was mit einer Erhöhung der Härte verbunden ist. Beim 120Mn2,5Si2 wird die maximale Härte von ca. 450 HV10 nach 2 Tagen erreicht. Die maximale Härte des 120Mn3,5Si2 stellt sich nach 8 Tagen ein. Sie beträgt wegen des geringeren umgewandelten Anteils von 10 % nur ca. 300 HV10. 4. Die Abrasivverschleißbeständigkeit der untersuchten Stähle ist im austenitisierten Zustand am höchsten. Der Verlust an Verschleißbeständigkeit durch die isotherme Auslagerung ist beim 120Mn3,5Si2 höher als beim 120Mn2,5Si2. 5. Eine Kältebehandlung des 120Mn3,5Si2 bis -80 °C bewirkt keine wesentliche Veränderung von Festigkeit und der Verformbarkeit. Eine deutliche Versprödung tritt erst bei Behandlung in Flüssigstickstoff (-196 °C) auf. 6 Ausblick Perspektivisch erscheinen hochkohlenstoffhaltige, unlegierte Stähle mit Legierungsanteilen von ca. 2 % Si und ca. 3 % Mn für Anwendungen mit hohen Anforderung an die abrasive Verschleißbeständigkeit interessant zu sein. Diese Stähle erreichen durch Abschreckung von 1000 °C und anschließender bainitischer Umwandlung Aus Wissenschaft und Forschung Bild 11: Spannungs-Dehnungs-Diagramme von 3- Punkt-Biegeversuchen des Stahls 120Mn3,5Si2 nach unterschiedlichen Behandlungen (siehe Bild für Zuordnung) T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 12 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 eine einzigartige Kombination von Festigkeit, Plastizität und Abrasivverschleißfestigkeit, die so bei üblichen Werkzeugstählen selbst im abgeschreckten Zustand nicht erreichbar ist. Wenn man berücksichtigt, dass übliche Werkzeugstähle zumindest einer Anlassbehandlung bei niedriger Temperatur unterzogen werden, ist ein noch deutlicherer Vorteil des untersuchten Stahls im Vergleich zu solchen Werkzeugstählen bezüglich der Verschleißfestigkeit zu erwarten. Ein anderer Vorteil der betrachteten metastabil austenitischen Stähle besteht in der einfachen Prozessierbarkeit. Während klassische bainitische Stähle ein aufwändiges Equipment für das Abschrecken der Stähle auf Temperaturen oberhalb der Martensitstarttemperatur und das nachfolgende isotherme Bainitisieren benötigen (z. B. Salzbäder), können die hier vorgestellten Stähle einfach auf Raumtemperatur abgeschreckt (Öl, Wasser) und später bei der gewünschten (niedrigen) Temperatur in einfachen Ofenanlagen ausgelagert werden. In folgenden Untersuchungen soll durch Variation der chemischen Zusammensetzung und/ oder der Abschrecktemperatur gezielt ein bestimmter Anteil an Abschreckmartensit im Gefüge eingestellt werden. Dadurch kann zum einen das Gefüge vor der isothermen Auslagerung verfeinert und strukturiert werden, so dass bei der nachfolgenden isothermen Auslagerung ein noch feinerer Bainit entsteht. Zum anderen beschleunigt der Martensit die bainitische Umwandlung beträchtlich. 7 Literatur [1] Schastlivtsev,V. M, Filippov, M. A.: Роль принципа метастабильности аустенита Богачева-Минца при выборе износостойких материалов. Металловедение и термическая обработка металлов, 1: 6-9, 2005. [2] Koval, A.D., Efremenko, V.G., Brykov, M.N., Andrushchenko, M.I., Kulikovskii, R.A., Efremenko, A.V.: Principles for developing grinding media with increased wear resistance. Part 1. Abrasive Wear Resistance of ironbased alloys. Journal of friction and wear, 33: 39-46, 2012. [3] Koval, A.D., Efremenko, V.G., Brykov, M.N., Andrushchenko, M.I., Kulikovskii, R.A., Efremenko, A.V.: Principles for developing grinding media with increased wear resistance. Part. 2. Optimization of Steel Composition to Suit Conditions of Operation of Grinding Media. Journal of Friction and Wear, 33: 153-159, 2012. [4] Hesse, O., Merker, J., Brykov, M., Efremenko, V.: Zur Festigkeit niedriglegierter Stähle mit erhöhtem Kohlenstoffgehalt gegen abrasiven Verschleiß. Tribologie und Schmierungstechnik, 6: 37-43, 2013. [5] Hesse, O., Kapustyan, A., Brykov, M.: Kinetics of Isothermal Transformation of High-Carbon Low-Alloyed Austenite and Its Microstructure after Such Treatment. The 8 th International Conference on Material Technologies and Modeling MMT, Ariel University, Ariel, Israel. July 28-August 01, 2014. pp. 186-194. [6] Meyers, M. A., Chen, P. Y., Lin, A. Y. M., Seky, Y.: Biological materials: Structure and mechanical properties. Progress in Material Science, 53: 1-206, 2008. [7] Shaw, M.C., Clyne, T.W., Cocks, A.C.F., Fleck, N.A, Pateras, S. K.: Cracking patterns in metal-ceramic laminates: Effects of plasticity. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 44 (5): 801-821, 1996. [8] Bhadeshia, H.K.D.H.: Bainite in Steels. 3 rd Edition, Maney Publishing, 2015. [9] Garcia-Mateo, C., Gabarello, F.G., Bhadeshia, H.K.D.H.: Development of hard bainite. ISIJ International, 43 (8): 1238-1243, 2003. [10] Bhadeshia, H.K.D.H.: Nanostructured bainite. Proc. R. Soc., A466: 3-18, 2010. [11] Sourmail, T., Caballero, F. G., Garcia-Mateo, C., Smanio, V., Ziegler, C., Kuntz, M., Elvira, R., Leiro, A., Vuorinen, E., Teeri, T.: Evaluation of potential of high Si high C steel nanostructured bainite for wear and fatigue applications. Materials Science and Technology, 29 (10): 1166- 1173, 2013. [12] Avishan, B., Yazdani, S., Hossein Nedjad, S.: Toughness variations in nanostructured bainitic steels. Materials Science and Engineering, A548: 106-111, 2012. [13] Caballero, F.G., Chao, J., Cornide, J., García-Mateo, C., Santofimia, M.J., Capdevila, C.: Toughness deterioration in advanced high strength bainitic steels. Materials Science and Engineering, A525 (1-2): 87-95, 2009. [14] Kozeschnik, E., Bhadeshia, H.K.D.H.: Influence of Silicon on Cementite Precipitation in Steels. Materials Science and Technolology, 24 (3): 343-347, 2008. [15] Kuz’min, S.O., Efremenko, V. G., Chabak, Yu. G., Tsvetkova, E. V.: Morphologic features of bainite in high-carbon complex-alloyed steel. Metallofizika i Noveishie Tekhnologii, 35 (9): 1271-1282, 2013. [16] Koistinen, D. P., Marburger, R. E.: A general equation prescribing the extent of the austenite-martensite transformation in pure iron-carbon alloys and plain carbon steels. Acta Metallurgica, 7: 59, 1959. [17] Hong-Seok Yang, Bhadeshia, H.K.D.H.: Austenite grain size and the martensite-start temperature. Scripta Materialia, 60 (7): 493-495, 2009. [18] Speer, J., Matlock, D.K., De Cooman, B.C., Schroth, J.G.: Carbon partitioning into austenite after martensite transformation. Acta Materialia, 51(9): 2611-2622, 2003. [19] Shipway, P.H., Bhadeshia, H.K.D.H.: The effect of small stresses on the kinetics of the bainite transformation. Materials Science and Engineering, A201 (1-2): 143-149, 1995. [20] Mujahid, S.A., Bhadeshia, H.K.D.H.: Partitioning of carbon from supersaturated ferrite plates. Acta Metallurgica et Materialia, 40 (2): 389-396, 1992. [21] Brykov, M.N., Efremenko, V.G., Efremenko, A. V.: Износостойкость сталей и чугунов при абразивном изнашивании: Научное издание. Херсон : Гринь Д.С., 2014. [22] Zhou, R., Jiang, Y., Lu, D., Zhou, R., Li, Z.: Development and characterization of a wear resistant bainite/ martensite ductile iron by combination of alloying and a controlled cooling heat-treatment. Wear, 250 (1-2): 529-534, 2001. 13 Aus Wissenschaft und Forschung T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 13 14 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 1 Introduction Frictional wear is fatigue wear caused by relative oscillating tangential motion of tiny amplitude, between two surfaces in a tribological system [1]. It can occur under severe boundary friction conditions. Frictional wear creates significant damage at the contact faces. An effective way of reducing or preventing frictional wear is by applying the correct type and balance of white solid lubricants, which enables the surfaces to be separated by chemically reacted surface layers. In formulating such lubricants extensive experiments are required to test the formation of the reaction layer and the interactions of the ingredients of the formulation. 2 Lubricants against frictional wear According to the definition in [1] frictional wear occurs under oscillating motion of tiny amplitude. In a ball-onplate-configuration, for example, there is a high proportion of constantly overlapping contact area (see Figure 1). Aus Wissenschaft und Forschung * Simon Weber M. Eng. Prof. Dr.-Ing. Christian Busch Westsächsische Hochschule Zwickau Fakultät Automobil- und Maschinenbau, 08056 Zwickau Figure 1: With decreasing amplitude, the proportion of continuously contacting surface is higher [2] XPS, ToF-SIMS and tribological studies of the reaction layer of white solid lubricant pastes for preventing frictional wear S. Weber, C. Busch* Eingereicht: 6. 7. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 1 .9. 2015 Spezielle reaktive weiße Festschmierstoffe in Pasten bilden Reaktionsschichten, die die Reibpartner effektiv trennen und dadurch Schwingungsverschleiß verhindern können. Es wurde eine Vielzahl an Versuchen durchgeführt, um eine neue Pastengeneration zu entwickeln. Die Kontaktfläche der Kugel-Platte-Tests wurde untersucht und die Reaktionsschicht analysiert. Dadurch ist ein Vergleich der Zusammensetzung der Reaktionsschichten aus konventionellen und neu entwickelten Pasten möglich Schlüsselwörter Schwingungsverschleiß, Reaktionsschicht, Festschmierstoffe, Paste, Oberflächenanalyse Special reactive white solid lubricants in pastes are able to form reaction layers, which can effectively separate the sliding partners and thereby prevent frictional wear. Extensive tests were carried out to develop a new generation of pastes. The contact area of the ball-on-disc-tests are analysed and the reaction layers examined. Therefore a comparison of the composition of the reaction layers from conventional and new pastes was possible. Keywords frictional wear, reaction layer, solid lubricant, paste, surface analysis Kurzfassung Abstract T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 14 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 White reactive solid lubricants have been proven to prevent frictional wear. These include inorganic solids, such as certain hydroxides and phosphates of calcium, iron, manganese and zinc. They are often used in synergistic combination to improve the efficiency. With the aid of carrier media in the form of pastes, greases or suspensions, they are applied to the surfaces. At tribo-mechanical excitation these substances form thin, adherent and separating reaction layers on the surface of the base material as a result of tribochemical reactions. The thickness of the reaction layers is about 50 - 150 nm, so the thickness is greater than the layers of oil-soluble AW or EP additives, which are based on phosphorus, sulfur or zinc. [1] It applies to any tribological test, that experiments on the specific machine element provide the best results. However, the required time and cost for the development of new lubricants are too high. Therefore, model systems must be used, especially the ball on disc geometry is common. The tribological performances of the pastes were tested on an Optimol SRV-IV tester. With adjusting the test parameters it is possible to perform rapid screening tests of many paste formulations [2, 3]. Together with further experiments on other test benches, it was possible to develop marketable solid lubricant pastes [3]. 3 Analysis of the reaction layers In the previous publication new paste formulations were tested for their ability to prevent frictional wear [3]. For the analysis of the reaction layers two of these pastes were chosen (see Table 1). Paste A is a conventional paste and B is a new paste development. For this new paste, only unclassified ingredients were used according to the EU-Regulations in contrast to paste A. Following SRV-test conditions were used for the analysis of the reaction layers: - Stroke: 140 µm - Frequency: 50 Hz - Load: 100 N - Temperature: 50 °C - Test duration: 15 min Several analytical methods have been applied in order to investigate the formation of the reaction layers. Light microscope, X-ray photoelectron spectroscopy (XPS) and Time-of-Flight ion mass spectrometry (ToF-SIMS) were the methods of choice. 3.1 Light microscope The use of the light microscope gives a quick overview of the reaction layers. Here it is possible to see the similarities and differences between the layers, which are important for the further analysis. At every reaction layer a more or less distinct thin transparent layer could be detected, which appears colored due to the interference of the light. In addition, there are always areas of the reaction layers that appear black under the light microscope. Figure 2 illustrates the reaction layers that were formed after the ball on disc experiments on the SRV. In these figures, it is clearly visible the different appearance of the reaction layers of the lubricants. While the formed layers using paste A appear rather dark and slightly colorful, the layers of paste B are mainly iridescent and transparent. 15 Aus Wissenschaft und Forschung Table 1: Overview of the tested pastes Formulation Main component of solid lubricant Paste A Calcium hydroxide Paste B Calcium carbonate Figure 2: Picture of the reaction layer of paste A (left) and paste B (right) 3.2 X-ray photoelectron spectroscopy (XPS) The XPS analysis was conducted in cooperation with the Faculty of Physical Engineering at the University of Applied Sciences Zwickau. For that, after the test runs on the SRV the samples were thoroughly cleaned with hexane and then immediately transferred into the vacuum chamber of the XPS apparatus. This should minimize the changes in the reaction layers. Following a brief cleaning with an ion beam to remove the residues of lubricants and cleaning agent, the actual XPS analysis was started. Table 2: XPS analysis of the reaction layer (in atom percentage) C O P Ca Fe Reference 17 19 0 0 64 Paste A 15 55 2 26 2 Paste B 13 58 6 23 0 T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 15 16 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 The analysis of the uppermost atomic layers of the reaction layers show that they mainly consist of calcium and oxygen compounds (see Table 2). When compared with the results of the reference surface, it is clearly seen that the iron of the base material of the friction pair is hardly present in the uppermost atomic layers of the reaction. Aus Wissenschaft und Forschung On the substrate surface of the 100Cr6 specimen (reference) about 18 % of each of carbon and oxygen atoms were detected. This percentage is due to lubricant residues and other adsorbents that remained on the surface because of the surface roughness despite the ion beam cleaning. The percentage of the calcium in the layers is nearly equal regardless of the tested lubricant. This leads to the conclusion that the calcium compound present in the reaction layer is similar. It could be assumed that a large part of the reaction layer consists of calcium oxide. Calcium carbonate (CaCO 3 ) and calcium hydroxide (Ca(OH) 2 ) cannot be the main components in the reaction layers, because the proportion of carbon and oxygen atoms are too small. The carbon content and a part of the oxygen content could be attributed to the absorbents. Thus, both calcium carbonate and calcium hydroxide can occur only as a small portion next to calcium oxide. 3.3 ToF-SIMS The analysis using time of flight secondary ion mass spectrometry (ToF-SIMS) was carried out at the University of Münster. This method of analysis examines the uppermost atomic layers of a surface. In this process, complex molecules can be detected in addition to elements. In the first step of the analysis surface scans of the reaction layers were performed. The surface was analyzed point by point according to a predetermined grid. Then, for each ion an image can be created with the local incidence. A selection of figures are shown in Table 3. The results are essentially similar to the XPS analysis. Iron is not present in the reaction layer, but instead primarily calcium and oxygen. For paste B the phosphate ions were still detectable as well as a small fraction of carbonate ions, but both were not detected for paste A. In both lubricants, the phosphate compound appears to act as a „starter“ for the formation of the reaction layer, as its ions were detected in both contact surfaces. The ball on disc test arrangement always starts Table 3: Results of ToF-SIMS Paste A Paste B Light microscope Iron ions (Fe + ) Calcium ions (Ca + ) Oxygen ions (O - ) Carbonate ions (CO 3- ) Phosphate ions (PO 3- ) T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 16 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 with larger oscillations, which then quickly adjusts to the nominal value. Hence, the detection of phosphate outside the actual contact area. Apparently, phosphate is the first to react with the surface, and then the formation of the reaction layer begins with calcium oxide. However, there is not enough time for this formation during the brief time with greater stroke. 4 Discussion In order to explain the formation mechanism for the calcium carbonate and calcium hydroxide film, the following path was proposed: The solid lubricant is decomposed to calcium oxide by the high surface pressure and thereby local heating in the surface asperities, then the calcium oxide is deposited as a layer on the substrate surface. For that, the local temperatures must be in the range of 400 °C - 700 °C because at these temperatures calcium hydroxide or calcium carbonate decomposes to calcium oxide (see Figure 3). The formed layer separates the friction partners and prevents the adhesive wear. More lubricant components such as phosphate compounds support the layer formation. The XPS analysis results are shown in Table 4 after the reaction layer of paste B was treated with the chelating agent disodium EDTA. For comparison, the reference measurements and the measurements of the untreated layer are also shown in Table 4. The calcium layer was almost completely removed by the chelating agent, which can be seen in the light microscope images (see Figure 4). The transparent, iridescent regions are no longer visible. The dark regions of the reaction layers remain, which consist mostly of iron and oxygen. This effect occurs with the reaction layers of conventional and new pastes. This indicates that the reaction layer is multi-layered: a layer of iron compounds is formed on top of the base material, which is not homogeneously present throughout the contact surface but is formed randomly and to different degrees (see Figure 2 and Figure 4 for comparison). 17 Aus Wissenschaft und Forschung Table 4: XPS analysis of the reaction layer to determine the effect of disodium EDTA (in atom percentage) C O P Ca Fe Reference 17 19 0 0 64 Paste B 13 58 6 23 0 Paste B + 31 26 1 2 40 disodium EDTA Figure 3: Thermogravimetric analysis of calcium hydroxide and calcium carbonate Figure 4: Pictures of the reaction layers before (left) and after (right) the treatment with disodium EDTA Figure 5: Schematic diagram of possible structure of the reaction layer T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 17 18 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Above that is the calcium oxide transparent layer covering the base material and the formed iron layer. This structure is found for the reaction layer of the conventional paste as well as of the new developed paste. 5 Conclusion Within the research project it was shown that the white solid lubricants form a reaction layer that effectively separates the friction partners and thus can prevent frictional wear. The composition of the reaction layers were examined and it was made an assumption of the structure of these layers. 6 Acknowledgement The authors gratefully acknowledge funding by the German Ministry for Economic Affairs and Energy within the Central Innovation Program SME (Zentrales Innovationsprogramm Mittelstand - ZIM) under grant number KF2341607MF2. 7 Literature [1] Mang, T.: Encyclopedia of Lubricants and Lubrication. 2014, Springer, Heidelberg [2] Junghans, R., Neukirchner, J., Schneider, R.: Bedeutung der Testbedingungen für die Prüfung von Spezialschmierstoffen zur Verhinderung von Schwingungsverschleiß. 14 th International Colloquium Tribology, 13.-15.01.2004, TA Esslingen, Ostfildern [3] Weber, S., Busch, C.: Bedeutung der Testbedingungen für die Entwicklung von Hochleistungsschmierstoffen zur Verhinderung von Schwingungsverschleiß mittels des SRV ® -Prüfstandes nach DIN 51834. Tribologie und Schmierungstechnik, 2015, 62. Jg., Nr. 3 Aus Wissenschaft und Forschung Bestellcoupon Tribologie und Schmierungstechnik „Richtungsweisende Informationen aus Forschung und Entwicklung“ Getriebeschmierung - Motorenschmierung - Schmierfette und Schmierstoffe - Kühlschmierstoffe - Schmierung in der Umformtechnik - Tribologisches Verhalten von Werkstoffen - Minimalmengenschmierung - Gebrauchtölanalyse - Mikro- und Nanotribologie - Ökologische Aspekte der Schmierstoffe - Tribologische Prüfverfahren Bestellcoupon Ich möchte Tribologie und Schmierungstechnik näher kennen lernen. Bitte liefern Sie mir ein Probeabonnement (2 Ausgaben), zum Vorzugspreis von 7 39,-. So kann ich die Zeitschrift in Ruhe prüfen. Wenn Sie dann nichts von mir hören, möchte ich Tribologie und Schmierungstechnik weiter beziehen. Zum jährlichen Abo-Preis incl. Versand von 7 189,- Inland (incl. MwSt.) bzw. 7 198,- Ausland. (In der EU bei fehlender UID-Nr. zzgl. MwSt.). Die Rechnungsstellung erfolgt dann jährlich. Das Jahresabonnement ist für ein Jahr gültig; die Kündigungsfrist beträgt sechs Wochen zum Jahresende. Firma, Abteilung Straße, Nr. Name, Vorname PLZ, Ort Ort/ Datum, Unterschrift: (ggf. Firmenstempel) Coupon an: expert verlag, Abonnenten-Service, Postfach 2020, 71268 Renningen oder per Fax an: (0 71 59) 92 65-20 T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 18 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 1 Einleitung 1.1 Grundsätzliches Die Funktionalität von Kompressoren zur Gasverdichtung ist neben konstruktiver Auslegung und Materialauswahl massiv von den verwendeten Materialien der einzelnen Komponenten abhängig. 1.2 Leobersdorfer Maschinenfabrik Die Leobersdorfer Maschinenfabrik GmbH ist der führende österreichische Hersteller von Hochdruck-Kolbenverdichter-Systemen, welche im Stammhaus in Leobersdorf entwickelt und produziert werden. LMF-Kolbenkompressoren arbeiten im Druckbereich von 20 bis 700 bar und sind speziell für die Verdichtung von Luft, Erdgas sowie jegliche Art von industriellen und technischen Gasen (Prozessgasen) ausgelegt. Die LMF entwickelt innovative und speziell auf Kundenanforderungen zugeschnittene Produkte. LMF exportiert weltweit mehr als 95 % der Produkte für eine Reihe von Anwendungsbereichen, u.a. für die Produktion und den Transport in der Öl- und Gasindustrie, der Chemie-, Petrochemie- und Kunststoff-Industrie und 19 Aus Wissenschaft und Forschung * Martin Hauptkorn ( † ) Leobersdorfer Maschinenfabrik GmbH & Co. KG (LMF) 2544 Leobersdorf, Österreich Josef Brenner Dipl-Ing. Alexander Grafl AC 2 T research GmbH 2700 Wiener Neustadt, Österreich Chemisch Nickel-Teflon: Verschleissschutz, Reibwertänderung und Korrosionsschutz in Gaskompressoren M. Hauptkorn (†), J. Brenner, A. Grafl* Eingereicht: 17. 7. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 29. 8. 2015 Optimierte Materialauswahl am Kontakt Zylinderlauffläche gegen Kolbenringe erlaubt die Steigerung der Laufzeiten, Erhöhung der Betriebssicherheit und Reduktion der Betriebskosten von Kolbenkompressoren. Da die Verdichtung spezieller oder reiner Gase nicht geschmierte Zylindergruppen erfordert, kann hier durch Beschichtungen der Laufflächen der Verschleißschutz erhöht und die Reibung gesenkt werden. In dieser Arbeit werden die Vorteile von chemisch (stromlos) Nickel-Teflon Schichten an Modellbauteilen ermittelt. Die Verschleißfestigkeit dieser Schichten zeigte sich als gleichwertig oder besser als die typischer Stahloberflächen. Erhöhte Rauheit der Laufflächen begünstigt die Entstehung der Transferschicht der polymeren Kolbenringe und senkt dadurch die Reibzahl. Zusätzliche Ni-P Beschichtung begünstigt das Einlaufverhalten. In geschmierten Kolbenkompressoren ist das Reibverhalten durch das Öl bestimmt, hier zeigte sich durch Beschichtung keine Verbesserung. Schlüsselwörter Kolbenverdichter, Zylinderschmierung, chemisch Nickel, Ni-P-Beschichtung, Reibungssenkung In piston compressors, optimized material selection for the contact cylinder surface against piston rings allows increased operation times and reduction of operating costs. Dealing with special or highly pure gases requires a compression chamber without oil lubrication. Here, coatings are intended to reduce wear and friction. This work tries to elaborate advantages of electroless Ni-P-coatings on model contacts. The wear resistance of these coatings shows to be comparable or better than typical steel surfaces. Enhanced roughness of contact surface enhances the formation of transfer layers of the polymeric piston rings, thereby reducing friction. Additional applied Ni-P-coatings improve the run-in behaviour. In lubricated contacts no beneficial effects could be found. Keywords piston compressor, cylinder lubrication, electroless nickel, Ni Pcoating, friction reduction, coatings Kurzfassung Abstract T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 19 20 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 viele mehr. Mit über 60 Jahren Erfahrung im Kompressorenbau bietet LMF ihren Kunden Entwicklung, Konstruktion, Erzeugung, Anlagentests unter Volllast, Installation und Service aus einer Hand. 1.3 Übersicht über Bautypen Prozessgas-Kompressoren (gemäß API 618) Diese Baureihe ist modular aufgebaut, mit Hüben von 90, 120, 150, 180, 250 und 360 mm. Ein bis drei Zylinder sind entweder vertikal (in Reihe), ein bis sechs Zylinder horizontal (Boxeranordnung) oder in V-Anordnung ausgerichtet. Enddrücke von bis zu 250 bar bei ungeschmierten Zylindern oder 700 bar bei geschmierten Zylindern sind möglich. Leistungen zwischen 65 kW (Modell 90) und 1.035 kW (Modell 360) je Zylinder ermöglichen eine Gesamtleistung von bis zu 6.200 kW. Mobile Anlagen für den Einsatz onshore und offshore Mit über 30-jähriger Erfahrung im Bau mobiler Kompressoranlagen für die Öl- und Gasindustrie ist LMF einer der weltweit führenden Anbieter in diesem Marktsegment. Unsere 650 im Einsatz befindlichen Anlagen beweisen täglich ihre Zuverlässigkeit unter schwierigsten Arbeitsbedingungen auch als Kombivarianten Schrauben- und Kolbenverdichter für International führende Betreiber sowohl im Onshore-Bereich als auch im Offshore-Bereich. LMF Erdgas- und Biomethan-Kompressoren sowie schlüsselfertige CNG / CBG - Tankstellen Das LMF-Fertigungsprogramm für CNG-Kompressor Stationen deckt in modularer Bauweise alle marktüblichen Leistungserfordernisse ab: ► Kompressoren im Standard-Saugdruckbereich von 1-50 bar (bis 100 bar auf Anfrage). ► Kompressor-Antriebsleistungen gestaffelt von 30-600 KW. ► Kompressorliefermengen von 80-7.000 Nm 3 / h. Als Neuentwicklung hat LMF vor zwei Jahren eine leckagefreie Kompressor Serie für CNG/ CBG Tankstellen der Type BS 302 D auf den Markt gebracht. Hierbei handelt es sich um eine Verbesserung gegenüber der Vorgängeranlage in dem Bereich der Leckage gegenüber Atmosphäre. Industrielle Applikationen Das Geschäftsfeld „Industrielle Kompressor Systeme“ beschäftigt sich hauptsächlich mit luftgekühlten Hochdruckkompressoren für die Verdichtung von Luft und technischen Gasen. Diese Verdichter werden in Übereinstimmung mit internationalen Standards entwickelt und gefertigt. Der LMF-Kompressor-Baukasten ermöglicht die optimale Lösung für jede spezifische Anwendung - diese sowohl in technischer als auch kommerzieller Hinsicht. Ölfreie Ecopet-Kompressoren Verfügbar sind Kompressoranlagen in V-Anordnung mit Enddrücken bis zu 40 bar in einem Leistungsbereich von bis zu 500 kW. Diese Kompressoren werden größtenteils in der PET-Flaschenproduktion eingesetzt. 1.4 Umfang der aktuellen Forschungsvorhaben Das Ziel der Forschung ist die Weiterentwicklung von Kompressoren und zur Verlängerung deren Laufzeiten, Erhöhung der Betriebssicherheit und Reduktion der Betriebskosten. Die Tribologie deckt hier viele notwendige Fachkompetenzen ab, um die gestellten Aufgaben in einem umfassenden Ansatz erfüllen zu können. 2 Anforderungen an Bauteile und Materialen 2.1 Definition von Anwendungen der Materialien Die beiden Kompressorentypen Kolben- und Schraubenverdichter definieren grundsätzlich zwei verschiedene Anwendungsfelder. Innerhalb dieser kommen je nach Einsatzgebiet unterschiedliche Materialien und Betriebsbedingungen zur Anwendung. Kolbenverdichter sind mehrstufig, wobei in deren Verdichterraum der Kolben - in Abhängigkeit des zu verdichtenden Gases - geschmiert sowie ungeschmiert ausgeführt ist. Bei geschmierten Systemen werden die Öle der Viskositätsklassen VG 100 und VG 150 verwendet. Eine Reduktion der Schmierrate ist hier notwendig, denn die Abscheidung des zugeführten Schmierstoffs ist nicht immer unproblematisch durchzuführen. Dies zu erreichen gibt es unterschiedliche Verfahren. Chemisch Nickel beschichtete Oberflächen mit PTFE Einlagerungen (kurz: chem. Ni-Teflon) sind derzeit im Fokus der Forschung um diese Ziele zu erreichen. Schraubenverdichter oder Vorverdichter sind derzeit kein Thema für eine entsprechende Ni-Teflon Beschichtung im Verdichterraum. Hier werden durchwegs die Öle der Viskositätsklasse ISO VG 68 weiterhin als Schmierstoff verwendet. Konstruktionsbedingt wird das verdichtete Gas ja in weiterer Folge von Kolbenverdichtern höher verdichtet wobei entsprechende Filterelemente vorgeschaltet sind. 2.2 Kriterien der chem. Ni-Teflon Oberflächen Aus den Ansprüchen konnten folgende Kriterien für die Oberflächen definiert werden: Aus Wissenschaft und Forschung T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 20 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 ► Reduzierung der Schmierrate ► Verbesserung des Verschleißschutzes ► Verbesserung des Reibwertes im Verdichterraum ► Korrosionsschutz bei korrosiven Gasmedien ► Gleichmäßige Beschichtung an allen relevanten Stellen des Zylinders und des Verdichterraumes ► Durch Tempern der chem. Ni-Schicht Erreichen eines höheren Härtegrades an der Oberfläche 2.3 Kriterien zur Auswahl von Anforderungen an die Ni-Teflon Oberfläche ► Genaue Kenntnisse der Materialien, die für den chem. Ni-Prozess vorgesehen sind ► Anforderungskriterien die an das Verfahren gestellt werden: • Vorgaben der Schichtstärken, zum Beispiel Korrosionsschutz, Verschleißschutz oder Oberflächenhärte. • Vorgaben der Nachbehandlung wie z. B. Härte der Oberfläche welche durch Tempern zu erreichen ist. • Gleichmäßige Schichtdicken - Verteilung über das gesamte Werkstück ► Anforderungskriterien die an die Beschichtung gestellt werden: • Temperaturbeständigkeit bei üblichen Temperaturen im Verdichterraum • Chemische Beständigkeit gegen Schmierstoffe, Fördermedien und ggf. Kontaminationen • Mechanische Belastbarkeit • Gleiteigenschaften • Hohe Betriebssicherheit und Standzeit ► Verlängerung der Serviceintervalle 3 Beschichtungsprozess 3.1 Verfahrensbeschreibungen von chem. Nickel ► Funktionelle Beschichtung ► Legierungsabscheidung von Nickel und Phosphor ► Legierungsanteile von 1 - 14 % Phosphor ► Sehr breites Spektrum definierter Sicherheitseigenschaften ► Planparallele Abscheidung ► Mitabscheidung von Feststoffen möglich (PTFE) 3.2 Vorbehandlung der Oberflächen Die Oberflächen müssen nach der mechanischen Oberflächenbearbeitung, z. B. Schleifen, Polieren, Strahlen, Entzundern, Rollieren oder Honen, entsprechend mechanisch gereinigt sein. Die chemische Vorbehandlung erfolgt immer im Vorfeld der chem. Ni Abscheidung in der Anlage vor dem eigentlichen chem. Ni Bad. Je nach Verfahren sind diese Schritte Beizen, Spülen, Entfetten, Spülen und Aktivieren. 3.3 Abscheidung Die Abscheidung von chem. Ni-Schichten erfolgt im sogenannten stromlosen Verfahren. Dieses basiert wiederum auf dem Reduktionsverfahren mit Natriumhypophosphit als Reduktionsmittel. Es entsteht eine katalytische Oberfläche, die gegenüber einer elektrolytischen Metallabscheidung beliebige Schichtdicken erlaubt. Die daraus resultierenden physikalischen Eigenschaften z. B. des Verfahren der Fa. Enthone - Enplate Ni 380 Plus sind wie folgt [1]: Nickelgehalt 79 - 87 Gew. % Phosphorgehalt 7 - 9 Gew. % PTFE Polytetrafluoräthylen 4 - 7 Gew. % Dichte 6,3 - 7,1 g/ cm 3 Wärmebelastung max. 280 °C PTFE - Zersetzung ab 340 °C Reibungskoeffizient ASTM D-2714 [2] Trocken < 0,2 Nass < 0,1 Oberflächenrauheit, Ra < 0,5 µm Härte (Mischhärte) Vickers Härte HV Im Abscheidezustand 300 - 500 HV Wärmebehandlung, 4 h bei 260 °C 400 - 450 HV 3.4 Nachbehandlung - Tempern Tempern von hochfesten Stählen nach der galvanischen Abscheidung ist grundsätzlich zu empfehlen, denn durch die Vorbehandlung wie Entfetten oder Beizen wird aus den Prozess-Bädern immer atomarer Wasserstoff abgeschieden, der in die Stahloberfläche eindiffundiert. Im Stahl wandert der atomare Wasserstoff zu Zonen mit hoher Zugspannung an denen er sich anreichert und somit den Materialverbund dadurch schwächt bis zur Entstehung von Mikrorissen. Die dadurch entstandenen Rissspitzen führen zu einer Weiterführung des Risses im Material, das bis zur Belastbarkeitsgrenze hält, jedoch durch die verminderte Tragfähigkeit kommt es bei einer entsprechenden Belastung des Restquerschnittes zu einer Bruchbildung des Materiales, das sich in der Oberfläche des Bruches als Bild eines Sprödbruch darstellt. Im chem. Ni Anwendungsbereich ist die Zielsetzung des Temperns jedoch anders gelagert. 21 Aus Wissenschaft und Forschung T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 21 22 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Grundsätzlich sind 2 Arten der Wärmebehandlung nach dem chem. Ni-Verfahren zu unterscheiden: 1. Haftungstempern Haftungstempern dient zur Verbesserung der Haftung der chem. Ni Schicht auf den unterschiedlichen Grundmaterialien und erfolgt vorwiegend in den niedrigen Temperaturbereichen wie 120 -220 °C. Diese Anwendung dient vorwiegend zur Qualitätssicherung der abgeschiedenen Schichten. Der dabei zu wählende Temperaturbereich ist jedoch abhängig vom Grundmaterial, das je nach Auslegung und Konstruktion unterschiedlich sein kann. 2. Härtesteigerung der abgeschiedenen Oberflächen durch Tempern Wie bereits in der Verfahrensanleitung beschrieben, lässt sich die Oberfläche von chem. Ni-Verfahren durch das Tempern in der Härte verändern. Daher auch die Angaben der Härte in HV abgeschieden ohne Tempern oder getempert. Der Temperaturbereich liegt jedoch wesentlich höher als beim Haftungstempern, dieser kann je nach Verfahren also Nieder - Mittel- oder Hochphosphor jedoch auch bei Ni-Teflon Schichten bis zu 260 °C betragen wobei es die zusätzliche Möglichkeit der inerten oder oxydativen Atmosphäre während es Tempervorganges im Temperofen gibt. Die dabei veränderte Oberflächenhärte lässt sich dabei je nach Schichtstärke und Temperatur erzielen. 4 Versuche und Ergebnisse 4.1 Charakterisierung der Beschichtungen Die in Bild 1 dargestellten Querschnittbilder im Elektronenmikroskop zeigen den typischen Schichtaufbau der chem. Ni-Teflon Schichten. Im ersten Schritt wird eine relativ dicke Schicht aus chem. Ni-Phosphor abgeschieden. In einem folgenden Schritt wird über diese eine Ni-P Schicht mit dispergierten PTFE-Partikeln abgeschieden. Eine möglichst homogene Verteilung der Partikel ist generell für die Eigenschaften der Beschichtung vorteilhaft. 4.2 Bewertung von Reibung und Verschleiß 4.2.1 Versuchsaufbau Zur Bewertung der Schichten wurden zwei unterschiedliche Testprinzipien angewandt. Einerseits wurden Versuche mit dem Schwing - Reib - Verschleiß (SRV) Tribometer durchgeführt [3]. Hier wurde eine Kontaktpaarung Wälzlagerstahl (AISI 52100, Kugel) gegen die jeweilige Schicht (abgeschieden ebenfalls auf AISI 52100, Platte) gewählt. Die Versuchsbedingungen sowie ein schematischer Aufbau sind in Bild 2 dargestellt. Andererseits wurden Versuche mit einem Zylinder (Stahl oder beschichtet) gegen Kolbenring (Polymer-Compound, Grundwerkstoff PEEK) Paarung mittels eines linear oszillierend Tribometers (Transversal Oszillierenden Testgerät - TOG), Aufbau und Bedingungen siehe ebenfalls Bild 2, durchgeführt. 4.2.2 Verschleißfestigkeit und Reibung im Stahl/ chem. Ni Kontakt Ein Screening verschiedener Beschichtungstechnologien und Parameter im Tribokontakt gegen Stahl wurde mit zwei Beschichtungsserien durchgeführt [3]. Aus Wissenschaft und Forschung 7 2 0 µ m 2 µ m Bild 1: REM einer Diffusionsschicht im Querschliff. Im Detail der Deckschicht (rechts) ist die homogenen Verteilung der PTFE Partikel ersichtlich Bild 2: Prinzipbilder der gewählten Versuchsgeometrien und die Unterschiede der Versuchsparameter; links: SRV; rechts: TOG (oben: Seitenansicht; unten: Draufsicht) T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 22 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Die erste Serie besteht aus NiP Schichten mit unterschiedlichem Phosphorgehalt vor und nach einem Wärmebehandlungsschritt im Vergleich zu Hartchrom. Die hier erzielten Ergebnisse erlauben die weitere Selektion von Beschichtungen für die Dispersionsschichten (zweite Serie), in der neben unterschiedlichen Ausgangsmaterialien auch Parameter des Beschichtungsprozesses variiert wurden. Die in Bild 3 (Anm.: Die Balken indizieren im stabilen Reibzahlbereich nach dem Einlauf den dokumentierten Maximalwert und Minimalwert der jeweiligen Reibzahlkurve, ihr Betrag ist eine Maßzahl für die Stabilität der Reibzahlkurven.) dargestellten Reibzahlen zeigen keine Reibwertsenkung durch die chem. Ni-Schichten im Vergleich zu Hartchrom, jedoch wird die Reibwertkurve deutlich stabiler (erkennbar an den kleineren Streuungsbalken). In der zweiten Serie wurden unterschiedliche NiP mit PTFE Diffusionsschichten erfasst. Systematisch wurden Parameter aus der galvanischen Abscheidung und der Wärmebehandlung erfasst. Die Einbindung von PTFE in die Schicht bedingt eine deutliche Reibzahlverminderung im Vergleich zu den reinen NiP Schichten. Bis auf einen Ausreißer, der auf einen Wärmebehandlungsfehler zurückzuführen ist, liegen die Reibzahlen auf vergleichbarem Niveau. Aus Bild 4 lässt sich ein deutlicher Effekt auf die Verschleißfestigkeit aufzeigen. Die Dispersionsschicht 4 mit und ohne Wärmebehandlung weist die besten Werte auf. In Bild 4 werden die Verschleißkennwerte und die Reibzahl der Versuche dargestellt. Dieses Mapping visualisiert die tribologische Bewertung der untersuchten Schichten. Es wird schnell erkenntlich, dass ausgewählte chem. Ni-Schichten durchaus vergleichbare Verschleißfestigkeit wie z. B. Hartchrom zeigen, wobei einerseits ein deutlich 23 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 3: Gemittelte Reibzahlen der SRV-Versuche gegen Stahl, trocken Bild 4: Darstellung Reibzahl und Verschleiß der Versuchsmuster aus den SRV Versuchen 9 0 10 20 30 0.175 0.375 0.575 0.775 0.975 Mean friction coefficient (-) Mean wear depth (µm) Disp. Schicht 1 Disp. Schicht 1 wb Disp. Schicht 2 0 MTO Disp. Schicht 2 0MTO wb Disp. Schicht 2 - 3 MTO Disp. Schicht 2 - 3 MTO wb Disp. Schicht 3 - 0.4 MTO Disp. Schicht 3 - 0.4 MTO wb Disp. Schicht 3 - 2.7 MTO Disp. Schicht 3 - 2.7 MTO wb Disp. Schicht 4 Disp. Schicht 4 wb Disp. Schicht 5 Disp. Schicht 5 wb 9 0 10 20 30 40 0.175 0.375 0.575 0.775 0.975 Mean friction coefficient (-) Mean wear depth (µm) NiP-Schicht 1 NiP-Schicht 1 wb NiP-Schicht 2 NiP-Schicht 2 wb NiP-Schicht 3 NiP-Schicht 3 wb Hartchrom T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 23 24 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 stabiler Reibzahlverlauf erzielt sowie auch die Reibung generell reduziert werden kann. 4.2.3 Reibungsermittlung bei Realteilversuchen (Paarung Polymer/ Zylinderoberfläche) Die Reibzahlermittlung anhand der Realteilversuche zeigte rasch, vor allem bei ungeschmierten Versuchsbedingungen, dass die Rauheit der Zylinderoberfläche deutlichen Einfleiß auf das Reibverhalten hat. Da beim chem. Ni-Beschichtungsprozess die Grundrauheit des Substrates im Groben erhalten bleibt, konnten Zylinderoberflächen mit unterschiedlicher Rauheit einfach durch mechanisches Bearbeiten hergestellt werden. In Bild 5 sind zwei für die Versuche verwendete Zylinderoberflächen dargestellt. Der aufgebrachte Kreuzschliff mit unterschiedlicher Tiefe resultiert in Rauheitswerten Ra von 0,1 µm und 0,3 µm. Die Verwendung dieser Oberflächen im ölgeschmierten Kontakt zeigt keinen signifikanten Einfluss auf die Reibung (siehe Bild 6). Im ungeschmierten Kontakt hingegen (siehe Bild 7) ist deutlich die langfristige Reibungsreduktion durch die erhöhte Rauheit erkennbar. Aus Wissenschaft und Forschung Bild 6: Reibzahlverlauf der TOG Versuche im geschmierten Fall Bild 7: Reibzahlverlauf der TOG Versuche bei 140 N mit visuellem Bild der Verschleißspur (Polymerübertrag, Transferschicht) im ungeschmierten Fall Ra ~ 0.1 Ra ~ 0.1 Ra ~ 0.3 Ra ~ 0.3 Bild 5: 3D Darstellung der Zylinderoberfläche; links: Ra ~0,1; rechts: Ra ~ 0,3 T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 24 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Der Einfluss von sowohl Rauheit als auch Beschichtung auf das Reibverhalten ist aus Bild 8 ersichtlich. Erhöhte Rauheit bewirkt langfristig Reibzahlsenkung durch Einlagerung von Polymermaterial am Gegenkörper. Die Ni- P Beschichtung zeigt vergleichbare Reibzahlen im Niveau, jedoch unterschiedliches Einlaufverhalten. 5 Zusammenfassung Chemisch Ni-P-Teflon Schichten können in Gaskompressoren zur Zylinderwandbeschichtung eingesetzt werden. Die Verschleißfestigkeit dieser Schichten kann als gleichwertig oder besser als typische Stahloberflächen angesehen werden. Die chemische Natur der Schichten bringt verbesserte Korrosionsbeständigkeit im Vergleich zu Stahloberflächen mit sich. In geschmierten Kolbenkompressoren ist das Reibverhalten gegenüber den Polymerkolbenringen durch das verwendete Öl bestimmt, hier werden durch Ni-P-Teflon keine Verbesserungen erzielt. In ungeschmierten Anlagen wird die Reibung stark von der Oberflächenrauheit beeinflusst. Hier können Ni-P-Teflon-Beschichtungen zu einem stabilen Reibwertverlauf über Lebensdauer beitragen, wenngleich das Niveau der Reibung nicht deutlich gesenkt werden kann. Danksagung Teile dieser Arbeit wurden aus dem österreichischen CO- MET-Programm (Projekt K2 XTribology, Nr. 824187 und 849109) gefördert und sind im „Exzellenzzentrum für Tribologie“ entstanden. Literatur [1] Enthone Polyclad Technologies [2] ASTM D-2714 [3] Lebersorger T.: Tribologische Charakterisierung von selbstschmierenden Schichten, Diplomarbeit, FH Wr. Neustadt, Wr. Neustadt (A), 2005. 25 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 8: Direkter Vergleich der Reibkurven am TOG bei 140 N. Ra ~ 0,2 µm wurde an einer Probe mit NiP- Schicht ermittelt Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Anzeige T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 25 26 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 1 Problemstellung - Ziel Im Gegensatz zu Tribosystemen, die im Gebiet der Flüssigkeitsreibung arbeiten, besteht bei den zunehmend an Bedeutung gewinnenden Anwendungen im Grenzreibungsgebiet wie z. B. fettgeschmierte Maschinenelemente in Windkraftanlagen, der Aufbereitungstechnik oder der Stahlindustrie hinsichtlich einer optimalen Gestaltung und Dimensionierung ein Wissensdefizit. Das Grenzreibungsgebiet ist häufig durch geringe Gleitwege, niedrige Geschwindigkeiten und instationäre Belastungen gekennzeichnet. Für den störungsfreien Betrieb Aus Wissenschaft und Forschung * Nicole Borgböhmer, CARL BECHEM GMBH, Entwicklung Gleitlacke, 58089 Hagen Dr. Jochen Kurzynski, VDEh-Betriebsforschungsinstitut GmbH, Abt. Prozesstechnik Umform- und Veredelungsanlagen, 40237 Düsseldorf Jörg Keuntje, ThyssenKrupp Steel Europe AG, Technische Dienstleistungen & Energie - Anlagentechnik - Tribotechnik, 47166 Duisburg Christoph Krücken, Eich Rollenlager GmbH, 45525 Hattingen Sebastian Meiß,ThyssenKrupp Steel Europe AG, Rohstahl - Brammenerzeugung Beeckerwerth, 47166 Duisburg Florian Paland, CARL BECHEM GMBH, Leiter Entwicklung Gleitlacke & Leiter tribologisches Prüffeld, 58089 Hagen Optimierung von hochbeanspruchten Gleitkontakten durch den Einsatz innovativer Beschichtungs- und Oberflächenkonzepte N. Borgböhmer, J. Keuntje, J. Kurzynski, C. Krücken, S. Meiß, F. Paland* Eingereicht: 30. 10. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 15. 11. 2015 Gleitkontakte im Grenzreibungsgebiet (geringe Gleitwege und -geschwindigkeiten; hohe instationäre Belastungen, aggressive Umgebungsbedingungen) sind in vielfältigen Anwendungen wie z. B. fettgeschmierten Lagerungen in Windkraftanlagen, der Stahlindustrie oder Anlagen der Aufbereitungstechnik anzutreffen. Im Rahmen eines Gemeinschaftsprojektes wurde der Gleitkontakt eines Hybridlagers für Rollen in Stranggießanlagen (Stahl) optimiert. Ziele waren neben der Schaffung der Voraussetzung für eine Lebensdauerschmierung eine Verbesserung des Betriebsverhaltens. Die Untersuchungen erfolgten entsprechend dem Prinzip der tribologischen Prüfkette durch unterschiedliche Modellprüfungen, Bauteilähnliche Prüfungen, Bauteilversuche und eine abschließende Bewertung durch einen Betriebsversuch in einer Stranggießanlage. Getestet wurden unterschiedliche Gleitlacksysteme und alternative Beschichtungssysteme. Mit der Anwendung von PTFE-haltigen Gleitlacksystemen konnte im Vergleich zum geschmierten Referenzsystem (Stahl - Stahl) eine deutliche Verbesserung des tribologischen Verhaltens erreicht werden. Schlüsselwörter Hybridlager, Gleitkontakt, Grenzreibung, Lebensdauerschmierung, Tribologische Prüfung, Stranggießanlage, Beschichtungssysteme, Gleitlack Sliding contacts in the boundary friction area (short sliding paths and low sliding speeds, high unsteady stresses, aggressive ambient conditions) can be found in a number of applications as, for instance, in greaselubricated bearings of wind power plants, the steel industry or in plants of materials preparation technology. The sliding contact of a hybrid bearing for rolls in a continuous steel casting plant was optimized. In addition to the establishing of conditions for lifetime lubrication, it was an objective to improve the operating behavior. The examinations were carried out according to the principle of the tribological testing chain by different model tests, componentrelated tests, component tests and a concluding assessment by a field test in a continuous casting plant. Different lubricant varnish systems and alternative coating systems were examined and tested. In comparison to the lubricated reference system (steel - steel), a significant improvement of the tribological behavior could be achieved by applying lubricant varnish systems containing PTFE. Keywords hybrid bearing, sliding contact, boundary friction, lifetime lubrication, tribological testing, continuous casting plant, coating systems, lubricant varnish Kurzfassung Abstract T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 26 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 solcher Systeme sind u. a. geringe Haftreibungszahlen und ein gutes Stick-Slip-Verhalten von Bedeutung. Die Untersuchungen wurden am Beispiel des Gleitkontaktes (Kugelsegment - Kugelkalotte) eines Hybrid-Einstelllagers (Bild 1) für Stranggießrollen durchgeführt. Hohe Lasten, diskontinuierliche Bewegungsabläufe mit geringen Gleitwegen sowie aggressive Umgebungsbedingungen führen bei den zur Zeit fettgeschmierten Gleitkontakten zu Grenzreibungsbedingungen verbunden mit hohen Gleit- und Haftreibungszahlen. Durch das geringe Spaltmaß ist die für den Wälzkontakt verwendete Nachschmierung kaum wirksam. Aus einer daraus resultierenden Behinderung der Winkeleinstellbarkeit resultieren extreme Lagerbeanspruchungen, die zu einem hohen Verschleiß der Lagerkomponenten bis hin zum Lagerbruch, verbunden mit entsprechenden Folgeschäden (Qualitätsverlust, Störung mit kostenintensivem Produktionsausfall) führen können. Voraussetzungen zur Lebensdauerschmierung des Wälzkontaktes des Lagers wurden im Rahmen eines BMBF- Projektes [1], durch die Entwicklung neuer Schmierungs- und Dichtungskonzepte sowie einer konstruktiven Optimierung des Lagers erarbeitet. In diesem Projekt wurde der Gleitkontakt des Hybridlagers als eine mögliche Ursache für Lagerschäden identifiziert. Wesentliche Zielstellungen des hier vorgestellten Gemeinschaftsvorhabens, waren die Erhöhung der Nutzungsdauer der Lager durch eine Verbesserung des tribologischen Verhaltens des Gleitkontaktes sowie die Schaffung von Voraussetzungen für eine Substitution der zurzeit üblichen Fett-Verlustschmierung durch eine Lebensdauerschmierung. Die Lösung der Aufgabenstellung erfolgte in enger interdisziplinärer Zusammenarbeit eines Forschungsinstituts mit einem Lager- und Schmierstoffhersteller sowie einem Anlagenbetreiber. 2 Lösungsansatz Die Lösung der Aufgabenstellung erfolgte durch eine beanspruchungsgerechte Auswahl und Weiterentwicklung innovativer Beschichtungskonzepte. Insbesondere wurden unterschiedliche Gleitlack-Systeme überprüft bzw. optimiert. Gleitlacke bieten für die Beispielanwendung „Gleitkontakt eines Hybridlagers“ u.a. folgende Vorteile: • Reduzierung des Reibwertes, • Gute Anpassbarkeit an unterschiedliche tribologische Beanspruchungen, insbesondere durch die Wahl des Feststoffschmierstoffs, • Voraussetzung für eine Lebensdauerschmierung (keine zusätzliche Fettschmierung erforderlich), • Zusätzlicher Korrosionsschutz, • Zusätzliche Dämpfungseigenschaften durch das Polymer, • Einfache Applikation. Zusätzlich zum standardmäßig verwendeten ungeschmierten System (100Cr6) wurden als Referenz unterschiedliche metallische Schichten, ein polymeres Dünnschichtsystem sowie eine DLC (ta-C) - Schicht untersucht. Die Prüfung bzw. Optimierung der Beschichtungssysteme erfolgte entsprechend dem Prinzip der „tribologischen Prüfkette“ [2] mit unterschiedlichen Modellversuchen (Prüf-Kategorie 6), Bauteil-ähnlichen Prüfungen (Prüf-Kategorie 3) sowie mit einem im Rahmen des Projekts entwickelten Bauteilprüfstand (Prüf-Kategorie 2), der den Einsatz von Originallagern unter definierten Prüfbedingungen erlaubte. Eine abschließende Bewertung erfolgte durch einen Betriebsversuch in einer Stranggießanlage. 27 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 1: Winkeleinstellbares Hybridlager (Fa. Eich Rollenlager GmbH) Innerer Gleitkontakt (Kugelsegment) T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 27 28 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 3 Ermittlung der Beanspruchungsbedingungen Basis zur Auswahl der Gleitlack-Systeme sowie für die Wahl der Prüfbedingungen war eine Analyse der auftretenden Beanspruchungen. Analog zu den in [1] durchgeführten Arbeiten erfolgten die Untersuchungen am Beispiel von Rollenlagern eines Segments im hoch beanspruchten Gießbogen der Stranggießanlage 2 (TKSE, Beeckerwerth, Segment 7, Bild 2). Resultierend aus dem Eigengewicht des Stranges, den Biegekräften und dem ferrostatischen Druck des noch nicht erstarrten Stahls tritt hier die höchste Lagerbelastung auf. Das Segment befindet sich innerhalb der Kühlkammer und wird damit zusätzlich mit Prozesswasser und Zunderpartikeln (Abrasion, Korrosion) belastet. Aus der hohen Beanspruchung resultiert eine deutlich größere Häufigkeit von Lagerausfällen im Vergleich zu anderen Rollensegmenten in der Anlage. Dies wurde bei der Auswertung von Instandhaltungsdaten bestätigt. Eine detaillierte Analyse von mehr als 25 Lagern (Produktionsleistung 4 Millionen Tonnen Stahl, entspricht ca. 2 Jahre) zeigte teilweise folgende Schädigungen: • örtlich begrenzte Korrosionsschäden, • starke Pittingbildung in der Lastzone des Wälzkontaktes, • unsymmetrische Tragbilder über die Lagebreite, • Ausbrüche am Lager- Innenring. Sowohl die Ausbrüche am Bord des Innenringes, wie Aus Wissenschaft und Forschung Bild 3: Oben: Einprägung Kreuzschliff, links: Foto, rechts: 3D-Topografie (1 mm x 1 mm), unten: Profilschnitt auf Riefen-Erhebung A-A (links: unbeansprucht, rechts: beansprucht) µ m 0 0 . 5 1 1 . 5 2 2 . 5 3 3 . 5 4 4 . 5 5 5 . 5 6 Länge = 2.04 mm Pt = 0.549 µm Maßstab = 4.00 µm 0 0 . 5 1 1 . 5 2 m m µ m - 2 - 1 . 5 - 1 - 0 . 5 0 0 . 5 1 1 . 5 2 Bild 2: Stranggießanlage - Segmente im Gießbogen (markiert) T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 28 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 auch die unsymmetrischen Tragbilder, deuten auf eine Behinderung der Winkeleinstellbarkeit hin. Ursachen könnten neben einer unzureichenden Schmierung mechanische Bewegungshemmungen durch Einprägungen des zur Verbesserung des Reibungsverhaltens vorhandenen Kreuzschliffes (innerer Gleitkontakt, 100Cr6) in den weicheren äußeren Lagerring (Bild 3) sein. Zur Ermittlung der Hertzschen Pressung in Abhängigkeit des vorgegebenen Toleranzbereiches wurden basierend auf den in [1] ermittelten Lagerkräften FEM-Berechnungen durchgeführt. Als Vergleichsgröße wurden die maximalen Von-Mises- Spannungen im Lastbereich des Gleitkontakts verwendet (Bild 4). Mit der Simulation wurde im Hauptlastbereich eine Pressung von 65 MPa ≤ p ≤ 85 MPa (Kleinstspiel - Größtspiel) ermittelt. Die Ergebnisse zeigen den Einfluss der vorliegenden Toleranzen und die beim Einsatz von Gleitlacken vorhandenen Belastungsreserven. Hinsichtlich der Temperaturbeanspruchung wurde ein Bereich TB ≤ 70 °C ermittelt. 4 Untersuchte Schichtsysteme Neben den im Fokus des Projektes stehenden Gleitlacken wurden zum Vergleich unterschiedliche Chrom-Schichten, Chemisch Nickel-Dispersionsschichten, eine amorphe Kohlenstoffschicht DLC (ta-C) und ein polymeres Dünnschichtsystem geprüft. Die Chemisch Nickel- PTFE-Dispersionsbeschichtung erfolgte beim BFI im Labormaßstab. Einen Überblick zu allen untersuchten Schichtsystemen gibt Tabelle 1. Gleitlacke gehören zu den Feststoffschmierstoffen und bestehen aus den Komponenten • Festschmierstoffe (z. B. MoS 2 , Graphit, PTFE), • Bindemittel (Epoxid-, Polyurethan-, Amid-Imid-, Silikonharz), • Lösungsmittel (z. B. organische Lösungsmittel, Wasser) und • Additive (z. B. Dispergierung, Lackverlauf, UV-Beständigkeit, Korrosionsschutz). Durch Variation der Komponenten, eine an das Lacksystem und Bauteil angepasste Oberflächentopografie sowie eine geeignete Applikationstechnik können Gleitlacke in einem weiten Bereich den Beanspruchungsbzw. Einsatzbedingungen angepasst werden. Durch ihr zusätzlich gutes Dämpfungsvermögen sind sie für die Beispielanwendung ideal geeignet. Die Auswahl / Optimierung der Gleitlack-Systeme erfolgte mehrstufig. Entsprechend der durchgeführten Beanspruchungsanalyse wurden die in Tabelle 2 angegebenen Basisprodukte für den Gleitkontakt des Hybridlagers ausgewählt. 29 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 4: Oben: Maximale Von-Mises-Spannung im Kraftfluss - unten: Verteilung in der Lastzone des Gleitkontaktes (Normalspiel) F Verschiebung Sphärische Gleitflächen der Lageraußenringe σ Vmax T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 29 30 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Im Ergebnis der Tribometer- und Korrosionsuntersuchungen erfolgte eine Eingrenzung auf die Basisprodukte Berucoat AF 320 und AF 732. Beim System AF 732 ist durch die Feststoff-Kombination MoS 2 / PTFE ein niedriger Reibwert über einen weiten Beanspruchungsbereich (PTFE - niedrige Flächenpressung, MoS 2 - hohe Flächenpressung) gegeben. Ein weiteres Auswahlkriterium ergab sich durch die bei der Beispielanwendung vorliegende geringe Relativbewegung, die keine bzw. eine nur geringe Ausbildung eines Transferfilmes erwarten lässt. Die gewählten Schichtsysteme zeigen bereits zu Beginn der Beanspruchung (ohne Einlauf) ein gutes Reibverhalten. 5 Bewertung der Schichtsysteme durch Modellprüfungen Neben der Bewertung von Oberflächenveränderungen durch den Beschichtungsprozess (Traganteilkurve, Isotropie usw.), der Haftfestigkeit (Gitterschnitt) und dem Korrosionsverhalten (Tauchversuch in Prozesswasser, Aus Wissenschaft und Forschung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` ND` Diamor® 8$8&"$V&,4-.$D"#H&[.$D aH.C$)48H114-.,-.8D/ 8"5@2 Z\@DD/ 8"5@2 M9D5DG9D0["D` ND` Tabelle 2: Basisprodukte für den zu optimierenden Gleitkontakt Tabelle 1: Überblick Beschichtungssysteme (* Herstellerangaben) Berucoat AF 291 organisch 215°C Graphit Berucoat AF 320 organisch >130°C PTFE Berucoat AF 379 Wasser 140°C PTFE Berucoat AF 481 organisch 215 MoS 2 / Graphit Berucoat AF 534 organisch 200°C MoS 2 / Graphit/ PTFE Berucoat AF 732 organisch 200°C MoS 2 / PTFE t l Produk Lösemitte Härtung bei Festschmierstoff T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 30 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Salzsprühtest) wurden zur Simulation eines weiten Beanspruchungsbereiches unterschiedliche tribologische Modellprüfungen durchgeführt: • Schwing-Reib-Verschleißuntersuchungen SRV (Linienkontakt, Optimol SRV IV) • Stick-Slip- / Haftreibungsprüfungen (SSP02, H3P, Ziegler Instruments) • Ball-on-Disc (Gleitreibung, -Verschleiß, Stick-Slip- Verhalten) • Abrasiv-Gleitverschleiß (Gummiradverfahren ASTM G 64-94 [4]- hohe Beanspruchung, Verschleißtopfverfahren - niedrige Beanspruchung) • Kombinierte Beanspruchung Abrasion - Korrosion (Verschleißtopfverfahren) • Kavitationserosion nach ASTM G 32-92 [5] (Oberflächenzerrüttung, Haftung) Die Untersuchungen erfolgten entsprechend dem Anwendungsspektrum der unterschiedlichen Beschichtungsarten (metallisch, Polymer-, DLC-Schichten) teilweise mit unterschiedlichen Parametern. Hinsichtlich des Korrosionsverhaltens zeigten die Gleitlacksysteme mit einem PTFE-Anteil sowie die Chemisch Nickel-Schichten das beste Verhalten. Im Folgenden können nur exemplarisch ermittelte Ergebnisse dargestellt werden. Alle Untersuchungen erfolgten im ungeschmierten (wesentlich für eine Lebensdauerschmierung) und geschmierten (KP 2 N-20, Mehrzweckfett auf Basis Mineralöl / Lithiumseife) Zustand. Bild 5 zeigt das gute Verhalten des optimierten Gleitlacksystems (AF 320; 5 % PTFE) bei den SRV-Prüfungen. Auch gegenüber dem geschmierten Referenzsystem wurde eine deutliche Reduzierung der Reibung erreicht. Ebenfalls ein gutes Reibungsverhalten wurde bei der Chemisch Nickel-PTFE-Dispersionsschicht ermittelt. Auch bei den mit Segmenten des Realbauteils durchgeführten H3P-Prüfungen zeigte das optimierte Gleitlacksystem (AF 320; 5 % PTFE) bezüglich der Haftreibung das beste Verhalten. Prüfstand und die erhalten Ergebnisse im geschmierten Zustand sind im Bild 6 dargestellt. Deutlich höhere Flächenpressungen und lange Beanspruchungszeiten wurden mit einem Ball-on-disc Prüfstand realisiert. Durchgeführt wurden ein Langzeitversuch (4 Stunden) und eine Prüfung mit unterschiedlichen Laststufen (zum Realbauteil bis zu 10-fache Belastungen). Auch bei diesen Prüfungen zeigte das optimierte Gleitlack-System ein sehr gutes Reibungsverhalten (Bild 7). Das Verschleißverhalten wurde beim Langzeitversuch durch die Ermittlung der Kugelabplattung (Gegenkörper) bewertet. Einen sehr niedrigen Gegenkörperverschleiß zeigten die untersuchten Gleitlacke und die Chemisch Nickel-Dispersionsschichten. Ein Verschleiß an der beschichteten Scheibe konnte bei keinem System festgestellt werden. Bei abrasiver Beanspruchung (Verschleißtopfverfahren, Gummiradverfahren) zeigten erwartungsgemäß die untersuchten Chrom-Schichten und die DLC-Schicht das beste Verschleißverhalten. 31 Aus Wissenschaft und Forschung 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16 0.18 0.2 100Cr6 AF 320; 5% PTFE Hart-Chrom Chrom-Dispersion Chrom-Diamant Tribo-Chrom CN CN BN CN PTFE DLC (ta-C) Polymer Reibwert µ (Gleitreibung) 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 100Cr6 AF 320; 5% PTFE Hart-Chrom Chrom-Dispersion Chrom-Diamant Tribo-Chrom CN CN BN CN PTFE DLC (ta-C) Polymer Reibwert µ (Haftreibung) Bild 5: SRV-Ergebnisse (ungeschmiert) - links: mittlere Gleitreibungswerte, rechts: Haftreibungswerte 400 s - 600 s 600 s - 800 s 800 s - 1000 s 400 s - 600 s 600 s -800 s 800 s - 1000 s T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 31 32 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 6 Bauteilprüfung und Betriebsversuch Zur Bewertung ausgewählter Beschichtungssysteme unter praxisnahen, definierten Beanspruchungsbedingungen mit Originallagern wurde ein Bauteil-Prüfstand entwickelt (Bild 8). Ziel war die Ermittlung des Reibmomentes bei der am Hybridlager auftretenden Schwenkbewegung. Die Lastaufbringung erfolgte über ein Axial-Pendelrollenlager. Analog zu den Bedingungen in einer Stranggießanlage wurde bei den Prüfungen eine zyklische Beanspruchung (mehrere Ruhe- / Bewegungsphasen) bei unterschiedlichen Normalkräften simuliert. Die Erfassung des Reibmomentes erfolgte am Hebelsystem über Dehnmessstreifen. Ein Vergleich der für die untersuchten Schichtsysteme ermittelten mittleren Reibmomente zeigt Bild 9. Auch bei der Bauteilprüfung konnten mit dem Einsatz von Gleitlack-Systemen im Vergleich zum Referenzsystem 100Cr6 deutliche Verbesserungen ermittelt werden. Das unerwartet schlechte Verhalten der amorphen Kohlenstoff-Schicht DLC (ta-C) kann auf einen Materialübertrag (Adhäsion) von Abriebpartikeln des weicheren Gegenkörpers (C40) zurückgeführt werden. Eine Verbesserung könnte hier durch eine Anpassung der Oberflächentopografie erreicht werden. Bis auf die DLC- Schicht und das Referenzsystem wurde weder bei den Gleitlacken noch bei den Chemisch Nickel-Dispersions- Aus Wissenschaft und Forschung 0 0 . 0 5 0 . 1 0 . 1 5 0 . 2 0 . 2 5 0 . 3 0 . 3 5 0 . 4 Maximaler Reibwert µ [-] 2 2 2 Bild 6: H3P-Prüfung - links: Versuchsaufbau, rechts: Ergebnisse (geschmiert) 1 mm/ s 2 mm/ s 4 mm/ s 8 8 mm/ s 16 mm/ s 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 100Cr6 AF320 AF481 AF732 AF 320; 5% PTFE Reibwert µ [ - ] 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 Reibwert µ [ - ] Bild 7: Ergebnisse Ball-on-disc - Langzeitversuch (ungeschmiert) Beginn nach 85 m nach 170 m Beginn nach 85 m nach 170 m Abschnitt des Kugelsegments (Originallager) T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 32 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 des Projektes beim nächsten Ausbau des Segmentes erfolgen. 7 Zusammenfassung - Ausblick Mit den untersuchten und weiterentwickelten Gleitlack- Systemen konnte eine deutliche Verbesserung des tribologischen Verhaltens der Beispielanwendung „Gleitkontakt eines Hybridlagers für Stranggießrollen“ erreicht werden. Selbst im ungeschmierten Zustand zeigt das optimierte Gleitlacksystem ein im Vergleich zum Referenzsystem (100Cr6, geschmiert) deutlich besseres Reibungsverhalten. Damit ist die Voraussetzung für eine Substitution der zurzeit üblichen Fett-Verlustschmierung durch eine Lebensdauerschmierung gegeben. Das bessere tribologische Verhalten lässt außerdem eine deutliche Verbesserung der Winkeleinstellbarkeit des Lagers erwarten, was zu einer Vermeidung kostenintensiver La- 33 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 8: Bauteilprüfstand - Aufbau 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 Referenz AF 732 AF 320; 5% PTFE CN Bornitrid CN PTFE DLC (ta-C) Reibmomen MR [Nm] 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 Referenz AF 732 AF 320; 5% PTFE CN Bornitrid CN PTFE Polymer DLC (ta-C) Reibmomen MR [Nm] Bild 9: Bauteilprüfstand - Ergebnisse, F N = 20 kN, (links: ungeschmiert, rechts: geschmiert) schichten ein messbarer Verscheiß an der Schicht bzw. am Gegenkörper identifiziert. Zur abschließenden Bewertung erfolgt ein Betriebsversuch in der Stranggießanlage 2 (TKSE, Beekerwerth). Dazu wurde ein Segment im hochbeanspruchten Gießbogen mit Referenz-Lagern und Lagern, die mit den PTFE-haltigen Gleitlack-Systemen AF 320 und AF 732 beschichtet wurden, bestückt. Die aus einer Fertigungs- Charge stammenden Lager wurden hinsichtlich geringer Abweichungen von der Nenn-Toleranz ausgewählt. Der Einbau in die Stranggießanlage „Beeckerwerth“ erfolgte während eines Produktionsstillstandes im 1. Quartal 2015. Mit dem Betriebsversuch erfolgt der generelle Funktionsnachweis. Bis zum heutigen Zeitpunkt arbeitet das Segment störungsfrei. Eine abschließende Bewertung durch das Projekt-Konsortium kann erst nach Abschluss T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 33 34 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 gerausfälle, verbunden mit Qualitätsverlusten bzw. kostenintensiven Produktionsausfällen beitragen kann. Auch im geschmierten Zustand zeigen die Gleitlacke ein sehr gutes tribologisches Verhalten. Damit besteht ein Anwendungspotenzial hinsichtlich Mangelschmierung bzw. Notlaufeigenschaften. Hier können durch eine optimale Abstimmung Gleitlack - Fett noch Verbesserungen erreicht werden. Die untersuchten Chemisch Nickel-Dispersionsschichten (insbesondere mit PTFE Partikeln) zeigten ebenfalls ein sehr gutes tribologisches Verhalten. Vorteile liegen insbesondere in der auf Grund der Festigkeit höheren Beständigkeit gegenüber abrasiver Beanspruchung. Auch für diese Schichten besteht ein hohes Anwendungspotenzial. Die Ergebnisse sind auf eine Vielzahl ähnlicher beanspruchter Anwendungen in der Stahlindustrie und anderen Branchen übertragbar. Die Forschungsarbeiten wurden gefördert durch das Land NRW im Rahmen des Ziel-2-Programms 2007- 2013 (EFRE). Literatur [1] Bergmans, E.; Deters, L.; Fenske, C.; Gräbing, K.-P.; Keuntje, J.; Knapp, M.; Krücken, C.; Kuhn, M.; Kurzynski, J.; Stache, H.: Optimierung von hochbeanspruchten Wälzlagerungen. Schlussbericht BMBF-Vorhaben, 2011 [2] GfT-Arbeitsblatt 7: Tribologie - Verschleiß, Reibung, Definitionen, Begriffe, Prüfung, Gesellschaft für Tribologie e.V. (GfT), Moers, 2002 [3] Horst Czichos, Karl-Heinz Habig: Tribologie - Handbuch. Vieweg+Teubner Verlag; Auflage: 3., überarbeitet u. erweiterte Auflage 2010 (27. April 2010) [4] ASTM G65-04 Standard Test Method for Measuring Abrasion Using the Dry Sand/ Rubber Wheel Apparatus. 2010 [5] ASTM G 32-92: Standard Test Method for Cavitation Erosion Using Vibratory Apparatus. Annual Book of ASTM Standards 1992 Aus Wissenschaft und Forschung Alterung von Schmierstoffen Oxidation Roll Tester OXI-T200-P2 Für die Entwicklung und Anwendung eines Schmierstoffs spielt die Kenntnis über die ablaufenden Alterungsmechanismen eine zentrale Rolle. Erst das Verständnis der stattfindenden Prozesse ermöglicht die gezielte Auswahl einer geeigneten Kombination aus Grundöl, Verdicker und Additiven und damit die Formulierung eines optimalen Schmierstoffs. Um die Eigenschaften eines Schmierstoffs unter Beweis zu stellen, existieren eine Vielzahl von Prüfverfahren. Ein für die Untersuchung von Alterungsvorgängen geeignetes Prüfgerät sollte einen Schmierstoff, ähnlich oder härter als im realen Einsatz, mechanisch und thermisch belasten. Solche Prüfgeräte sind allgemein bekannt, wie z. B. der Shell Roll Tester nach ASTM D 1831 zur Bestimmung der Scherstabilität. Neben der mechanischen und thermischen Belastbarkeit spielt die Oxidationsstabilität bei der Alterung von Schmierstoffen eine mitentscheidende Rolle. Die bislang bekannten Verfahren zur Untersuchung der Oxidation von Schmierstoffen sind nur unzureichend in der Lage, das Alterungsverhalten unter einer Kombination der o. a. Einflussfaktoren abzubilden. Genau diese Lücke füllt der neue Oxidation Roll Tester OXI-T200-P2. Basierend auf der ASTM D 1831 bietet der Oxidation Roll Tester die Möglichkeit, während des Prüflaufs einen einstellbaren Gasvolumenstrom durch den rotierenden Prüfbehälter zu leiten. Dadurch steht eine große Oberfläche der zu untersuchenden Schmierstoffprobe kontinuierlich, sowohl mit der oxidierenden Atmosphäre, als auch mit einer katalytisch wirkenden Metalloberfläche, in Kontakt. Zusätzlich besteht die Möglichkeit, das durchgeleitete Gas aufzufangen und ablaufende chemische Prozesse (Oxidation, chem. Zersetzung, u. a. ) mittels nachgeschalteter Analytik genauer zu untersuchen. Die Variation der Randbedingungen wie Gaszusammensetzung, Temperatur und Dauer des Prüflaufs, schaffen eine einzigartige Basis für die Analyse der Alterung eines Schmierstoffes und bieten eine gute Grundlage für zielgenaue Optimierungen. Der Oxidation Roll Tester ist für Beanspruchungen von Schmierfetten und Schmierölen bei Temperaturen bis 200 °C ausgelegt. Während eines Prüfvorgangs können 2 Proben von je 50 g Schmierstoff zeitgleich bearbeitet werden. Die Steuerung erfolgt über ein frontseitiges Touchpanel, über das alle relevanten Prüfparameter angezeigt und variiert werden können. Prüfabläufe von mehreren hundert Stunden sind mit dem Oxidation Roll Tester problemlos realisierbar. Kontakt: Albers Engineering GmbH Peter Albers Tel.: 05323 - 9896-60 www.albers-engineering.de Anzeige T+S_2_16 17.02.16 12: 14 Seite 34 Aus der Praxis für die Praxis 1 Introduction This report will explore the current state of regulations that affect food processing lubricants and discuss the future direction. Using the historical background to provide a context, we see how the regulations developed and also discuss attempts by the industry toward global harmonization. 2 Trust Is anything more universal in the human experience than our relationship with food? Certainly everyone eats, but the role of food goes far beyond mere sustenance. People connect emotionally with food which explains why people spend so much time and energy on the eating experience. Food processors and marketers take advantage of people’s love affair with food by creating products that satisfy our individual desires and hope to build a mass audience of their products, one consumer at a time. However, people will not eat food they do not trust (Figure 1). We may forgive a worm in an apple or a stale piece of bread, but one bad experience could be enough to end our taste for a certain kind of food forever. And we will delightfully retell the story of the experience to everyone we know. Dogs may return to the chocolate that made them sick, but people have a long memory and follow the adage „once burned, twice shy“. It is easier to lose someone’s trust than it is to gain it. Much of the value of a brand is in the implied trust consumers have in products that carry the brand label. Companies have a vested interest in food quality because brands that market untrustworthy foods will not stay in business for long. Foodborne illness can quickly become a headline story and can break the trust in companies and countries. Of course, when a problem does happen, people expect government to take action. 3 Defining Acceptable Food Practices Most people have faith that someone is keeping watch on the food supply. We assume that any product on the grocery shelf is safe to eat. In fact, a combination of government, business and societal oversight makes it extremely unlikely that an unsafe food will reach the consumer. Still, few people actually know how this system works or realize that it covers ancillary items such as lubricants. Major religions, governments, private organizations, and the United Nations have all established standards for the food we eat. In the days of small farms and local food, it was easy to know the expectations, but globalization can lead to many overlapping and confusing regulations. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 35 * Tyler Housel, CLS INOLEX, Philadelphia, USA The History and Future of Lubricants in Food Processing T. Housel* Figure 1: Attractively presented, we trust it is safe to eat Machinery touches most of the food we consume today. From picking to packaging, industrial equipment is used to handle and process food. This machinery must be lubricated and this means there is a possibility of an interaction between the lubricant and the food itself. This paper discusses the regulations around this special class of lubricants which must perform all of the normal functions of a lubricant with the added requirement that it will not affect the quality or safety of the food being processed. Keywords Food Grade, Food, H1, Kosher, Halal, HACCP, ISO 21469 Abstract T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 35 Aus der Praxis für die Praxis 3.1 Religious standards Food standards have existed since the earliest days of civilization and are written into the texts of major religions. While the texts themselves are unchanging, authorities must interpret the guidelines in the context of the modern world of industrial food processing. The Malaysian Department of Standards recently published Malaysian Standard MS 1500: 2009 to document the Halal rules [1]. Today, many foods carry Kosher and Halal certifications which show that the food was prepared according to the appropriate guidelines and meets the standards expected by religious consumers. There are strict regulations that prohibit the foodstuffs from coming in contact with forbidden materials. Lubricant manufacturers can obtain Kosher and Halal certifications to verify that their products do not contain forbidden ingredients. Therefore, the lubricant can be used on equipment which will prepare Kosher and/ or Halal food. There are several organizations that certify lubricants and other process ingredients, and they often conduct audits to ensure compliance. 3.2 Codex Alimentarius The World Health Organization (WHO) and Food and Agriculture Organisation of the United Nations (FAO) created the Codex Alimentarius Commission in 1963 to „develop harmonized international food standards, guidelines, and codes of practice to protect the health of the consumers and ensure fair practices in the food trade. The Commission also promotes coordination of all food standards work undertaken by international governmental and non-governmental organizations.“ [2] This is a truly global standard as 99 % of the world’s population live in countries accepting the Codex Alimentarius. Additives are covered under The Codex General Standard for Food Additives [3] (GFSA Codex Standard 192- 1995). This document is periodically reviewed and revised under the supervision of the Codex Alimentarius Commission. The current revision (2014) is 372 pages long and provides extensive guidance on the acceptable uses of edible products that are determined to be safe by the joint FAO/ WHO Expert Committee on Food Additives (JECFA). 4 Application to the Lubricants Industry Industrial scale food production is a relatively new and rapidly growing business. Today approximately 70 % of the average diet consists of processed foods (Figure 2). The equipment must be lubricated and often there are opportunities for the lubricant to become part of the food itself. Processed food commonly travels across borders, so global standards are essential. 4.1 Edible lubricants Many food grade lubricants are based on fully edible products. The Codex Alimentarius document goes to great lengths to describe edible products. Unsurprisingly, vegetable oils and tallow, lard and similar products are edible and can also act as lubricants. Perhaps less people realize that petroleum derived products such as mineral oil and microcrystalline wax are also acceptable additives for some types of food. Even talc, iron oxide, stannous chloride, ferrocyanides and other inorganic chemicals are considered perfectly safe food additives [4]. It would be easy to assume that any product which is an acceptable food additive would be allowed for a nonfood lubricant. However, that isn’t necessarily true. Conversely, there are many substances which are acceptable as incidental contact food lubricants that are not considered food additives. Industry learned long ago that edible oils have significant deficiencies that limit their usefulness as lubricant base oils. Edible oils tend to solidify at low temperatures, smoke when heated and polymerize when kept hot. Industrial machinery often demands higher performance and the lubricants of choice are based on refined petroleum and synthetic chemistries that can withstand the severe conditions. Modern food processing plants use the same types of equipment used in other industries and can operate under similar severe conditions. Therefore, the food industry relies on high performance lubricants which are preferred over edible oils. They must perform as industrial lubricants with the added requirement that they are non-toxic and harmless in case of incidental food contact. 4.2 Incidental contact (nonfood) lubricants This paper is intended for producers and users of industrial lubricants, so the focus will be on applications requiring nonfood products where the lubricant may have incidental contact but should not intentionally become part of the food supply. 36 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Figure 2: Farm to Fork goes through a Factory T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 36 Aus der Praxis für die Praxis A truly rigorous food safety investigation would determine the quantity of lubricant which could possibly be incorporated in the food and ensure that there are no negative effects in the safety and quality of the food at that level. Unfortunately, this information is difficult to determine and may change for every situation. The quantity of lubricant incorporated into food will be different for every process in every factory. And toxicologists routinely struggle to determine absolute levels of safety that apply to every possible consumer in every situation. Further, toxicology studies generally determine Acceptable Daily Intake (ADI) in mg/ kg of body weight. Converting this back to the food, requires knowledge about the amount of food consumed and body weight of the individual consumer. In summary, direct calculation is impossible because several unknown variables exist. A pragmatic approach has been to determine a practical maximum quantity and apply an appropriate safety margin. 4.3 21CFR 178.3570 In the USA, the most widely referenced government document for food processing lubricants is the Code of Federal Regulations Title 21 section 178.3570 (or simply 21CFR 178.3570) [5]. This document provides guidance on ingredients approved for food contact lubricants and includes a list of specific compounds and additives. 21CFR178.3570 establishes a 10 ppm limit as the amount of mineral oil (and several other potential lubricant base oils) that can be present in food. There have been no known incidents under this limit, so the toxicologists’ margin of safety appears sufficient at the 10 ppm level. The 10 ppm limit has generally been accepted as the standard for all types of incidental contact lubricants. Above that level, the lubricant becomes a contaminant and must be addressed as such. However, the 21CFR 178.3570 is not specific about the measurement and testing protocols, so it has led to further debate. For example, if a factory makes 1,000,000 cookies daily and each weighs 10 grams the factory can use up to 100 grams of lubricant at the 10 ppm limit. Does this mean that every cookie must contain no more than 100 micrograms of lubricant? Since it is impossible to test every cookie, does the factory meet the standard if they top up the lubricant sump with less than 100 grams of fresh lubricant every day? In cases such as this, companies must use their best judgement to minimize the probability of shipping any contaminated (over the limit) product. Industry should act responsibly to eliminate incidents that can be reasonably avoided. The HACCP principles can help manage the process and determine if further action is warranted. 5 HACCP Hazard Analysis and Critical Control Point (HACCP) plans are used throughout the food industry to manage risks in the food chain (Figure 3). The earliest roots of HACCP can be traced back to The Pillsbury Company and its work with NASA to provide food for the manned space program in the 1960’s. The basic principal is to analyse the entire process and anticipate the steps where hazards may exist. Preferably, these steps can be reengineered to eliminate the hazard. All remaining potential hazards become the critical control points which must be continually monitored and controlled to ensure that the hazard is safely managed. [6] A properly functioning HACCP plan will be supported with detailed documentation and reviewed regularly. It is usually the first point of reference for any auditors, so it should be written clearly and provide ample evidence of worker involvement. A plan which stays in the corporate file cabinet will have little value. This HACCP principal has been widely adopted in the food industry and can actually be used for any operation. HACCP is specifically referenced by the Codex Alimentarius General Principles of Food Hygiene (CAC/ RCP- 1-1969), US Department of Agriculture Food Safety and Inspection Service (USDA-FSIS), The National Academy of Sciences (NAS), the International Commission on Microbiological Specifications for Foods (ICMSF) and many others. Contamination with hazardous chemicals would be a potential hazard in any food processing factory. A HACCP plan should list all hazardous chemicals on site and develop a system to document their use to ensure that there has been no contact with the food. Lubricants would be considered hazardous chemicals unless they have been approved for use in food processing, and can be present at trace levels in the food. Therefore, using approved incidental contact lubricants may eliminate a layer of documentation and allow the staff to focus on other critical control points. The most widely recognized Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 37 Figure 3: HACCP stops problems before you eat T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 37 Aus der Praxis für die Praxis food approvals are encapsulated in the „H“ categories which cover lubricants and related products. 6 Nonfood categories: H1 , H2, HT-1, HT-2, 3H, H3 Most current government activity focuses on ways to reduce pathogens that cause acute illnesses. Reflecting this, HACCP plans may give less attention to nonfood compounds such as lubricants. Many companies prefer to use approved food processing lubricants throughout the plant because HACCP will not consider the lubricants to be hazardous chemicals. [7] Therefore, the company is not required to account for every gram used. 6.1 History of USDA nonfoods program The next question is to determine what lubricants can be used safely for incidental food contact. In the 1970’s, the USDA began a nonfoods program for various process chemicals including lubricants. [8] This led to the development of a „white book“ listing of approved incidental contact lubricants. However, the USDA stopped publishing their list in 1998, leaving the industry uncertain about the future. Soon NSF International took over the White Book [9] and gave continuity to the process. [10] Today, NSF International and InS Services have assumed a prominent role by providing third party confirmation that lubricant formulations contain only ingredients that the authorities have determined are safe for the intended use. 6.2 Listing of nonfood categories At present, nonfood compounds can fit into one or more of the six finished product categories listed below. InS Services provided the following summary of the categories [11]: H1 Lubricant acceptable for incidental food contact H2 Lubricant where NO food contact is permissible HT1 Heat transfer fluidincidental food contact HT2 Heat transfer fluidno food contact H3 Soluble oilto be cleaned off prior to food contact 3H Mold release agentdirect food contact allowed There are also sub-categories such as HX-1 and HTX-1 which are used for lubricant additives and other ingredients. For example an antioxidant that is approved at 1 % additive level in an incidental contact lubricant would receive an HX-1 certification. This allows formulators to easily determine which additives they can use to maintain their certification. Products in each of the six categories have been marketed as „food grade“ although there can be significant differences between the requirements. The number of categories is often cited as a cause for confusion, and to provide an example, several presenters at the recent ICIS Food Grade Lubricants conference reversed the 3H and H3 categories. If experts are unclear, there are doubtless many more people involved in the operation and handling that just remember whether a product is „food-grade“ or „not food grade“ without considering the specific categories. Therefore, well-meaning companies that insist on using food grade lubricants may still use an inappropriate product. 6.3 Proposed simplification of the „H“ categories Several within the industry have proposed a significant simplification of the naming structure; the ongoing debate is not settled as we begin 2016. The most common proposal is to combine H1 and HT1 into a single category and rename 3H to avoid the letter „H“. Since H2, HT2 and H3 are not allowed to contact food at any level, these categories would no longer have a category and would not be part of the food grade registration scheme. This would leave H1 as the only category for „food grade lubricants“. A clear advantage is that this definition means that lubricants are either food grade (H1) or they are not. 7 ISO 21469 ISO 21469: 2006, „Safety of Machinery-Lubricants with Incidental Product Contact- Hygiene Requirements“ is a comprehensive standard for food contact lubricants. This was established by the International Organization for Standardization (better known by the international acronym ISO) and last reviewed in 2015 [12]. It is a product level certification that verifies the formulation, packaging and manufacturing practices are fit for use and provides for a periodic audit to ensure the continued compliance with the standard. Labels must contain information about the manufacturer, batch specific identifiers, shelf life and appropriate use guidelines. The ingredients must comply with an accepted standard for incidental contact lubricants such as the Joint FAO/ WHO Expert Committee on Food Additives, Council Directive 95/ 2/ EC on Food Additives, US 21 CFR 178.3570, GRAS, TOR, FCN or NFC H1 Reg. The company applying must complete a risk assessment to determine possible misuse and other problems that could potentially compromise the safe use of the lubricant and set up procedures to minimize any risk identified. Finally, the facility is audited by a third party ensures that they manufacture the product under GMP (Good Manufactu- 38 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 T+S_2_16 05.02.16 14: 23 Seite 38 Aus der Praxis für die Praxis ring Practices) including handling, recordkeeping, and quality control. Further, the facility should have a Quality System in place that meets the standards of ISO 9001. Once the products, processes and labelling are vetted, product samples are submitted to build a reference database. ISO 21469 ensures ongoing compliance through an annual recertification process. This includes a document review, facility audit and submission of samples for comparison to the reference. Brazil has been particularly advanced in its acceptance of the standard and has legislated that all food processing lubricants used in Brazil are registered under ISO 21469 [13]. At present, 21 facilities and approximately 800 certified products are registered worldwide under ISO 21469. NSF International is currently the only certifying body with an ANSI accredited certification program. [14] 8 GRAS A current debate exists regarding ingredients with GRAS status. The FDA states that any compound which is Generally Recognized as Safe (GRAS) for food is an acceptable ingredient for incidental food contact lubricants. [15] Since 1997, the FDA has allowed ingredient companies to make their own GRAS determination without sharing safety data or alerting federal authorities when a new ingredient will be used in the food chain. According to the Natural Resources Defense Council (NRDC), there are 275 ingredients used in food today that do not have adequate information available for review [16]. This could potentially allow wide latitude in selecting lubricant ingredients. In February 2014, the Center for Food Safety (CFS), a public interest group, filed a lawsuit against the FDA to require Federal oversight of this process [17] (Figure 4). Meanwhile, the Grocery Manufacturer’s Association (GMA) is working toward an industry sponsored set of guidelines for determining when materials can be considered GRAS [18]. A settlement requires FDA to issue a final rule by August, 2016. 9 Additional Perspectives 9.1 EHEDG EHEDG is the European Hygienic Engineering and Design Group. Their mission statement is „EHEDG enables safe food production by providing guidance as an authority on hygienic engineering and design for food manufactured in or imported into Europe. [19] EHEDG produces guidance documents that cover various aspects of food safety. Lubricants are covered in Guideline 23 „Production and use of food grade lubricants, Part 1 and 2 (2009)“. Guideline 23 embraces the HACCP principles and confirms their insistence on H1 Category lubricants: „In all cases comprising a contamination risk, H1 registered lubricants should be used“. [20] 9.2 EC 1935/ 2004 European regulations for food contact materials are described in Framework Regulation EC 1935/ 2004. [21] This requires that any food contact materials will not affect the safety or quality of food. It also describes appropriate traceability and labelling. This standard does not speak directly toward lubricants but provides a general framework that applies to anything that may come in contact with food. 9.3 Concawe and MOCRINIS The European refining industry formed Concawe in 1963 to address issues of the petroleum industry. Over the years, Concawe has generated extensive data on mineral oil safety, environmental, and health effects. [22] Concawe recently sponsored a workshop of the Mineral Oil Cross Industry Issues (MOCRINIS) to discuss current topics specific to mineral oils. This included discussions on the scientific basis for the safe use of refined mineral oils as food grade lubricant basestocks. [23] 9.4 EFSA The European Food Safety Agency (EFSA) is another resource that issues scientific opinions on topics related to food safety. The European Commission asked EFSA to consider the most recent data and deliver a scientific opinion on the health effects of mineral oil in food. The report shows that mineral oils are a complex mixture of linear and branched alkanes, cyclo-alkanes and aromatic compounds. These are summarized as Mineral Oil Saturated Hydrocarbons (MOSH) and Mineral Oil Aromatic Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 39 Figure 4: Who decides what is safe to eat? T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 39 Aus der Praxis für die Praxis Hydrocarbons (MOAH). Beyond that, mineral oil contains compounds covering a wide range of molecular weight. Toxicity varies widely among the different components so it is impossible to assess exposure limits without specific knowledge of the composition details. The report mentions several potential sources of mineral oil in foods including packaging, printing inks and adhesives. [24] If H1 lubricants are employed at the 10 ppm exposure limit, it is likely that the exposure from lubricants would be relatively small. 9.5 FSMA The United States Congress passed the Food Safety Modernization Act (FSMA) in 2011. [25] The stated goal of the legislation is to shift government attention, allowing them to focus on preventing contamination rather than responding to incidents that have already occurred. FSMA mandates prevention-based controls across the food supply and requires government inspections to ensure industry compliance. It reaches beyond America’s borders to oversee the 15 % of foods that are imported. Finally FSMA gives FDA mandatory recall authority when deemed necessary for public health. [26] While promising a significant overhaul of the food industry, there has been ongoing debate about the appropriate interpretation of some sections and concerns about the costs. 9.6 GFSI The Global Food Safety Initiative (GFSI) is an industry driven initiative providing guidance on food safety management systems. The focus of GFSI is to harmonize food safety requirements on a global scale, reducing redundancy and improving efficiency. The main goal is a single certification which would be accepted globally. [27] GFSI Schemes address the entire production process and do not mandate lubricants per se. However, Schemes which specify that the process uses H1 products for incidental contact lubricants gain from the de facto global recognition of H1 certification. 9.7 Health Canada and CFIA In Canada, food safety and nutritional standards are set by Health Canada. [28] Enforcement is carried out by the Canadian Food Inspection Agency (CFIA). CFIA publishes The Guide to Food Safety which follows the preventative approach of the Codex General Principles and accommodates HACCP and ISO food safety standards. [29] On 2 July, 2014, the Government of Canada repealed the pre-registration requirement for nonfoods chemicals in federally meat establishments. However, facilities are still responsible for demonstrating that lubricants are safe and fit for use. CFIA will continue to maintain the nonfood database of their website for reference. [30] 9.8 Australia and New Zealand The Australia New Zealand Food Standards Code covers all aspects of food safety including requirements with regards to processing aids and food additives. [31] Under the Export Control Act 1982, the Australian Department of Agriculture maintains a list of compounds that are accepted for establishments registered to prepare meat and meat products. The Australian Quarantine and Inspection Service (AQIS) lists approved food contact lubricants as „Lubricant Type A“. The list is updated continually as new products are added. [32] New Zealand has a separate approval process through their Ministry of Agriculture and Forestry (MAF). This Approval of Maintenance Compound database lists lubricants and other products which have been registered and by the MAF. [33] 10 Community Resources There have been many papers, articles, and presentations on food grade lubricants over the years. For example NSF International hosts an annual Nonfood Compounds’ Steering Committee Meeting at their headquarters in Ann Arbor, Michigan. Also, ICIS recently sponsored a conference in Amsterdam that was strictly focused on food grade lubricants. These community resources give lubricant suppliers and food manufacturers the opportunity to become familiar with the requirements of food processing lubricants. 10.1 ELGI/ NLGI FGWG Another industry forum for discussion and debate are the Food Grade Working Groups which are jointly sponsored by the ELGI and NLGI at their annual meetings. The FGWG gives lubricant suppliers an opportunity to develop an industry perspective on a working definition of food grade lubricants and establish recommended practices for suppliers. Developing a consensus position will allow industry to build on government safety initiatives while using the expertise of its members to provide products that are safe for use and also effective lubricants. In 2015, the groups issued position papers to provide a single point of industry-wide reference. One of the key points to address is minimizing confusion around the various „H“ categories discussed in section 7.0 and state that only H1 lubricants shoud be marketed as „Food grade“. [34] As these groups build to a consensus on the code of conduct, the next step is to educate the supply chain on the proper use and practices which will ensure that best 40 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 40 Aus der Praxis für die Praxis practices make their way to the shop floor. Regulations and documents are useless if they are locked in a book or on a website somewhere. The people working in the factory must understand and follow best practices. 11 Trust The global economy provides safe food to a greater number of people than ever before. For most, there is an implicit trust in the food available. It is important for all parts of the supply chain to act responsibly so that trust is maintained. Governments provide authority and guidance but are not experts in food processing. All politicians stand for „food safety“ regardless of their political leanings and will act in a crisis. While the food industry benefits from clear government programs, it may not want too much government involvement in the details. They will maintain an easy partnership when there are no food safety incidents. Industry should strive to avoid any crisis by acting responsibly as a standard operational practice. The food industry focuses primarily on the safety and quality of food ingredients themselves. Lubricants act in the background to keep the factory running smoothly. Although food processing lubricants receive less attention, it is important for food lubricant suppliers to hold food safety above all other concerns. Therefore, lubricant manufacturers should continue to work together to define best practices and ensure that food processing lubricants are properly manufactured and applied. This is the best way for our businesses to keep the trust of the consumers. References [1] Department of Standardization Malaysia, Ministry of Science, Technology and Innovation: MS 1500: 2009, „Malaysian Standard on Halal Food“. www.halal.gov.my [2] Codex Alimentarius welcome page www.codexalimentarius.org [3] Codex Alimentarius Commission: GFSA, Codex STAN 192-1995 „Codex General Standard for Food Additives“ Current revision: 2014. [4] Codex STAN 192-1995 page 66 ff [5] US Food and Drug Administration Code of Federal Regulations: Title 21, Volume 3, Section 178.3570, „Indirect Food Additives: Lubricants with incidental food contact“ Update: 1 April, 2014. [6] Food and Agriculture Organization of the United Nations: „FAO Food and Nutrition Paper 73- Manual on the application of the HACCP system in mycotoxin prevention and control“ Published: Rome, Italy, 2001, Pages 25-48 [7] Jim Girard, Lubriplate Lubricants: „The Continuing Evolution of Food Grade Lubricants“ White paper available at www.lubriplate.com [8] United States Department of Agriculture: Miscellaneous Publication Number 1419 „List of Proprietary Substances and Nonfood Compounds“ Published: March, 1985 [9] NSF White Book Nonfood Compounds Listing Directory info.nsf.org/ usda/ psnclistings.asp [10] Richard Beercheck: „International Regulations for Food Grade Lubricants“ Lubes ‘N’ Greases Europe- Middle East- Africa, June 2014, Page 37. [11] InS Services H1 Registration brochure, www.insservices.eu [12] ISO 21469: 2006: „Safety of Machinery - Lubricants with incidental product contact - Hygiene requirements“ www.iso.org [13] Lisa Tocci: „A Full Plate“ Lubes ,N’ Greases, July 2014, Page 27 [14] Ashlee Breitner: „NSF International Webinar“ „ISO 21469“ Webinar date: 9 September, 2014 [15] 21CFR 178.3570 section (a)(1) [16] Tom Neltner JD and Maricel Maffini, PhD, Natural Resources Defense Council: „Generally Recognized as Secret: Chemicals Added to Food in the United States“ NRDC Report April 2014, www.nrdc.org [17] United States District Court for the District of Columbia Case No. 1: 14-cv-267-RC, Filed 13 March, 2014 [18] Melody M. Bomgardner: „Food Ingredients Eyed“ Chemical & Engineering News 8 September, 2014, Page 13 [19] www.ehedg.org [20] EHEDG DOC 23- Part 1: „Use of H1 Registered Lubricants Second Edition“ Published: May 2009, Page 5. [21] Framework Regulation EC 1935/ 2004, Amended 18 June 2009. Ec.europa.eu. [22] Home page www.concawe.eu [23] BJ Simpson: Concawe report no 2/ 14 „Proceedings of the Mineral Oil Cross Industry Issues (MOCRINIS) Workshop“ Published: January, 2014, Pages 8 ff. [24] EFSA Panel on Contaminants in the Food Chain (CON- TAM): „Scientific Opinion on Mineral Oil Hydrocarbons in Food“ EFSA Journal 2012; 10(6): 2704 Update: 28 August, 2013, www.efsa.europa.eu [25] US Department of Health and Human Services: FDA Food Safety Modernization Act (FSMA) US Public Law 111-353, Signed into law 4 January, 2011. [26] US Food and Drug Administration: „FSMA Fact Sheet“ Published: 12 July, 2011 [27] Global Food Safety Initiative: „What is GFSI“, www.mygfsi.com [28] Health Canada main web page: www.hc-sc.gc.ca [29] CFIA: „Guide to Food Safety“ Published: September 2010, www.inspection.gc.ca [30] CFIA: „Reference Listing of Accepted Construction Materials, Packaging Materials and Non-Food Chemical Products database“ Last Update: 26 July, 2014, www. inspection.gc.ca [31] Australian Government: „Australia New Zealand Food Standards Code“ www.comlaw.gov.au [32] Australian Government Department of Agriculture: „List of chemical compounds accepted for use“ Last update 2 July, 2014, www.agriculture.gov.au [33] New Zealand Ministry of Agriculture and Forestry: „Approved Maintenance Compounds (Non-Dairy) Manual“ www.foodsafety.govt.nz [34] ELGI Position Paper „The Selection and Usage of Food Safe Lubricants, www.elgi.org Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 41 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 41 Aus der Praxis für die Praxis 1 Viskositätsänderung durch Temperatur Um den Einfluss der Temperatur auf das Viskositätsverhalten zu ermitteln, wurde die Viskosität mit einem Rotationsviskosimeter im Temperaturbereich von -30 °C bis 120 °C gemessen. Dabei erfolgt die Viskositätsmessung indirekt über eine Reibkraftmessung. Die durch Temperaturänderung im Fluid geänderte innere Reibung und Wechselwirkungskraft, wird durch Messung der Reibkraft oder des Reibmomentes in eine Viskosität umgerechnet. Die Messung des Reibmomentes bei einer definierten Temperatur erfolgt bei unterschiedlichen Drehzahlen. Des Weiteren wird vorausgesetzt, dass die Änderung der Drehzahl zu keinem zusätzlichen Energieeintrag ins System führt. Ausgehend von dem Arrheniusansatz (Gl. 1), dem Diffusionskoeffizienten (Gl. 2) und der Einstein-Relation (Gl. 3) ist die Viskosität formal mit der Gleichung 4 [1] beschreibbar. (1) (2) 42 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 * Dipl. Ing. Mario Müller Siemens AG, 13629 Berlin Bestimmung der Aktivierungsenergie von Fluiden mit Hilfe der Viskositätsmessung M. Müller* Die Erhöhung der Effizienz moderner Antriebstechnik kann durch die Minimierung der mechanischen Verluste an den Tribokontaktstellen erfolgen. Ihre sichere Funktion hängt wesentlich von den thermophysikalischen Eigenschaften des verwendeten Schmiermittels ab. Bei gleichzeitig steigender Leistungsdichte werden immer höhere Anforderungen an die Betriebssicherheit des Antriebsstranges bei Betriebsstörungen oder sonstigen unvorhersehbaren Betriebssituationen gestellt. Dies erfordert zudem eine kontinuierliche Erweiterung der zum Einsatz kommenden Berechnungs- und Simulationsverfahren. Da der Entwicklungstrend zu immer höheren Leistungen und Leistungsdichten führt, ist die genauere Berücksichtigung thermophysikalischer Schmierstoffmodelle für die zuverlässige Vorausberechnung des Betriebsverhaltens der Tribokontakte unerlässlich. Eyring hat mit seiner kinetischen Theorie den Grundstein zur Beschreibung der Viskosität über Platzwechselprozesse gelegt. Nach Eyring basiert das Fließen einer Flüssigkeit darauf, dass Teilchen aus der Umgebung in ein bestehendes Loch springen können. Geht man davon aus, dass die innere Reibung durch die Wechselwirkung zwischen den Molekülen bestimmt wird, müssen bestehende Wechselwirkungskräfte aufgehoben und neu gebildet werden. Die dafür benötigte Energie entspricht der Aktivierungsenergie. Schlüsselwörter Viskosität, Aktivierungsenergie, thermophysikalische Eigenschaften, Messung, Tribokontakt, Eyring, Platzwechselprozesse Increasing the efficiency of modern drive technology can be carried out by minimizing the mechanical losses at the tribological contacts. The reliable function depends essentially on the thermophysical properties of the lubricant used. At the same time, higher power density ever higher demands are placed on the operational reliability of the drive train in case of malfunctions or other unforeseen operating situations. This also requires a continuous expansion of calculation and simulation methods. As the development trend leads to higher performance and power densities, the detailed account of thermophysical models of lubricants for reliable prediction of the operating performance of tribological contacts is essential. Eyring has placed with his kinetic theory the foundation for describing the viscosity by exchange processes. After Eyring the flow of a fluid based on the fact that particles can jump into an existing hole from the environment. Assuming that the internal friction is determined by the interaction between the molecules, existing interaction forces must be canceled and reformed. The energy required for this corresponds to the activation energy. Keywords viscosity, activation energy, thermophysical properties, measurement, tribological contacts, Eyring, exchange processes Kurzfassung Abstract k=A×e - EA RT D=D 0 ×e - EA RT T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 42 Dabei beschreibt die Änderung der Aktivierungsenergie die Energie, die durch Dichteänderung benötigt wird, um ein Molekül von einem bestehenden thermodynamischen Ausgangszustand in einen beliebigen thermodynamischen Gleichgewichtszustand zu überführen. Die charakteristischen Kennwerte der untersuchten Fluide sind in der Tabelle 1 zusammengefasst. In den Bildern 1 und 2 sind die bei Normaldruckbedingungen mit dem Rotationsviskosimeter gemessenen Viskositäten über der Temperatur und in den Bildern 3 und 4 sind die Änderungen der Aktivierungsenergien über dargestellt. Aus der Praxis für die Praxis (3) (4) Ausgehend von der Gleichung 4 und dem linearen Zusammenhang zwischen Dichte und Temperaturänderung (Gl. 5) lässt sich die Änderung der Aktivierungsenergie berechnen zu: (5) (6) Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 43 Bild 1: Viskosität über der Temperatur Bild 2: Viskosität über der Temperatur Bild 3: Änderung der Aktivierungsenergie Bild 4: Änderung der Aktivierungsenergie Tabelle 1: charakteristische Kennwerte der untersuchten Fluide Bezeichnung Bezeichnung ISO ν 40 °C η 40 °C ρ 40 °C γ’ lang kurz VG [mm 2 / s] [mPas] [kg/ m 3 ] [kg/ m 3 K] Mineralöl 100 MIN 100 100 103,36 89,4 864,91 0,58753 Mineralöl 100 MIN 100 100 92,55 80,7 871,88 0,52464 4%A99 4%A99 Polyalphaolefin 10 PAO 10 68 68,27 56,9 833,43 0,53158 TMP-Ester 10 TMP 10 46 51,58 46,8 907,30 0,60333 Gruppe 3 Grundöl GOE A 22 25,67 21,1 821,86 0,53133 GOE A+friction modifier A FMA 68 69,56 58,5 840,97 0,57206 1/ 3 GOE A und 2/ 3 Ester GOE AE 22 24,03 19,8 824,00 0,41549 GOE AE+friction modifier A ESA 68 59,97 53,7 895,37 0,62569 D= kT 6 a = 0 ×e EA RT = ' × T+ 0 E A = ln  0 ×R× ! - 0 " ' ' R×  - 0 = 1 R× T T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 43 Aus der Praxis für die Praxis Es wird deutlich, dass bei hohen Temperaturen kleine Änderungen der Aktivierungsenergie auftreten. Somit ist bei hohen Temperaturen die Aktivierungsenergie nahezu konstant. Mit abnehmender Temperatur bzw. zunehmender Dichte nimmt die Aktivierungsenergie zu. Daher ist nicht von einer konstanten Aktivierungsenergie über den gesamten Temperaturbzw. Dichtebereich auszugehen. Die Aktivierungsenergie im Bezugspunkt T 0 ergibt sich durch den Differenzenquotient zweier Messpunkte. Es gilt: (7) Je kleiner die Differenztemperatur zwischen den zwei Messpunkten ist, umso genauer lässt sich die Aktivierungsenergie am Bezugspunkt berechnen. In der Tabelle 2 sind die Aktivierungsenergien E A0 am Bezugspunkt zusammengefasst. Für die absolute Aktivierungsenergie E A gilt dann: (8) In den Bildern 5 und 6 sind die absoluten Aktivierungsenergien über der Dichte und in den Bildern 7 und 8 über der Temperatur dargestellten. Eine Beurteilung hinsichtlich Reibungsverhalten der Fluide muss für den stationären und instationären Betriebszustand getrennt erfolgen. Beim stationären Betriebszustand ist die Höhe der Aktivierungsenergie bei einer 44 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Bild 5: absolute Aktivierungsenergie Bild 6: absolute Aktivierungsenergie Bild 7: absolute Aktivierungsenergie Bild 8: absolute Aktivierungsenergie Tabelle 2: Aktivierungsenergie am Bezugspunkt Bezeichnung η 0 [mPas] ρ 0 [kg/ m 3 ] T 0 [K] E A0 [kJ/ mol] MIN 100 7,6047 825,40 380,41 32,907 MIN 100 4%A99 7,5145 836,60 380,41 31,840 PAO 10 7,4330 797,02 381,65 26,223 TMP 10 7,2262 866,72 380,41 24,280 GOE A 3,6124 786,12 380,41 23,297 FMA 7,6424 801,32 382,46 26,436 GOE AE 3,6433 796,03 380,50 22,204 ESA 7,8529 851,96 382,55 24,935 ( ln [ ])  1 RT = ln ! 1 " -ln ! 0 " 1 RT1 - 1 RT0 E A =E A0 + E A T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 44 Aus der Praxis für die Praxis stationären Temperatur relevant. Hier zeigt sich, dass das TMP10, mit Ausnahme der Grundöle, über den gesamten Temperaturbereich die niedrigsten Aktivierungsenergien hat. Um ein Fließen des Fluiden zu bewirken, muss beim TMP10 weniger Energie von außen hinzugefügt werden. Somit kann durch verwenden von TMP10 die Verlustleistung reduziert und der Wirkungsgrad erhöht werden. Um eine Aussage hinsichtlich Reibungsverhalten bei instationären thermischem Betriebszustand machen zu können, muss die Steigung der Aktivierungsenergie an jedem Temperaturpunkt bestimmt werden. 2 Viskositätsänderung durch Druck Die Druckabhängigkeit der Viskosität wird mit einem nicht passivierten Torsionsschwingquarz in einer Hochdruckkolbenmesszelle gemessen, die im Hochdruckautoklaven mit Drücken bis zu 1 GPa beaufschlagt werden kann. Zur Ermittlung der Viskosität werden Resonanzkurven aufgenommen und aus der Verschiebung der Resonanzfrequenz wird die Viskosität berechnet [2]. Die Messzelle zur Bestimmung der druck- und temperaturabhängigen Viskosität besteht aus einem Torsionsschwingquarz, der über 4 Anschlussleitungen frei schwingend gehalten und gleichzeitig kontaktiert wird. Die Viskositätszelle wird am Messkopf adaptiert, wobei die Messpotentiale mittels einer speziellen Hochdruckdurchführung aus dem Innenraum des Autoklaven herausgeführt und mit der externen Auswerteelektronik verbunden werden. Der Schwingquarz besteht aus einem Einkristall, auf dem eine Goldkontaktierungsschicht aufgedampft ist. Mit Hilfe eines Frequenzgenerators können von außen Wechselspannungen beliebiger Frequenz angelegt werden. Der Quarz wird dadurch in eine Torsions- Dreh-Schwingung versetzt, deren frequenzabhängiger Amplitudenverlauf aufgenommen wird. Der angeregte Torsionsschwingquarz schwingt in Analogie zur translatorisch ausgeführten Schwingung eines freien gedämpften Einmassenschwingers mit einer sich in Abhängigkeit von der viskosen Dämpfung d, in diesem Fall von der dynamischen Viskosität η des an der freien Oberfläche anhaftenden Öls, ergebenden Eigenfrequenz f F . Im Vergleich zur druck- und temperaturabhängigen Eigenfrequenz des ungedämpften Torsionsschwingers f L lässt sich aus der Verschiebung der Eigenfrequenz f F infolge der viskosen Dämpfung der viskose bzw. gedämpfte Anteil der Viskosität des Fluides nach Gleichung 9 [2] bestimmen. (9) Die druckabhängige Viskosität wurde bei den vier isothermen Temperaturen 20, 40, 60 und 80 °C gemessen. Die gemessenen Viskositäten sind in den Bildern 9 bis 16 über den Druck dargestellt. Wie erwartet, nimmt die Viskosität mit zunehmendem Druck zu. Insbesondere das PAO 10 zeigt einen ausgeprägten Übergang zwischen degressiven Viskositätsverlauf bei niedrigem Druck hin zum progressiven Viskositätsverlauf bei steigendem Druck. Ebenso ist zu beobachten, dass ab einem fluidabhängigen Druck die gemessene Viskosität nicht weiter ansteigt. Die Gegenüberstellung des Viskositätsverlaufs Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 45 Bild 9: MIN 100 Bild 10: MIN 100 4%A99 Bild 11: PAO 10 Bild 12: TMP 10 F =  Q2 r Q2  f L2 -f F2 2 16 F f F3 × ! 1+ rQ 2LQ " 2 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 45 Aus der Praxis für die Praxis von Grundöl A und FMA bzw. Grundöl AE und ESA zeigt, dass der Friction Modifier maßgeblichen Einfluss auf den gemessenen Viskositätsverlauf hat. So bewirkt der Friction Modifier beim Grundöl A, dass die gemessene Viskosität in einem definierten Druckbereich nicht abnimmt, sondern kontinuierlich ansteigt. Wird im Gegensatz dazu der Friction Modifier zum Grundöl AE hinzugefügt, nimmt die gemessene Viskosität in einem begrenzten Druckbereich erst stark ab, um anschließend wieder anzusteigen. 46 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Bild 13: Grundöl A (GOE A) Bild 14: FMA (GOE A+friction modifier) Bild 15: Grundöl AE (GOE AE) Bild 16: ESA (GOE AE+friction modifier) Bild 17: MIN 100 Bild 18: MIN 100 4%A99 Bild 19: PAO 10 Bild 20: TMP 10 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 46 Aus der Praxis für die Praxis In den Bildern 17 bis 24 sind die Viskositäten der isobaren Rotationsviskosimetermessung (RV isobar) und die Viskositäten der isothermen Hochdruckquarzviskosimetermessung (HD-QV isotherm) über der Dichte dargestellt. Hierbei wird deutlich, dass bei gleicher Dichte und somit gleichen mittleren Molekülabstand die gemessenen isothermen HD-Quarzviskositäten immer kleiner sind, als die isobaren Viskositäten des Rotationsviskosimeters. Wird der von Tait [3] in der Gleichung 10 dargestellte Zusammenhang zwischen Dichte und Druck genutzt, kann die Änderung der Aktivierungsenergie entsprechend der Gleichung 14 berechnet werden. (10) (11) (12) (13) (14) mit (15) In den Bildern 25 bis 32 sind die Änderungen der Aktivierungsenergie über der Dichte dargestellt. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 47 Bild 25: MIN 100 Bild 26: MIN 100 4%A99 Bild 21: Grundöl A (GOE A) Bild 22: FMA (GOE A+friction modifier) Bild 23: Grundöl AE (GOE AE) Bild 24: ESA (GOE AE+friction modifier) = ' × T+ 0 1ln  1+m×p K0 m T= × ! 1ln  1+m×p K0 m " - 0 ' E A = ln  0 ×R× ! × ! 1ln  1+m×p K0 m " - 0 " ' E A = ln  0 ×R× # p =0 - 0 $ ' E A =ln  0 ×R× T p=0 T p=0 =T 0 -T p=0 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 47 Aus der Praxis für die Praxis Wie schon für die isobaren Viskositätsmessungen zuvor, lässt sich die absolute Aktivierungsenergie der isothermen Viskositätsmessung auch mit der Gleichung 8 bestimmen. In den Bildern 33 bis 40 sind die absoluten Aktivierungsenergien über der Dichte aufgetragen. Man erkennt deutlich, dass mit zunehmender Dichte die Aktivierungsenergie zunimmt und mit zunehmender Temperatur die Aktivierungsenergie bei konstanter Dichte kleiner wird. Des Weiteren ist die Aktivierungsenergie der isobaren RV-Messung immer größer als die Aktivierungs- 48 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Bild 27: PAO 10 Bild 28: TMP 10 Bild 29: Grundöl A (GOE A) Bild 30: FMA (GOE A+friction modifier) Bild 31: Grundöl AE (GOE AE) Bild 32: ESA (GOE AE+friction modifier) Bild 33: MIN 100 Bild 34: MIN 100 4%A99 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 48 Aus der Praxis für die Praxis energie der isothermen HD-QV-Messung. Geht man nun davon aus, dass sich in jedem Fluid ein mittlerer Molekülabstand einstellt und die Viskosität durch Platzwechselvorgänge der Moleküle beschrieben wird, so muss jedes Molekül eine definierte Energiebarriere überwinden. In diesem Fall ist die Höhe der Energiebarriere proportional zur Dichte und antiproportional zum mittleren Molekülabstand. Da der mittlere Molekülabstand durch die Temperatur und den von außen anliegenden Druck beeinflusst wird, wird auch die Höhe der Energiebarriere durch Druck und Temperatur beeinflusst. Dabei nimmt die Energiebarriere bei Temperaturzufuhr ab und bei Druckerhöhung zu. Somit wird die Höhe der Energiebarriere durch die thermische und potentielle Energie bestimmt. Unter der Voraussetzung, dass jedes Molekül eine kinetische Energie und somit ein definiertes Energieniveau hat, muss Energie (Aktivierungsenergie) hinzugefügt werden, um die Energiebarriere zu überwinden und einen Platzwechsel zu ermöglichen. Dabei wird die kinetische Energie des Moleküls durch die Temperatur, den Druck und wieviel Energie durch Impulsaustausch von einer bewegten Oberfläche auf das Fluid übertragen wird, beeinflusst. Schematisch ist dies im Bild 41 dargestellt. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 49 Bild 35: PAO 10 Bild 36: TMP 10 Bild 37: Grundöl A (GOE A) Bild 38: FMA (GOE A+friction modifier) Bild 39: Grundöl AE (GOE AE) Bild 40: ESA (GOE AE+friction modifier) Bild 41: schematische Darstellung der Aktivierungsenergie T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 49 Aus der Praxis für die Praxis Auf Basis dieses Modells ist der Viskositätsverlauf der Hochdruckquarzviskositätsmessung wie folgt beschreibbar. Wird durch Druckerhöhung die Dichte erhöht bzw. der mittlere Molekülabstand verringert, wird die Energiebarriere erhöht. Da aber durch Druckerhöhung auch ein Teil in kinetische Energie umgewandelt wird, werden auch die Moleküle in ein höheres Energieniveau gehoben und es ergibt sich eine resultierende Aktivierungsenergie. Um einen Platzwechsel bei einer definierten Dichte zu ermöglichen, muss diese Energie von außen hinzugefügt 50 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Bild 42: Aktivierungsenergie bei 20 °C Bild 43: Aktivierungsenergie bei 20 °C Bild 44: Aktivierungsenergie bei 40 °C Bild 45: Aktivierungsenergie bei 40 °C Bild 46: Aktivierungsenergie bei 60 °C Bild 47: Aktivierungsenergie bei 60 °C Bild 48: Aktivierungsenergie bei 80 °C Bild 49: Aktivierungsenergie bei 80 °C T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 50 Aus der Praxis für die Praxis werden. Geht die Viskosität in einen horizontalen Verlauf über, hat die innere Reibung keinen maßgeblichen Einfluss mehr auf die Aktivierungsenergie. Sobald dieser Punkt erreicht ist, basiert die Zunahme der Aktivierungsenergie nur noch auf die Zunahme der Wechselwirkungskräfte. Es ist aber davon auszugehen, dass auch in diesem Bereich die Viskosität weiter leicht ansteigt. Die Abnahme der Viskosität bei Grundöl A und ESA kann z. B. auf eine veränderte Molekülform und einer Verringerung der inneren Reibung oder auf das Anregen einer fluidbezogenen Eigenfrequenz mit dem Schwingquarz zurückzuführen sein. Dabei wird die fluidbezogene Eigenfrequenz durch den mittleren Molekülabstand und der Molekülgeschwindigkeit bestimmt. Für die Beurteilung des Reibungsverhaltens muss zwischen stationären und instationären Betrieb unterschieden werden. Beim stationären Betreib ist die Höhe der Aktivierungsenergie beim Betriebsdruck relevant. In den Bildern 42 bis 49 sind die Aktivierungsenergien über den Druck aufgetragen. Auch hier wird deutlich, dass das TMP10, mit Ausnahme der Grundöle, die niedrigsten Aktivierungsenergien hat. Hinsichtlich instationären Betriebsverhaltens ist es erforderlich, die Steigung der Aktivierungsenergie beim Betriebsdruck zu bewerten. 3 Zusammenfassung Wie erwartet steigt beim Rotationsviskosimeter die dynamische Viskosität aller Fluide mit abnehmender Temperatur an. Es zeigte sich, dass die isotherme druckabhängige Viskosität mit zunehmender Temperatur bei konstanter Dichte abnimmt und kleiner als die isobare temperaturabhängige Viskosität bei gleicher Dichte ist. Ausgehend von der Viskositätsmessung war es möglich die Aktivierungsenergie zu bestimmen. Wird die Aktivierungsenergie über der Dichte aufgetragen, so zeigt sich, dass diese mit zunehmender Dichte ansteigt aber mit zunehmender isothermer Temperatur abfällt. Ebenso ist bei gleicher Dichte die isobare temperaturabhängige Aktivierungsenergie größer, als die isotherme druckabhängige Aktivierungsenergie. Des Weiteren wurde gezeigt, dass die Aktivierungsenergie nicht konstant ist. Nur für hohe Temperaturen, kleine Dichten bzw. große Molekülabstände kann die Aktivierungsenergie als nahezu konstant angenommen werden. Überträgt man diese Erkenntnisse auf das Modell zur Beschreibung der Viskosität, so nimmt mit zunehmender Dichte die zu überwindende Energiebarriere zu. Die kinetische Energie der Moleküle wird aber dadurch beeinflusst, ob es sich um einen isobaren temperaturabhängigen oder um einen isothermen druckabhängigen Prozess handelt. Es wurde auch gezeigt, dass die Aktivierungsenergie und somit auch die Viskosität davon abhängt, wie viel Energie von der mit dem Fluid korrespondierenden Oberfläche auf das Fluid übertragen und wie viel Energie durch Druckerhöhung in kinetische Energie umgewandelt wird. Ebenso wurde gezeigt, dass die Viskosität der isobaren Temperaturänderung stetig zunimmt, die Viskosität der isothermen Druckänderung aber einen fluidabhängigen Grenzwert haben kann. Die Tatsache, dass die Viskosität auch von der mit dem Fluid korrespondierende Oberflächengeschwindigkeit abhängt, geht bislang nur in EHD- Simulationen als Scherratenabhängigkeit der Viskosität ein. Im Gegensatz dazu, wird bei schnelllaufenden Rotoren, wie z. B. Turboladern, die Abnahme der Viskosität bei hohen Oberflächengeschwindigkeiten bislang nicht berücksichtigt. Um das Reibungsverhalten eines Fluiden zu beurteilen, ist es erforderlich zwischen dem stationären und dem instationären Betriebszustand zu unterscheiden. Da das Reibungsverhalten eines realen tribologischen Kontaktes aber auch davon abhängt, wie das Fluid mit der Oberfläche korrespondiert, reicht es nicht aus, nur das Reibungsverhalten des einzelnen Fluiden zu beurteilen. 4 Formelverzeichnis f L Eigenfrequenz des Schwingquarzes in Luft [1/ s] f F Eigenfrequenz des Schwingquarz im Fluid [1/ s] p Druck [N/ m 2 ] r Q Radius des Schwingquarz 6 mm [m] D Diffusionskoeffizient [m 2 / s] D 0 Diffusionskoeffizient am Bezugspunkt [m 2 / s] ΔE A Änderung der Aktivierungsenergie [J/ mol] E A0 Aktivierungsenergie am Bezugspunkt [J/ mol] E A Aktivierungsenergie [J/ mol] L Q Länge des Schwingquarz 70 mm [m] R Universelle Gaskonstante [J/ (mol K)] T Temperatur [K] T 0 Temperatur am Bezugspunkt [K] T p=0 Temperatur bei isothermer Messung [K] η Viskosität [Pa * s] η 0 Viskosität am Bezugspunkt [Pa*s] θ Temperatur [°C] ρ Dichte [kg/ m 3 ] ρ 0 Dichte am Bezugspunkt [kg/ m 3 ] ρ p=0 Dichte bei Normaldruck für T p=0 [kg/ m 3 ] ρ F druck- und temperaturabhängige Dichte des Fluiden [kg/ m 3 ] ρ Q Dichte des Quarz 2642 kg/ m 3 [kg/ m 3 ] Literatur [1] P. W. Atkins, J. de Paula; Kurzlehrbuch Physikalische Chemie 4. Auflage; WILEY-VCH Verlag; S. 502; 2008 [2] Bode, B.: Entwicklung eines Quarzviskosimeters für Messungen bei hohen Drücken, Dissertation TU Clausthal, IRM 1994 [3] A. T. J. Hayward, Compressibility equations for liquids: a comparative study; Brit. J. Appl. Phys. Vol. 18; S. 965- 977; Feb. 1967 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 51 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 51 Aus der Praxis für die Praxis 1 Introduction High equipment temperatures can cause several problems in lubricated systems, for example: - lifetime reduction of components and lubricants - maintenance time and costs - high energy losses - need of extra cooling equipment - safety problems Lubricants can have a big effect on the temperature behaviour of a system. An appropriate viscosity should be chosen to ensure hydrodynamic lubrication between moving parts. Choosing a lower viscosity than needed results in mixed friction, wear and heat, whereas choosing a higher viscosity results in higher fluid friction, which also increases heat. 52 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 * Michael Möller Stefan Mooren Dipl.-Ing. Michael Plew BP Europa SE/ Castrol Industrial, Technical Support, Mönchengladbach, Germany Temperature reduction using PD additives M. Möller, S. Mooren, M. Plew* Hohe Temperaturen haben einen Einfluss auf die Lebensdauer von Maschinenelementen wie zum Beispiel Lagern, Dichtungen oder Schmierstoffen. Spezielle Schmierstoffadditive können helfen, die Temperatur zu reduzieren. Zudem werden neben der Temperaturreduzierung oft auch Energieeinspareffekte in diesen Systemen festgestellt. PD-Additive (Plastische Deformations Additive) können die Temperatur in Aggregaten wie zum Beispiel hochbelasteten Getrieben oder Wälzlagern senken. Die Wirkung dieser Additive an belasteten Oberflächen reduziert die Rauheit der gegeneinander wirkenden Elemente, daraus resultierend erreichen diese schneller und öfter eine hydrodynamische Schmierung bei Variation von Geschwindigkeit und Belastung. Systeme mit höherer Rauheit dagegen werden öfter Mischreibung oder gar Grenzreibung erfahren und mehr Verschleiß sowie höhere Temperaturen erzeugen. Die Temperaturreduzierung von geschmierten Systemen wird oft mit spezifischen Feldtestungen oder aber auf sehr speziellen Prüfständen nachgewiesen. So erzeugte Testresultate sind zumeist nicht mit anderen Ergebnissen vergleichbar. Anhand von Untersuchungen unterschiedlicher Schmierstoffe und Schmierstoffadditivierungen auf dem FE8 Wälzlagerprüfstand, sowie Auswertungen diverser FZG Fresslastuntersuchungen (A/ 8,3/ 90 und A/ 16,6/ 90), wird dargestellt, dass solche Ergebnisse ebenfalls auf standardisierten Prüfmaschinen nachvollziehbar sind. Dieser Beitrag zeigt die Temperaturreduzierung anhand von Ergebnissen, die sowohl auf einem speziellen Kundenprüfstand als auch auf standardisierten Prüfständen ermittelt wurden. Schlüsselwörter PD-Additive, plastische Deformation, MPR-Test, FZG Test, FE8 Test, Temperaturreduzierung, Energieeffizienz High temperatures have an effect on the lifetime of equipment like bearings, seals or lubricants. Special lubricant additives can help to reduce the temperature of lubricated systems. In addition to lower temperatures, increased energy efficiency effects are often seen in these systems. PD-additives (plastic deformation additives) can lower the temperature in equipment like high loaded gears or roller bearings. The impact of this temperature reduction has often been proven by tests conducted by customers as well as on very special test rigs. This test results are often not comparable with other results. This paper will show the temperature reduction effected by PD additives taking some common test rigs as FZG [1] and FE8 [2] test machine as well some results of customer tests. Keywords PD-Additive, plastic deformation additives, MPR- Test, FZG Test, FE8 Test, Temperature reduction, Energy efficiency Kurzfassung Abstract T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 52 Aus der Praxis für die Praxis Systems which are subject to boundary or mixed friction for extended periods of time and reach hydrodynamic states less often or for shorter periods of time than other systems will create more energy loss, resulting in higher system temperatures. 2.2 Temperature reduction by PD additives As described briefly under Point 2, PD additives have a significant effect on surface roughness under high loads and increased temperatures. The roughness will be reduced without creating additional wear. In other words, the peaks of the surface roughness will be shifted into the neighbouring valleys. Graphic 2 shows the surface of a test specimen of a MPR test rig (a micropitting screening test) after lubrication with a PD containing gear oil. The surface roughness was reduced from Ra = 200 nm to Ra = 98 nm during the test run whereas other tested fluids (also PAO CLP [4] gear lubricants with high micropitting resistance) have shown an increase of surface roughness up to Ra ≈ 450 nm. By reducing surface roughness, a hydrodynamic regime will be built up faster and more stable. Having higher roughness in a system it is more critical to reach again mixed friction when vary the load or the speed of the system. Having partly more mixed friction the temperature will increase. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 53 Graphic 1: Stribeck curve Graphic 2: surface roughness of a MPR test rig specimen lubricated with PD gear oil High loads and shock loads may also result in mixed or boundary friction, also increasing friction, wear and heat. By using lubricants with PD additives, the temperatures of high and shock loaded equipment can drop significantly. 2 Function of PD additives PD additives take effect on the surface of the moving metal parts like gear teeth or rollers and boards of bearings. At first, they build up an additive film on the surface of the parts similar to common anti-wear and EP additives. When subjected to high loads and/ or temperatures, the second phase of the PD reaction gets started and PD additives partly diffuse into the top layer of the surface. When load and stress increase further, these PD additive containing layers become plastically deformed. Peaks of the surface roughness will be shifted into neighbouring valleys. Surface roughness is reduced, resulting in easier formation of a hydrodynamic lubrication film in combination with reduced stress on local surfaces and roughness peaks. 2.1 Temperature behaviour Persistent system temperature depends on several different things, like: - distribution of stress and stressed areas - materials and their friction coefficients - surface roughness of friction partners - movement patterns - environmental temperatures - lubrication of the system o grease lubrication o oil splash lubrication o circular lubrication - effects of cooling systems, if applicable - operation mode o continuous operation o part time operation - lubrication/ friction condition (see graphic 1) o mixed or boundary friction o EHD T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 53 Aus der Praxis für die Praxis Wear will also be reduced, because the system is working more continuously in hydrodynamic lubrication states. 3 Gear manufacturer test rig experience In applications of the underground coal mining industry, lubricating conditions are very tough. Workers as well as equipment have to deal with high environmental temperatures, high humidity, a lot of dirt and dust as well as hard rocks and particles. Some highly loaded coal cutting shearer loaders working under such conditions were unable to achieve the expected lifetime. Oil temperatures had risen too high with the standard CLP 320 gear oil which was used at that time. As result the gears of those machines experienced several breakdowns. Installations of new gears in underground mines are very difficult, resulting in increased downtimes of the shearer loaders and poor productivity. In cooperation with the manufacture of the shearer loaders and their gears, Gebr. Eickhoff Maschinenfabrik und Eisengießerei GmbH, tests with other fluids were decided. On Eickhoff´s test rig in Bochum, the PD containing fluid Castrol Tribol 1710/ 320 has shown exciting results. When testing the standard CLP 320 gear oil, temperatures about 100 °C up to 105 °C were measured, whereas tests with Castrol Tribol 1710/ 320 resulted in temperatures of only about 80 °C up to 85 °C, a drop of round about 20 °C. Because of this test result the equipment manufacture, Gebr. Eickhoff Maschinenfabrik und Eisengießerei GmbH, and coal mining companies like Deutsche Steinkohle AG changed their shearer loader gear oils from Standard CLP 320 to Castrol Tribol 1710/ 320. Using Castrol Tribol 1710/ 320, the shearer loaders also proved to have lower oil temperatures and confirmed the test rig results. This led to less frequent service intervals and prolonged equipment lifetime. 4 Roller bearing test using a FE8 test rig [2] The FE8 test rig [2], specified in DIN 51819-1 [2], is used to determine the anti-wear and EP behaviour of lubricating greases and oils in roller bearings under mixed friction conditions. DIN 51819-3 [3] describes the test procedure for lubricating oils. An axial cylindrical roller bearing gets loaded with an axial force of 80 kN and runs at 7.5 rpm at an oil temperature of 80 °C. The bearing is lubricated by an oil circulation system with 0.1 liter per minute. The oil tank has a volume of 4 liters. During the test run the friction torque is measured. After the test the bearing’s roller wear and cage wear are measured. 4.1 Modified FE8 Test 75/ 100-70 To measure a temperature difference between 2 lubrication oils the DIN 51819-3 [3] procedure was inappropriate, so a modified procedure was chosen. The load was increased to 100 kN and the heating temperature of the circulating oil was reduced to 70 °C. The parameters are comparable to a test procedure, which is also often used by Schaeffler AG to test the bearing wear caused by fluids. In addition to the common setup, a second oil tank was installed, including valves to switch over from one oil tank to the other „on the fly“ during the test run. This has been decided on in order to ensure that there is no influence caused by replacing the test bearings and make influences on friction force and temperature directly comparable. Photo 1 shows the test rig used in our test facility in Mönchengladbach, including both mounted oil tanks. The first oil type was running for 100 h before switching to the second oil type (Castrol oil with PD additives), also running for 100 h initially. Within those 100 h, both oils reached reliable steady values. During the whole test run, friction torque and temperature gradient were recorded. 4.2 Results of FE8 Test 75/ 100-70 We tested two different lubricants in the modified procedure. Both candidates are based on poly-alpha-olefin (PAO), have the same viscosity (ISO VG 320) and fulfil requirements of DIN 51517-3 [5] for CLP [4] gear oils. During the test run of Lube 1, a sulphur-phosphor formulated product and Lube 2, a PD formulated product, differences in friction torque and temperature behaviour were observed, as seen in Graphic 3. The bearing temperatures measured with Lube 1 had risen up to 80 °C and the friction torque stabilized at about 35 Nm. Since the oil temperature exceeded 70 °C, the heater did not contribute due to the high oil temperature. 54 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Photo 1: modified FE8 test rig, BP-GLT T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 54 Aus der Praxis für die Praxis After switching to Lube 2, the heater had to turn on periodically to ensure that the oil temperature does not fall below the specified 70 °C. Therefore the temperature might have dropped even more, if the heater had been switched off. Nevertheless, a constant temperature difference of about 10 °C was observed during this test. In addition, the friction torque was significantly lower, levelling out at about 30 Nm, which is 5 Nm less compared to Lube 1. 5 FZG rig test [1] The FZG test rig is a well-known lubricant gear test rig described with several test procedures in different standards and specifications. In DIN 51517-3 [5], minimum requirements for CLP type lubricants [4], it is listed as one of the required wear tests. A CLP [4] gear lubricant according to this standard has to achieve a minimum failure load stage of 12 using procedure FZG A/ 8.3/ 90 described in DIN ISO 14635 [1]. This method measures the scuffing load capacity of oils. Photo 2 shows a FZG test rig in our Mönchengladbach based Technology. Most common CLP gear lubricants with ISO VG 220 or ISO VG 320 are tested with a failure load stage of > 12 in this test procedure. 5.1 Test procedure FZG A/ 8.3/ 90 and A/ 16.6/ 90 [1] When reaching load stage 5, the oil has to be preheated to 90 °C ± 0.3 °C before starting the test run. The test has to run for 21700 revolutions, which takes approximately 15 minutes in each load stage. Before starting the next load stage, the test wheel has to be checked regarding scuffing marks, see Photo 3. In most cases the temperature rises during the test run. We have monitored the oil temperature at the end of every load stage. Before starting the next load stage, the oil has to be cooled down to 90 °C ± 0.3°C again, so every load stage from 5 to 12 (or higher) starts at the same temperature. Other procedures like the A/ 16.6/ 90 [1] with double speed compared to A/ 8.3/ 90 [1] are also common. In this procedure, the tests also start with 90 °C oil temperature in each load stage (beginning with load stage 5). Because load stages 13 and 14 were not measured in every test run or by every lubricant in our evaluation, they were not considered in this paper. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 55 Graphic 3: results of modified FE8 test 75/ 100-70, BP-GLT Photo 2: FZG test rig, BP GLT Photo 3: Test wheel with scuffing marks, BP GLT 5.2 Results of FZG tests, lubricants with S/ P additives As described, we measured the temperature at the end of each load stage. Typically the end temperatures of each stage should rise with increasing loads. This behaviour could be confirmed in each test run. All lubricants used in the following tests had a viscosity-grade of ISO VG 220 or ISO VG 320 to avoid significant influence of viscosity. T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 55 Aus der Praxis für die Praxis At first, we compared the temperatures of mineral-oil based CLP 220 products containing sulphur-phosphor additives (S/ P or -PS-). Two different products were tested. Lube 2 (M-PS-gr-220) has a high resistance against micropitting [6]. Graphic 4 shows an end temperature of about 140 °C in stage 12, sometimes a little bit higher. Findings with S-P products: Conducting double speed tests with 16.6 m/ s, the end temperatures can rise up to 7 °C higher compared to 8.3 m/ s tests (see Graphic 4). Tests of synthetic PAO based CLP gear lubes with sulphur-phosphor additives resulted in temperatures of 135 °C up to 140 °C (see Graphic 5). Using PAO based products instead of mineral oil based products, the temperatures in higher load stages can be up to 7 °C less (see Graphic 6). All in all, end temperatures in load stage 12 of approximately 140 °C are possible and typical when using ISO VG 220 sulphur-phosphor gear lubricants based on mineral oil or PAO. 5.3 Results of FZG tests, lubricants with PD additives As next step we looked into FZG tests [1] of different lubricants containing PD-additives. Graphic 7 shows a comparison of a mineral-oil based CLP 220 and the semi synthetic (mineral-oil and PAO mix) PD 320 lubricant used nowadays in shearer loaders (see point 3 - customer rig test). In load stage 12, the semi synthetic PD 320 reached an end temperature of 122 °C compared to 140 °C measured when using the mineral sulphur-phosphor based product. This results in an overall temperature difference of 18 °C. This temperature difference compares to the differences found under point 3. The question came up, if used oils in the field of the same product type can achieve similar results. Therefor a field sample was taken and a FZG A/ 8.3/ 90 [1] test run initiated. In load stage 12, this resulted in an oil temperature of 126 °C, a little higher than the freshoil sample, but still 14 °C lower compared to the mineral based sulfur-phos- 56 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Graphic 7: FZG mineral S-P and mineral-PAO PD Graphic 4: FZG temperatures of S/ P mineral-oils Graphic 5: test runs with 16.6 m/ s of S/ P oils with different base fluids Graphic 6: temperature differences of PAO and mineral oil based S/ P lubricants T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 56 Aus der Praxis für die Praxis phor based product (see Graphic 8). The temperature reduction effects of PD additives are long-term effects and will also be available after several months of field operation. When using PAO based lubricants formulated with PD-additives, we achieved end temperatures of round about 120 °C with the FZG A/ 8.3/ 90 [1] parameters Graphic 9 shows a comparison of one of these PAO PD products and a mineral oil based sulphur-phosphor product. The viscosity of the used synthetic product (ISO VG 320) is higher compared to the mineral-oil based one (ISO VG 220). At 90 °C, the mineral-oil based product has a viscosity of about 25 mm 2 / s, while the PAO based one has about 43 mm 2 / s. Nevertheless, the temperature difference at the end of the FZG test is round about 20 °C in favor of the PAO based PD product. Different PAO PD products were also run with the A/ 16.6/ 90 procedure [1]. Temperatures of round about 130 °C were measured at the end of the test runs. Used oil samples from filed operations resulted in similar temperature behaviour as fresh oil samples. 5.4 Results of FZG tests The FZG test [1] shows significant temperature effects of different additive technologies when comparing the end temperatures of the higher load stages. 6 Conclusion The conducted tests show the impact on temperature behaviour in loaded systems of lubricants with different additive systems. Three different test rigs have proven this impact, of which two are common test rigs and used in many lubrication research centres or laboratories. When using PD-additives, temperatures in highly loaded equipment like roller bearings or closed gears can be reduced. This can have significant benefits regarding the life time of the lubricated and temperature affected parts of the machines. Energy efficiency benefits can also be seen in many applications when using PD-additives. Photos [1-3] BP Global Lubes technology (GLT), Mönchengladbach References [1] DIN ISO 14635-1; Zahnräder - FZG-Prüfverfahren - Teil 1: FZG-Prüfverfahren A/ 8,3/ 90 zur Bestimmung der relativen Fresstragfähigkeit von Schmierölen (ISO 14635- 1: 2000); Published: 2006-05; Beuth-Verlag [2] DIN 51819-1; Prüfung von Schmierstoffen - Mechanischdynamische Prüfung auf dem Wälzlagerschmierstoff-Prüfgerät FE8-Teil 1: Allgemeine Arbeitsgrundlagen; Published: 1999-12; Beuth-Verlag [3] DIN 51819-3; Prüfung von Schmierstoffen - Mechanischdynamische Prüfung auf dem Wälzlagerschmierstoff-Prüfgerät FE8-Teil 3: Verfahren für Schmieröl, einzusetzende Prüflager, Axialzylinderrollenlager; Published: 2005-03; Beuth-Verlag [4] DIN 51502; Schmierstoffe und verwandte Stoffe; Kurzbezeichnung der Schmierstoffe und Kennzeichnung der Schmierstoffbehälter, Schmiergeräte und Schmierstellen; Published: 1990-08; Beuth-Verlag [5] DIN 51517-3; Schmierstoffe - Schmieröle - Teil 3: Schmieröle CLP, Mindestanforderungen; Published: 2014-02; Beuth-Verlag [6] FVA Informationsblatt 54/ I-IV, Testverfahren zur Untersuchung des Schmierstoffes auf due Entstehung von Grauflecken bei Zahnrädern Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 57 Graphic 8: FZG mineral-PAO PD new and used Graphic 9: FZG mineral S-P and PAO PD T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 57 Aus der Praxis für die Praxis 1 Einleitung Getriebeöle werden nach bisherigem Stand der Technik anhand von Fresslast- und Verschleißversuchen auf dem Vier-Kugel-Apparat sowie anhand von praxisnahen Prüfstandsversuchen auf dem FZG-Verzahnungsprüfstand validiert. [1] Seit 2012 liegt nun eine Prüfnorm für das SRV ® mit der Zylinderrolle-Ebene-Geometrie vor, mit welcher Flächenpressungen im Bereich der FZG-Laststufen 3 bis 14 realisierbar sind. Nach dieser Prüfnorm wird der Schmierstoff konstanter Belastung ausgesetzt und bezüglich Reibungs- und Verschleißverhalten untersucht. [2] Im vorliegenden Beitrag wird die Prüfung nach DIN 51834-4 erweitert um Laststeigerungsversuche mit Normalkraftwerten entsprechend der FZG-Laststufen und versucht, ein Prüfkonzept zu erarbeiten, mit dem mit geringem zeitlichen und materiellen Aufwand Screeninguntersuchungen von Schmierstoffen durchgeführt wer- 58 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 * Dipl.-Ing. (FH) Gregor Patzer Johannes Ebrecht Optimol Instruments Prüftechnik GmbH, 80339 München Vorstellung eines Prüfkonzepts als Screeningmethode für Getriebeöle auf dem translatorischen Oszillationstribometer (SRV ® ) G. Patzer, J. Ebrecht* Die Veröffentlichung einer neuen DIN-Norm über die tribometrische Modellprüfung mit der Zylinderrolle- Scheibe-Geometrie auf einem translatorischen Oszillations-Tribometer (SRV ® ) gibt Anlass, sich erneut mit der Prüfung von Getriebeölen auseinanderzusetzen. Mit dieser Geometrie lassen sich Flächenpressungen entsprechend den FZG-Laststufen 3 bis 14 in typische Normalkraft-Werte von 50 N bis 2000 N übertragen. Neben der Prüfung mit konstanter Kraft (vgl. DIN 51834-4) lassen sich auf dem SRV ® auch Laststeigerungsversuche automatisiert durchführen. Erst eine Kombination dieser beiden Prüfmethoden verspricht eine aussagekräftige Beurteilung von Getriebeölen. Im Einzelnen wird hier der Einfluss des Belastungskollektives - beispielsweise Flächenpressung oder Gleitgeschwindigkeit - sowie der Oberflächentopogaphie der Tribopartner auf das tribologische Verhalten von Getriebeölen untersucht. Ebenso werden diverse tribometrische Ergebnisgrößen zur Interpretation der Vorgänge im Reibkontakt während der Modellprüfung herangezogen. Als Schmierstoffproben werden ausgewählte Ölproben verwendet, deren tribologisches Verhalten aus entsprechenden Prüfstandsversuchen weitgehend bekannt ist. Schlüsselwörter SRV ® , Getrieböle, Fresstragfähigkeit, Prüfkonzept, translatorisches Oszillationstribometer The publication of a new DIN standard for the tribometric model testing of the cylinder roller-on-disk geometry on a translatory oscillation tribometer (SRV ® ) is a good reason to examine the testing of gear oils again. Surface pressures of the FZG load steps 3 to 14 can be transferred to typical normal force values between 50 N and 2000 N with this geometry. Not only can the SRV ® carry out tests with a constant test load (compare DIN 51834-4), it can also carry out tests with increasing test load fully automatically. It is only the combination of these two test methods that provides a meaningful evaluation of gear oils. In particular, the influence of the test load collective - e. g. the surface pressure or the sliding speed - as well as the surface topography of the tribopartners on the tribological behavior of gear oils is examined. Furthermore, various tribometric parameters are used to interpret the processes in the frictional contact during model testing. Selected oil samples were used as lubricants, whose tribological behavior is well known from corresponding test bench trials. Keywords SRV ® , gear oils, seizure load capacity, test concept, translatory oscillation tribometer Kurzfassung Abstract T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 58 Aus der Praxis für die Praxis den können, um eine Vorauswahl für spätere Prüfstandsbzw. Feldversuche zu treffen. Dabei geht es nicht etwa um die Substituierung von bestehenden Prüfkonzepten für Getriebeöle, sondern um eine sinnvolle Erweiterung des tribometrischen Untersuchungsspektrums, um schnellere und umfänglichere Erkenntnisse für Entwicklung und Forschung zu generieren. 2 Experimentelles Vorgehen Im Rahmen dieser Studie werden sechs Schmieröle, für welche teils FZG-Messgrößen vorliegen, auf dem SRV ® - Tribometer verschiedenen Prüfungen unterzogen. Die Ergebnisse dieser SRV ® Prüfungen werden im Hinblick auf statistisches Verhalten, Aussagekraft und Praxisnähe beurteilt. Ziel der Versuchsreihe ist, ein Konzept zur Prüfung von Getriebeschmierstoffen zu entwickeln, welches es erlaubt, unbekannte Schmierstoffproben im Hinblick auf ihre Eignung für den Einsatz in Getrieben zu beurteilen. Geeignete Getriebeschmierstoffe verfügen sowohl über eine hohe EP-Tragfähigkeit als auch über niedrige Reibungs- und Verschleißwerte im Bereich der Mischreibung. Dies zeigt sich bei der Betrachtung typischer Belastungssituationen und Schadensbilder im Getriebe, welche durch Optimierung dieser Eigenschaften reduziert werden können: Fressen in Bereichen der Gleitreibung (Optimierung der EP-Eigenschaften), Graufleckigkeit in der Nähe des Wälzpunktes (Reduzierung des Reibwerts), Langsamlaufverschleiß (Optimierung des Reibungs- und Verschleißverhaltens im Mischreibungsbereich). [1] Insofern liegt es nahe, als ersten Schritt den Schmierstoff einem Laststeigerungsversuch zu unterziehen, um die maximale Tragfähigkeit desselben zu ermitteln. In einem zweiten Schritt sollte dann das Reibungs- und Verschleißverhalten des Schmierstoffs am Rande seines maximalen Belastungsbereichs untersucht werden. Aufgrund dieser vorangegangenen Überlegungen wird als Versuchsmatrix folgendes Verfahren gewählt: 1. Laststeigungsversuch zur Bestimmung der maximalen Fresstragfähigkeit in Doppelbestimmung. 2. Reibungs- und Verschleißbeurteilung in Anlehnung an DIN 51834-4 mit optimierten Parametern. Aufgabe der im Folgenden dargestellten Untersuchungen ist die Beantwortung der nachstehenden Fragestellungen: 1. Einfluss der Oberflächentopografie anhand von geläppten und geschliffenen Oberflächen des Grundkörpers 2. Einfluss der Belastungsdauer bei Laststeigerungsversuchen auf Aussagekraft und Vergleichbarkeit zur Praxis 3. Einfluss des Hubes auf die Reproduzierbarkeit und Aussagekraft des Reibungs- und Verschleißverhaltens nach DIN 51834-4 2.1 SRV ® Tribometer Die Versuche werden auf einem SRV ® der fünften Generation durchgeführt (Bild 1). Dieses hebt sich von seinen Vorgängermodellen durch ein verändertes Elektronikkonzept (FPGA-System) mit modernster Anwendersoftware und einige mechanische Weiterentwicklungen ab. Die SRV ® Grundprinzipien, welche zur Einhaltung aller einschlägigen Normen bindend sind, werden dagegen nach wie vor angewandt: Erzeugung der Bewegung mittels elektromagnetischem Linearmotor, Aufbringung der Normalkraft über ein Getriebespindel-Feder-System, Umwandlung der Reibungskraft in die Reibungszahl unmittelbar in der Verstärkerelektronik, Erfassung der Reibungskraft mittels piezo-elektrischer Sensoren (Bild 2). Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 59 Bild 1: SRV®5 Tribometer mit PC-Pult Bild 2: Übersicht der wichtigsten Elemente innerhalb der SRV ® Testkammer 1 Oszillationsbasisblock 2 Kopfplatte mit 2a Reibkraftsensoren 2b Aufnahme für den unteren Prüfkörper 3 Paralleschwinge in Verlängerung der Antriebsachse 3a Halter für den oberen Prüfkörper 4 Achse Belastungseinrichtung T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 59 Aus der Praxis für die Praxis Das FPGA-System erlaubt eine Vielzahl von parallelen Datenoperationen sowie eine flexible Parametrierung und Anpassung des elektronischen Verhaltens über ausgereifte Firmwarekonzepte. So werden zeitkritische sekundäre Ergebnisgrößen ohne zeitliche Verfälschung direkt in der Hardware berechnet und als Messkanäle in der Auswertungssoftware erfasst. 2.2 Laststeigerungsversuche Für die Laststeigerungsversuche werden zunächst die Parameter der ISO 14635-1 (FZG A/ 8, 3/ 90) soweit möglich auf das SRV ® übertragen (Tabelle 1). Dabei werden folgende Einschränkungen getroffen: • Dauer pro Laststufe: Ausgehend von einer Frequenz von 50 Hz wird die halbe Umdrehungsanzahl des FZG für die Berechnung verwendet, da sich auf dem SRV ® jeder Punkt des Gleitweges zweimal im Eingriff befindet • Maximale Gleitgeschwindigkeit: Auf dem SRV ® sind im Oszillationsbetrieb Gleitgeschwindigkeiten über 1 m/ s kaum realisierbar. Die max. Gleitgeschwindigkeit wird auf 0,63 m/ s festgelegt, da ein Hub von 4 mm auch unter schwierigen tribologischen Bedingungen bei 50 Hz noch gut ausgeregelt werden kann. • Temperatur: Diese wird auf 98 °C gesetzt, da sich der Referenzpunkt für den Temperaturregler im SRV ® an der Unterseite des Grundkörpers befindet. Durch Messung der Oberflächentemperatur kann gezeigt werden, dass diese unter den gewählten Bedingungen bei 90 °C liegt. Zur experimentellen Parameteroptimierung wird zunächst die Dauer der Laststufen verifiziert. Zum einen soll der während der Prüfung auftretende Verschleiß möglichst gering gehalten werden, um die Reduzierung der Flächenpressung gegenüber ihrem berechneten Wert gleichfalls so gering wie möglich zu halten. Zum anderen soll die Dauer so ausgeprägt sein, dass der Schmierstoff ausreichend lang bei der jeweiligen Laststufe geprüft wird, um ein adhäsives Versagen einwandfrei der jeweiligen Laststufe zuzuordnen. Ist die Dauer zu kurz gewählt, tritt das Versagen teils erst bei erheblich höheren Normalkräften ein als bei längerer Belastungsdauer (s. Abschnitt 3). Um dieses Verhalten zu prüfen werden drei Schmierstoffe bei unterschiedlichen Belastungsdauern (30 s, 55 s, 110 s, 217 s) bis zum Auftreten adhäsiven Versagens oder zur maximalen Laststufe 14 geprüft. 2.3 Versuche zur Beurteilung des Reibungs- und Verschleißverhaltens In Abwandlung zu DIN 51834-4 finden die Prüfungen bei 98 °C Prüftemperatur statt. Anstelle einer Einlaufphase bei 50 N Normalkraft beginnen die hier durchgeführten Versuche mit Laststeigerungsstufen gemäß vorhergehendem Abschnitt, bis die Prüfkraft erreicht ist. Diese wird dann für 120 min gehalten. Als Prüfkraft wird zunächst diejenige Normalkraft gewählt, welche im Laststeigerungsversuch noch ohne adhäsives Versagen absolviert wurde. Tritt während des Versuchs dennoch adhäsives Versagen auf, so wird die Prüfung bei der nächstniedrigeren Laststufe wiederholt. Eine Prüfung wird als abgeschlossen gewertet, wenn diese dreimal ohne adhäsive Effekte wiederholt werden konnte. 60 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Tabelle 1: Parametervergleich der Fresstragfähigkeitsversuche auf dem Verzahnungsprüfstand [3] und dem SRV ® Parameter gem. ISO 14635-1 Korrespondierende (Verzahnungsprüfstand: Parameter für das SRV® Fresstragfähigkeit A/ 8, 3/ 90) Umdrehungen pro Laststufe: Frequenz: 50 Hz 21700 Dauer pro Laststufe: 217 s Max. Gleitgeschwindigkeit: 5,56 m/ s Max. Gleitgeschwindigkeit Min. Gleitgeschwindigkeit: bei Hub 4 mm: 0,63 m/ s 1,25 m/ s Temperatur: 90 °C Temperatur unterhalb des Grundkörpers: 98 °C Hertzsche Pressung FZG-Laststufe Normalkraft [N] [N/ mm 2 ]146 295 474 621 773 929 1080 1223 1386 1539 1691 1841 2040 2170 1234567890 11 12 13 14 7 28 73 126 195 282 381 489 628 774 934 1107 1360 1538 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 60 Aus der Praxis für die Praxis 2.4 Verwendete Prüfkörper Als Grundkörper dient gemäß DIN 51834-4 eine Scheibe mit 24 mm Durchmesser und 7,9 mm Höhe. Diese ist aus durchgehärtetem 100Cr6 Wälzlagerstahl gefertigt. Die Oberfläche der Scheibe ist geläppt mit einer Rauheit von R a ca. 0,05 µm. In Abweichung zur Norm kommen teilweise auch Scheiben mit geschliffenen Oberflächen (R a ca. 0,8 µm) zum Einsatz, um den Einfluss der Oberflächentopografie zu untersuchen. Als Gegenkörper dient ein Zylinder mit Durchmesser 6 mm und einer Länge von 8 mm. Der Zylinder ist ballig gefertigt, sodass die Kontaktlänge zu Beginn der Prüfung 4 mm beträgt (Bild 3). Die Oberfläche ist poliert. 3 Ergebnisse 3.1 Einfluss der Oberflächentopografie Die Eignung der Oberflächentopografie wird anhand von Laststeigerungsversuchen mit geläppten und geschliffenen Prüfscheiben als Grundkörper untersucht. Die Versuche fanden bereits im Jahr 2012 auf einem SRV ® der Modellreihe 4 statt. In Abweichung zu Abschnitt 2.2 wurden die vorliegenden Ergebnisse mit einem Hub von 2 mm und einer Belastungsdauer von 120 s pro Laststufe erzielt. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 61 Bild 3: Prüfkörpergeometrien nach DIN 51834-4; Grundkörper Scheibe 24 mm x 7,9 mm, Gegenkörper balliger Zylinder 6 mm x 8 mm mit 4 mm Kontaktlänge [2] Bild 4: Gutlasten in N sowie als FZG-Laststufen für vier Musteröle bei Prüfung mit geläppten Grundkörpern 2.5 Verwendete Öle Insgesamt kommen sechs Getriebeöle zum Einsatz, wobei vier der sechs Öle für die Vergleichsmessungen zur Oberflächentopografie eingesetzt werden und drei der sechs Öle für alle weiteren Untersuchungen (Tabelle 2). Für alle geprüften Öle liegen Ergebnisse nach FZG A/ 8, 3/ 90 vor. Tabelle 2: Verwendete Öle Anonymisierte FZG-Laststufe Kurzbezeichnung Öl 1.12 12 2.12 12 3.12 11 4.12 7 1.14 > 14 2.14 > 14 Stufentest - geläppte Scheiben T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 61 Aus der Praxis für die Praxis Als Kriterium für die Beurteilung wird festgelegt, dass die Abweichung zwischen den Wiederholversuchen nicht größer als eine Laststufe sein soll. Aus den vorliegenden Ergebnissen lässt sich demzufolge schließen, dass Prüfungen mit geläppten Grundkörpern zu präziseren Ergebnissen führen (Bild 4, Bild 5). 3.2 Einfluss der Belastungsdauer auf die Fresstragfähigkeit Die Belastungsdauer beeinflusst das Versuchsergebnis in zweifacher Hinsicht: Mit zunehmender Dauer der Laststufe steigt der Verschleiß von Grund- und Gegenkörper an. Mit zunehmendem Verschleiß am Gegenkörper (Zylinderrolle) nimmt auch die Größe der Kontaktfläche zu. Je größer die Kontaktfläche, desto geringer ist die tatsächliche Flächenpressung in Relation zur berechneten. Insofern sollte die Stufendauer so gering wie möglich gehalten werden. Zur Veranschaulichung wird der Laststeigerungsversuch mit Öl 1.14 mit variierenden Stu- 62 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Bild 5: Gutlasten in N sowie als FZG-Laststufen für vier Musteröle bei Prüfung mit geschliffenen Grundkörpern Stufentest - geschliffene Scheiben Bild 6: Breite der Verschleißkalotte am Gegenkörper mit variierender Dauer der Belastungsstufen Bild 7: Gutlast der drei Untersuchungsöle bei Variation der Stufendauer T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 62 Aus der Praxis für die Praxis In kommenden Untersuchungen müsste allerdings die Anzahl der Proben sowie die Variation der Stufendauer noch vergrößert werden, um statistisch abgesicherte Aussagen treffen zu können. Zwei Beispiele für Original-Versuchsdaten liefert Bild 8. 3.3 Beurteilung des Reibungs- und Verschleißverhaltens Die Prüfung bei konstanter Normalkraft dient neben der Ermittlung des Reibungs- und Verschleißverhaltens auch der Verifizierung der bestimmten Fresstragfähigkeit. So tritt für Probe 1.14 bei Laststufe 14 und 13 adhäsives Versagen auf. Erst Laststufe 12 kann dreimal ohne Versagenserscheinungen absolviert werden, allerdings ist in zwei der drei Prüfungen der erzeugte Verschleiß beträchtlich. Auch im Hinblick auf die kumulierte Reibungsenergie sowie die mittlere Reibleistung liegt Probe 1.14 höher als Probe 2.14, obwohl diese wiederholbar Laststufe 14 erfolgreich absolviert. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 63 Bild 8: Beispiele von zwei Laststeigerungsversuchen mit Probe 4.12 bei 30 s Belastungsdauer (links) und 217 s (rechts). Interessanterweise zeigt die Schallemission (schwarze Linie, untere Bildhälfte) auch bei kurzer Belastungszeit schon bei Laststufe 9 eine Hochlage. fendauern bis zu Laststufe 12 durchgeführt und anschließend die Breite der Verschleißkalotte am Zylinder vermessen. Die Spurbreiten bei jeweils 30 s und 55 s Stufendauer lassen sich kaum unterscheiden. Eine deutliche Erhöhung des Verschleißbetrages ist erst bei einer Stufendauer von 217 s festzustellen (Bild 6). Zum anderen ist zu beobachten, dass bei kurzen Belastungsstufen deutlich höhere Fresslasten erzielt werden als mit längerer Stufendauer. Die zeigt sich bei der Durchführung von Stufentests mit drei untersuchten Ölproben: Entgegen oben aufgestellter These nimmt die Gutlast mit steigender Stufendauer eher ab, was darauf hinweist, dass innerhalb kurzer Belastungsstufen dem Tribokollektiv nicht ausreichend Zeit bleibt, um auf die neuen Bedingungen zu reagieren. Während bei Stufendauer 30 s, 55 s und 110 s die Proben 1.14 und 2.14 dieselbe Laststufe erzielen, zeigt sich bei einer Dauer von 217 s, dass Probe 1.14 offensichtlich etwas früher zum Versagen neigt als Probe 2.14. Ebenso zeigt der Vergleich mit den FZG- Prüfstandsversuchen für Probe 4.12, dass die Ergebnisse bei kürzeren Laststufen deutlich über dem zu erwartenden Ergebnis (Laststufe 7) liegen (Bild 7). T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 63 Aus der Praxis für die Praxis Für Probe 4.12 zeigt sich, dass die in den Stufentests erreichte Laststufe 9 nicht gehalten werden kann, sondern auf Stufe 8 korrigiert werden muss (Tabelle 3). Ohne dies hier weiter zu beleuchten, ist im Hinblick auf den Einfluss der Schwingweite Folgendes festzuhalten: Im Laufe der Versuchsreihe hat sich gezeigt, dass ein Hub von 4 mm bei Dauerversuchen zu frühzeitigem Versagen bereits bei niedrigen Lasten führt. 4 Zusammenfassung und Ausblick Die vorgestellte Studie zeigt, dass es realisierbare Prüfkonzepte auf dem SRV ® gibt, um Getriebeöle im Sinne eines Schnelltests im Hinblick auf EP-Eigenschaften, Reibung und Verschleiß zu prüfen. Die Prüfungsergebnisse können erste Hinweise für das Verhalten des Schmierstoffs in der Praxis liefern und eine Vorauswahl für weitere Prüfstands- und Feldversuche erleichtern. Eine weitere Prüfung der vorausgewählten Schmierstoffe auf Spezialprüfständen sollte dabei nach wie vor unumgänglich bleiben. Das vorgestellte Prüfkonzept besteht im ersten Schritt aus einem angepassten Stufentest, der mindestens einmal pro Probe wiederholt werden sollte, und einer darauf aufbauenden Prüfung bei konstanter Normalkraft, welche bei dreifacher Wiederholung jeweils ohne Versagensansätze und große Abweichungen der Einzelergebnisse absolviert werden sollten. Zur genaueren Verifizierung dieses Prüfkonzepts sind noch weitere Versuche mit einer größeren Anzahl an Proben notwendig. Des Weiteren sollten auch Versuche unternommen werden, als Prüfkörpermaterialien reale Getriebstähle zu verwenden. In Anbetracht des aktuellen Standes der tribologischen Beurteilung von Getriebeschmierstoffen kann das vorgestellte Verfahren in jedem Fall wertvolle zusätzliche Informationen für Forschung und Entwicklung liefern. Literatur [1] Zechel, Rudolf, Lonsky, Peter und al., et. Molykote. München : Dow Corning GmbH, 1990. [2] DIN Deutsches Institut für Normung e. V. DIN 51834-4: Prüfung von Schmierstoffen — Tribologische Prüfung im translatorischen Oszillations-Prüfgerät — Teil 4: Bestimmung von Reibungs- und Verschleißmessgrößen für Schmieröle mit der Zylinderrolle-Ebene-Geometrie. Berlin : Beuth Verlag, 2012. [3] ISO. ISO 14635-1: Gears - FZG test procedures - Part 1: FZG test method A/ 8, 3/ 90 for relative scuffing loadcarrying capacity of oils. Genf, Schweiz : ISO, 2000. 64 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Tabelle 3: Versuchsergebnisse zur Bestimmung des Reibungs- und Verschleißverhaltens bei konstanter Normalkraft und einem Hub von 2 mm. Die Ergebnisse wurden informativ um weitere berechnete Ergebnisgrößen erweitert. Probennr. FZG- Fresslast f end Breite der Kumulierte Mittlere Mittlere Laststufe [N] Verschleiß- Reibungs- Reibleistung Reibkraft kalotte energie bei pro Periode pro Periode [mm] Versuchs- [W] [N] abbruch [J] 1.14 12 --- 0,119 ± 0,000 0.408 177385 19.38 97 1.14 12 --- 0,116 ± 0,002 0.403 168478 18.41 92.12 1.14 12 --- 0,103 ± 0,001 0.252 156269 17.08 85.46 1.14 13 1360 0,115 ± 0,001 --- 53446 15.84 79.28 1.14 14 1360 0,113 ± 0,002 --- 30502 12.37 61.9 2.14 14 --- 0,061 ± 0,000 0.327 163264 17.03 85.24 2.14 14 --- 0,078 ± 0,004 0.312 84003 17.91 89.6 2.14 14 --- 0,064 ± 0,000 0.316 164903 17.2 86.1 4.12 8 --- 0,114 ± 0,002 0.251 74787 9.04 45.24 4.12 8 --- 0,113 ± 0,002 0.276 74626 9.01 45.11 4.12 8 --- 0,111 ± 0,001 0.227 74582 9 45.07 4.12 9 nach 0,12 ± 0,002 0.380 99966 11.76 58.86 01: 40: 57 4.12 9 häufig 0,115 ± 0,002 --- 100777 11.86 59.33 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 64 Firmenportrait Optimol Instruments Prüftechnik GmbH Als Spezialist für tribologische Messtechnik und Simulation ist das in München ansässige Unternehmen weithin bekannt als Erfinder und Lieferant des SRV ® Testsystems. Seit seinen Anfängen in den 1960er Jahren wurde das SRV ® zum weltweiten Industriestandard in der modellierten Untersuchung von Reibung und Verschleiß. Möglich wurde dies - neben dem Einsatz der jeweils modernsten Gerätetechnologie - durch den Aufbau einer Testinfrastruktur aus einer Hand. Zu nennen sind hier die Lieferung von Prüfkörpern in hoher, permanent überprüfter Qualität und die kontinuierliche Erarbeitung von DIN-, ASTM- und ISO-Normen. Höchste Priorität als Unternehmensziel hat bei Optimol Instruments die Absicherung der vom Kunden getätigten Geräteinvestition. Hochgeschätzt ist in diesem Zusammenhang der anerkannt schnelle und zuverlässige Reparatur- und Kalibrierservice. Technologieplattform für Triboforschung eröffnet neue Erkenntnishorizonte Das Potenzial der Modellprüfung für die Triboforschung ist nach Meinung von Optimol Instruments mit diesem Paket jedoch längst nicht ausgeschöpft. Innerhalb der letzten fünf Jahre entstand daher aus dem SRV ® eine hochflexible Technologieplattform für tribologische Modellierung und Analyse. Alle Systembereiche - Elektronik, Software und Mechanik - wurden einer Neukonzeption unterzogen. Entwicklungsziel war und ist weiterhin, die komplexen Betriebsbedingungen von Tribosystemen in der Modellprüfumgebung abzubilden und daraus differenziertes Wissen mit herausragendem Anwendungsbezug zu gewinnen. Im Ergebnis eröffnen sich in der neuen Testumgebung bis dato ungeahnte Möglichkeiten für die Erarbeitung von anwendungsrelevanten Erkenntnissen zu Schmierstoffen, Materialien und Originalkomponenten. Die Automatisierung von Prozessen, von automatischer Prüfkörperpositionierung über ereignisgesteuerte Testabläufe bis zur Auswertung ist ein Novum in der tribologischen Prüftechnik. Gänzlich neue Wege werden auf der SRV ® Technologieplattform auch im Versuchsdesign, im Testmonitoring und in der Systemanalyse beschritten. Testmonitoring: Zur Definition differenzierter Untersuchungsziele findet erstmals die ereignisorientierte Zustandsüberwachung und -steuerung Eingang in die tribologische Prüfpraxis. Mit verschiedenen Editorkategorien werden die Ereignisse definiert, mittels derer Testabläufe gesteuert werden. Je nach Testszenario können diese vor, während und nach der Prüfung eine Änderung der Testvariablen auslösen oder in den Ablauf einer Testserie eingreifen. Versuchsdesign: Speziell für häufig bearbeitete Problemfelder in der Motorsimulation und in der Schmierstoffentwicklung kann auf komplett ausgestaltete Prüfszenarien zurückgegriffen werden. Die Einsatzbedingungen verschiedener Komponentengruppen werden in diesen fertigen Szenarien umfassend dargestellt. Kontaktgeometrie, Einbaulage, Bewegungs- und Schmierungscharakteristik, Flächenpressung sowie Temperatur- und Umgebungsbedingungen können ebenso in die Simulation einbezogen werden, wie eine regelbasierte Ablaufsteuerung der Prüfung. Systemanalyse: Mit TriboProfiing ® bietet Optimol Instruments eine Alternative zu dem vordefinierten Ergebnisangebot in Form reiner Messwerte oder Koeffizienten, das klassische tribologische Modellprüfung liefert. Die Beschränkung auf die ausschließliche Betrachtung von Reibungskoeffizient und Verschleiß und die zeitaufwändige Bearbeitung von Ergebnisdaten auf Kundenseite gehören damit der Vergangenheit an. TriboProfiling ® liefert dimensionsreduzierte Ergebnisgrößen, die Mechanismen oder Charakteristika von Tribosystemen beschreiben. Tribologische Expertise und Testkapazität auf Abruf: Für Kunden, die im eigenen Unternehmen nicht über ausreichende tribologische Expertise und anwendungsadäquate Testumgebungen verfügen, bietet Optimol Instruments mit seinem SRV ® TriboProfiling ® Labor schnell verfügbare Ressourcen in Beratung und Testdurchführung an. Optimol Instruments Prüftechnik GmbH Westendstr. 125 80339 München +49 (0) 89 4509120 info@optimol-instruments.de www.optimol-instruments.de Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 65 SRV ® 5: Automatisierte Prüfkörperzuführung T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 65 Nachrichten 66 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 1 Einleitung Wie kann der Bekanntheitsgrad der Gesellschaft für Tribologie e.V. in Unternehmen und Forschungseinrichtungen erhöht werden? Was kann die GfT dafür tun? Wie sollen die Arbeitskreise in Zukunft gestaltet werden? Zusammengefasst waren das nur einige der Fragen, die regelmäßig in den Mitgliedsversammlungen der Gesellschaft für Tribologie in den letzten Jahren diskutiert wurden. Diesbezüglich konnten beispielsweise in der Außenwirkung und der internen Organisation der GfT bereits enorme Fortschritte erzielt werden. Eine komplexe letzte Frage blieb aber auch auf der 55. Tribologie-Fachtagung im Jahre 2014 ungeklärt: „Weshalb besteht bei jungen Nachwuchswissenschaftlern so wenig offensichtliche Verbundenheit zur GfT sowie zur Tribologie und wie kann der Verein das ändern bzw. wie kann die GfT junge aktive Mitglieder für den Verein gewinnen? “. Einigen Teilnehmern an der diesjährigen Tribologie-Fachtagung wird sicher aufgefallen sein, dass nun durchaus aktive „Junge Tribologen“ mit einem Tagungsstand präsent waren. Schon während der Tagung kam in Gesprächen mit Interessenten häufig die Frage auf, wie es zu dem neu gebildeten Arbeitskreis „Junge Tribologen“ gekommen sei. So will der Arbeitskreis im Folgenden auf seine Entstehungsgeschichte eingehen. 2 Gründung des Arbeitskreises „Junge Tribologen“ Die Idee, einen Arbeitskreis „Junge Tribologen“ zu gründen, entstand gemeinsam mit jungen Nachwuchstribologen, Herrn Dr. Gradt, Geschäftsführer der GfT, Frau Kollenbrandt, Leiterin der Geschäftsstelle der GfT sowie dem Vorstand. Der Ursprung der Initiative zur Gründung eines Arbeitskreises für junge Tribologieinteressierte lässt sich dabei prinzipiell auf die Diskussionen bezüglich der eingangs erwähnten komplexen Fragestellung zur Gewinnung junger aktiver Vereinsmitglieder zurückführen. Grundsätzlich sollte sich der Arbeitskreis voll und ganz selbst definieren, wobei in Abstimmung mit der GfT zwei hauptsächliche Aufgaben bearbeitet werden sollten. Dazu gehörten zum einen die Entwicklung von Ideen und Konzepten zur Ansprache an jüngere Tribologen. Zum anderen sollte die Organisation eines Tagungsstandes der „Jungen Tribologen“ auf der diesjährigen Tribologie-Fachtagung vorgenommen werden. Die Initiative traf auch auf Anregung der Vorstandsmitglieder der GfT an die eigenen jungen Mitarbeiter schnell auf Interesse. So zählte der Arbeitskreis zu Beginn der Gründung Anfang Mai 2015 schon acht Teilnehmer. 3 Entwicklung des Arbeitskreises „Junge Tribologen“ Seit der Gründung ist nun ein dreiviertel Jahr vergangen und in dieser Zeit hat sich der Arbeitskreis in sechs Treffen außerordentlich gut entwickelt. Die Treffen erfolgten dabei in unterschiedlichen Unternehmen und Forschungseinrichtungen und wurden von den dort angestellten Arbeitskreisteilnehmern organisiert. Dazu gehörte beispielsweise Anfang Mai beim ersten Treffen Herr Anatolij Smirnov, stellvertretender Arbeitskreisleiter und Technical Service & OWM Relation Manager bei der Evonik Resource Efficiency GmbH. Das zweite Treffen wurde von Herrn Manuel Reichelt und seinen Kollegen Herrn Dirk Gräning sowie Herrn John-Theodore Burbank, jeder von ihnen Mitarbeiter bei der BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung, Ende Mai in Berlin organisiert. Schon im Juli war der Arbeitskreis „Junge Tribologen“ infolge des Engagements von Herrn Tobias Schlarb, Application Engineer Lubricants bei der Dow Corning GmbH, in Wiesbaden zu Gast. Die letzten Vorbereitungen für den Tagungsstand wurden an der Hochschule Konstanz vorgenommen, wobei dieses Treffen von Herrn Marco Werschler ermöglicht wurde. Geplant sind in Zukunft weitere Treffen, die zum Beispiel von Frau Petra Obert, Entwicklungsingenieurin bei der Daimler AG in Ulm und Mirjam Bäse, Arbeitskreisleiterin und wissenschaftliche Mitarbeiterin am Institut für Mitteilungen der GfT: Junge Tribologen Jahresrückblick zu den Tätigkeiten des GfT-Arbeitskreises „Junge Tribologen“ M. U. Bäse* * M.Sc. Mirjam Uta Bäse Hochschule Magdeburg-Stendal, Institut für Maschinenbau, 39114 Magdeburg Bild 1: Generalprobe des Tagungsstand-Experimentes für die Tribologie-Fachtagung während des 4. Arbeitskreistreffens an der Hochschule Konstanz T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 66 Nachrichten Maschinenbau der Hochschule Magdeburg-Stendal vorgenommen werden. Nachdem der Fokus während des ersten Treffens darauf gelegt wurde sich gegenseitig kennenzulernen und gemeinsame Schnittstellen sowie Interessen herauszuarbeiten, herrschte schon während der zweiten Arbeitskreissitzung in Berlin eine innovative und kreative Atmosphäre. Dadurch war die Grundlage für eine effektive Bearbeitung des seitens der GfT gestellten Arbeitsauftrages geschaffen. Dies war nicht zuletzt dadurch bedingt, dass im Ergebnis des ersten Treffens der persönliche Anspruch jedes Einzelnen wie z. B. „Loyalität“, „Ehrlichkeit“, „nicht-hierarchische Strukturen“, „Vertrauen“ als wichtige Ziele und Verhaltensregeln im Arbeitskreis definiert wurden. Dieser Grundsatz ist auch in einer arbeitskreisinternen Satzung als Ehrenkodex gesondert aufgeführt und ausformuliert. Die Grundlage für die Gestaltung der Arbeitskreissitzungen bei der Evonik GmbH und im zweiten Arbeitskreistreffen bei der BAM bildeten dabei zwei wesentliche gemeinsame Anliegen der Arbeitskreismitglieder, die sich im Zuge der Gruppenanalyse im ersten Treffen definierten. Dazu gehörten zum einen der neuzeitlich formulierte Begriff des „Netzwerkes“ und zum anderen des „Wissenstransfers“. Der Arbeitskreis geht in einem ersten Ansatz davon aus, dass auch andere junge Wissenschaftler das Anliegen der gegenseitigen Vernetzung und des Wissenstransfers haben und mit der Entwicklung von Konzepten für diese gemeinsamen Ziele auch junge Tribologen für die Mitwirkung und Ausgestaltung des Arbeitskreises aktiviert werden können. Da sich die Arbeitskreismitglieder schon im ersten Treffen darauf einigen konnten, dass ein Qualitätsmerkmal des Arbeitskreises die Mitgliedschaft in der GfT sein soll, leistet der Arbeitskreis somit auch einen Beitrag zur Erhöhung der Anzahl junger Vereinsmitglieder. Ideen wurden dabei während der Arbeitskreistreffen mit Hilfe von innovativen Kreativitätstechniken entwickelt [1]. Mit dem Ergebnis dieser Vorgehensweise konnte der Arbeitskreis Ideen für die Verbesserung der Internetseite und deren mobiler Nutzung sammeln, wobei unter anderem auch eine Tribo-App entwickelt werden soll. Eine erste Demo-Version, welche die Berechnung von Standard-Kontaktfällen der Hertz’schen Pressung ermöglicht, wurde dabei schon auf der Tribologie-Fachtagung vorgestellt. Zukünftig ist auch die Implementierung von Schmierfilmdickenberechnungen nach Dowson/ Hamrock und Dowson/ Higginson sowie auf Anregung der Fuchs Lubritech GmbH die Berechnung der Mischungsviskosität geplant. Denkbar wäre in einer solchen App auch ein Forum, in dem sich App-Nutzer austauschen können oder aber ein interaktiver Planer für die Vorträge der kommenden Tribologie-Fachtagungen. Die Nutzung von neuen Methoden zur Ideenfindung führte auch zu dem gemeinsamen Anliegen, in Zukunft ein Symposium zu organisieren, welches ausschließlich dem Austausch jüngerer Wissenschaftler dient. Damit sollen neben der Förderung des Netzwerkes und der wissenschaftlich-fachlichen Bereicherung beispielsweise Hemmungen im Präsentieren von Fachvorträgen abgebaut und Feedback geben bzw. erhalten erleichtert werden. Dabei will der Arbeitskreis in keiner Weise auf die wertvolle Meinung der älteren Kollegen verzichten. Deshalb soll im Jahr 2016 ein moderierter Stammtisch für einen gemeinsamen Austausch mit erfahrenen Tribologen organisiert werden. 4 Zusammenfassung Am Ende eines Jahres wird traditionell in vielen Belangen Bilanz gezogen - so auch in Bezug auf den Arbeitskreis „Junge Tribologen“. Das betrifft vor allem die Fragen: Was wollten die „Jungen Tribologen“ zu Beginn der Ausgründung und wo stehen sie jetzt? Zusammenfassend lässt sich schon vorwegnehmen, dass die Entwicklung des Arbeitskreises einen äußerst positiven Verlauf genommen hat und sich auf ein spannendes kommendes Jahr freuen darf. Der Arbeitskreis wollte ein Netzwerk und hat bis nach der Tribologie-Fachtagung den Kontakt mit über 20 im Fachgebiet der Tribologie tätigen jungen Wissenschaftlern bekommen, die nunmehr auch als Mitglieder des Arbeitskreises gezählt werden können. Die „Jungen Tribologen“ wollten sichtbarer werden und haben die Aufmerksamkeit der älteren und erfahrenen Tribologen bekommen. Der Arbeitskreis wollte Wissenstransfer und hat infolge der während der Arbeitskreistreffen durchgeführten Präsentationen der eigenen Forschungsthemen viel neuen fachlichen Input und neue Anregungen für die Bearbeitung der eigenen Projekte bekommen. Weiterhin ermöglichten die La- Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 67 Mitteilungen der GfT: Junge Tribologen Bild 2: Kreative Ideenfindung während des 2. Arbeitskreistreffens bei der BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung in Berlin T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 67 Nachrichten 68 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 borführungen an den Institutionen und in den Unternehmen Einblicke in deren Produktbzw. Forschungsfelder und Ausstattung. Neben der Bearbeitung der Arbeitskreisziele war es während der Arbeitskreistreffen außerdem möglich, im gemeinsamen Socializings den Austausch auch ein wenig in informeller Atmosphäre zu genießen. wesen. Eine solche Form der Zusammenarbeit stärkt uns Nachwuchswissenschaftler darin, mit Sicherheit sagen zu können, dass wir den richtigen Weg einschlagen, um einen Beitrag zur Weiterentwicklung der GfT leisten zu können. Es ist etwas in Bewegung und wir freuen uns darüber, die Zukunft mitgestalten zu dürfen und einen Anteil am Fortschritt der Vereinsentwicklung zu haben. 6 Sponsoring der Tribo-App Wir suchen Sponsoren für die Weiterentwicklung der Tribo-App. Bitte wenden Sie sich bei Interesse an unsere Kontakt-E-Mail-Adresse: junge.tribologen@arbeitskreis.gft-ev.de. Literatur [1] Graham Horton: Kompaktwissen Ideenfindung. URL: http: / / www.zephram.de/ . Abrufdatum 09.10.2015. [2] Mirjam Bäse: Berichte Arbeitskreistreffen 1 -3 „Junge Tribologen“. URL: http: / / gft-ev.de/ ? page_id=1169. Abrufdatum 09.10.2015. [3] Marco Werschler: Bericht Arbeitskreistreffen 4 „Junge Tribologen“. URL: http: / / gft-ev.de/ ? page_id=1169. Abrufdatum 10.08.2015. Autorin: Mirjam U. Bäse Arbeitskreisleiterin: Mirjam U. Bäse Hochschule Magdeburg-Stendal Breitscheidstraße 2 39114 Magdeburg Tel.: +49 (0)391-886-4456 E-Mail.: mirjam.baese@hs-magdeburg.de Stellvertretender Arbeitskreisleiter: Anatolij Smirnov Evonik Resource Efficiency GmbH Kirschenallee 64293 Darmstadt Tel.: +49 (0)6151-18-4573 E-Mail.: anatolij.smirnov@evonik.com Mitteilungen der GfT: Junge Tribologen Bild 3: Laborbesichtigung in den Räumlichkeiten der Hochschule Konstanz 5 Danksagung Erinnern Sie sich noch an die eingangs gestellten Fragen? Manchmal ist es schon erstaunlich, was alles in kurzer Zeit erreicht werden kann. Manchmal benötigen Dinge aber einfach einen kleinen Anschub und mit dem richtigen Team können zunächst schwer erscheinende Ziele schnell erreicht werden. In diesem Zusammenhang soll den „Ältesten“ der „Jungen Tribologen“ gedankt sein. Ohne die offensichtliche Kreativität, die hohe Einsatzbereitschaft und Motivation sowie das akribische Durchhaltevermögen jedes Einzelnen wäre die Umsetzung der Jahresziele des Arbeitskreises nicht so erfolgreich gewesen. In einem kurzen Bericht lassen sich die vielen kleinen und großen organisatorischen Aufgaben, die der Arbeitskreis im letzten halben Jahr bearbeitet hat, leider nur unzulänglich darstellen. Für nähere Informationen zu den einzelnen Arbeitskreistreffen seien an dieser Stelle auch die detaillierten Berichte genannt, die auf der Homepage der GfT eingesehen werden können [2, 3]. Das Wirken der „Jungen Tribologen“ wäre natürlich auch nicht ohne das Vertrauen der GfT und die Hilfestellungen von Frau Kollenbrandt, Herrn Dr. Gradt sowie die bereitwillige Gastgeberschaft der einzelnen Unternehmen und der Forschungseinrichtungen möglich ge- T+S_2_16 05.02.16 16: 28 Seite 68 Nachrichten Heutige hochentwickelte Maschinen- und Antriebselemente erfordern oft eine sehr präzise auf die Betriebsbedingungen abgestimmte Schmierung mit einem optimalen Schmierstoff. Dabei entscheidet häufig nicht nur der Schmierstoff selbst, sondern auch die Art seiner Zuführung über dessen dauerhafte Leistung und Zuverlässigkeit. Das im November 2015 erschienene Arbeitsblatt beschreibt herstellerneutral die heute verwendeten Schmiersysteme, erläutert deren grundlegende Funktionsprinzipien und umreißt anhand typischer Praxisdaten die jeweiligen Leistungsfähigkeiten und Einsatzmöglichkeiten. Neben einem umfassenden Überblick über Einzelpunkt- und Zentralschmiersysteme stellt es Auslegungsbeispiele und technische Daten als Grundlage für eine Systemauswahl und -auslegung zur Verfügung. Ein gesondertes Kapitel widmet sich den Minimalschmiersystemen. Weitere Informationen erhalten Sie unter www.gft-ev.de . Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 69 Mitteilungen der GfT Der GfT-Förderpreis dient der Würdigung hervorragender Arbeiten, die auf dem Gebiet der Tribologie in letzter Zeit erbracht wurden. Mit ihm können junge Wissenschaftler und Ingenieure ausgezeichnet werden, die eine überdurchschnittliche Leistung erbracht haben. Die Arbeiten sollen sich auszeichnen durch • eine erkennbare Anwendbarkeit • Wissenschaftlichkeit • Aktualität • einen eigenständigen, schöpferischen Beitrag • eine klare inhaltliche Form Der GfT-Förderpreis wird in drei Kategorien ausgelobt: • Kategorie 1 (1500,- €): Für Dissertationen oder ähnliche wissenschaftliche Arbeiten • Kategorie 2 (1000,-€): Für Diplom-/ Master- oder ähnliche Arbeiten • Kategorie 3 (500,- €): Für Bachelor- oder ähnliche Arbeiten Kandidaten dürfen das 40. Lebensjahr nicht überschritten haben. Die Arbeit sollte in Deutschland erstellt, in deutscher Sprache geschrieben und im Jahr vor der Bewerbung abgeschlossen worden sein. Nominierungen sind willkommen und können über die GfT-Geschäftsstelle bis zum 15. April 2016 eingereicht werden. Gesellschaft für Tribologie e.V. Löhergraben 33-35 | 52064 Aachen | Telefon: 0241 - 400 66 55 | Telefax: 0241 - 400 66 54 E-Mail: tribologie@gft-ev.de | Internet: www.gft-ev.de GfT-Arbeitsblatt 9 „Schmiersysteme“ erschienen Gesellschaft für Tribologie e.V. GfT-Förderpreis T+S_2_16 05.02.16 16: 28 Seite 69 Nachrichten 70 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Mitteilungen der GfT Tribologie-Fachtagung 2016 Gesellschaft für Tribologie e.V. ... Forschung und praktische Anwendungen Call for papers Einladung zur Vortragsanmeldung Programmausschuss/ Programme Commitee: Information und Anmeldung/ Information and registration: Gesellschaft für Tribologie e.V. Termine/ Deadlines: Tagungssprachen: Deutsch und Englisch Conference languages: German and English G. Poll, Hannover (Vorsitz) T. Gradt, Berlin R. Karbacher, Schweinfurt V. Popov, Berlin H. Rodermund, Schwedelbach B. Sauer, Kaiserslautern R. Zechel, München Vortragsanmeldung per E-Mail mit aussagefähiger Kurzfassung (max. 1 Seite DIN A 4) an: Registration of papers by e-mail including descriptive abstract (max. 1 page DIN A 4): Löhergraben 33-35, 52064 Aachen Telefon: (0241) 400 66 55 Internet: www.gft-ev.de Vortragsanmeldungen/ Abstract submission 29.04.2016 Bestätigung der Annahme/ Confirmation of acceptance 31.05.2016 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission 05.08.2016 E-Mail: tribologie@gft-ev.de Tagungsort: Freizeit In Tagungsgebühren: Beachten Sie auch die Beilagen: Extra für Nachwuchswissenschaftler: GfT-Förderpreis Tagungs-Hotel Dransfelder Str. 3 D-37079 Göttingen einschl. Tagungsunterlagen, Teilnehmerverzeichnis, Mittagessen (Buffet: Dienstag & Mittwoch), Pausengetränke und Abendveranstaltung Nichtmitglieder € 650,-- GfT- und DGMK-Mitglieder € 590,-- Vortragende, Doktoranden € 330,-- Pensionäre € 200,-- Studenten* bis Master/ Diplom € 40,-- 15-minütige Kurzvorträge in englischer Sprache (alle Themen) für Bachelorarbeit, Masterarbeit und Dissertation *ohne Tagungsunterlagen, Abendveranstaltung und Mittagessen Reibung, Schmierung und Verschleiß ... 26. bis 28. September 2016 in Göttingen Gesellschaft für Tribologie e.V. Gesellschaft für Tribologie e.V. Schwerpunktthema 2016: Additive Fertigung Key Topic 2016: Additive Manufacturing T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 70 Nachrichten Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 71 Mitteilungen der GfT Die Verminderung von Reibung und Verschleiß im Herstellungsprozess und bei der praktischen Anwendung sind außerordentlich wichtige Ziele in Industrie und Forschung. Die Tribologie-Fachtagung bietet Informationen über neueste Fortschritte in Wissenschaft und Technik durch ca. 80 Fachvorträge aus Industrie und Forschungseinrichtungen, eine Posterausstellung, eine begleitende Fachausstellung mit neuen und bewährten Produkten rund um die Tribologie. The reduction of friction and wear in manufacturing and in practical applications is an extraordinarily important objective for both industry and research. The tribology conference informs about newest advances in science and technology by means of about 80 oral presentation from industry and research institutes, a poster exhibition, a technical exhibition showing new and established products around tribology. NEU: NEW: We invite you to register papers on the following topics: Key Topic: Additive Manufacturing Tribosystems Materials Thin Layers and Surface Technologies Lubricants and Lubrication Machining and Forming Technology Machine Elements and Transmission Technology Tribology in Automotive Technology Tribometry Additive manufacturing methods for frictional stressed components, characterization methods, finishing, application Lifecycles of tribosystems, reduction of friction, friction measurements and calculation methods, microand nanotribology Materials, compounds, lightweight materials, new applications, tribological behaviour Coating materials and processes, new applications, tribological behaviour New products for industry and motor vehicles, effective lubricant components, advanced metal working fluids, lubrication, maintenance and disposal technology Minimum quantity lubrication, dry machining, metals and polymer processing Journal and roller bearings, sealing technology, transmissions and gears, pneumatic and hydraulic systems, friction couplings, lubricants as constructional elements, maintenance and service Engine, transmissions, chassis, brakes, components, equipment, lubrication, lubricant consumption Practice relevant test methods, instrumentation in research, development and application, monitoring systems in practice Wir bitten um Vortragsmeldungen zu den folgenden Themen: Schwerpunktthema: Additive Fertigung Tribologische Systeme Werkstoffe und Werkstofftechnologien Dünne Schichten und Oberflächentechnologien Schmierstoffe und Schmierung Zerspanungs- und Umformtechnik Maschinenelemente und Antriebstechnik Tribologie in der Fahrzeugtechnik Tribometrie Additive Herstellungsverfahren für reibbeanspruchte Bauteile, Charakterisierungsmethoden, Nachbearbeitung, Einsatzmöglichkeiten Lebensdauer von Tribosystemen, Verschleißminderung, Verschleißmessungen und Berechnungsmethoden, Mikro- und Nanotribologie Werkstoffe, Verbundwerkstoffe, Leichtbauwerkstoffe, neue Anwendungen, tribologisches Verhalten Beschichtungswerkstoffe und -verfahren, neue Anwendungen, tribologisches Verhalten Neue Produkte für Industrie und Fahrzeuge, effektive Schmierstoffkomponenten, moderne Kühlschmierstoffe, Schmierungs-, Wartungs- und Entsorgungstechnik Minimalmengenschmierung, Trockenbearbeitung, Metall- und Kunststoffverarbeitung Gleit- und Wälzlager, Dichtungstechnik, Getriebe und Zahnräder, pneumatische und hydraulische Systeme, reibschlüssige Verbindungen, Schmierstoff als Konstruktionselement, Wartung und Instandhaltung Motor, Getriebe, Fahrwerk, Bremsen, Aggregate und Ausrüstung, Schmierung, Schmierstoffverbrauch Praxisnahe Prüfverfahren, Messtechnik in Forschung, Entwicklung und Anwendung, Überwachungssysteme für die Praxis T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 71 Tribologie-Nachwuchspreis 2015 mit 3 Preisträgern Wie schon im Vorjahr wurde - dank des Engagements unseres ÖTG-Mitgliedes Dirk BOERSTE (Anglo Euro Scientific, Nottingham, UK) - auch im Jahr 2015 der „neuen Generation“ von TribologInnen eine besondere Beachtung geschenkt: Aus Anlass des ÖTG-Symposiums 2015 am 25. November 2015 wurden Präsentationen von Studierenden - DoktorandInnen bzw. Personen, die vor Kurzem ihr Studium abgeschlossen hatten - von der Jury (gebildet aus Vor-standsmitgliedern der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft) bewertet. Kriterien hierfür waren insbesondere ► die wissenschaftliche Aufbereitung bzw. Bearbeitung der Thematik ► die klar verständliche, nachvollziehbare Darlegung (Didaktik) der Forschungsmethoden und -ergebnisse sowie ► die Professionalität der Präsentation. Gemeinsam mit dem Initiator wurde entschieden, den von der Phoenix Tribology Ltd. (Kingsclere, UK) gestifteten Preis - entsprechend abgestuft - auf die drei Erstgereihten in der Bewertung der Jury aufzuteilen (Auf Grund der Bewertung der Jury wurde der 1. Preis ex aequo an zwei „Jung-Tribologen“ vergeben): 1. Preis: Dipl.-Ing. Florian AUSSERER (V-Research GmbH, Dornbirn, Vbg) Dipl.-Ing. Andreas BLUTMAGER (Wittmann-Battenfeld GmbH, Kottingbrunn, NÖ) 3. Preis: Dipl.-Ing.(FH) Michael SCHANDL (AC 2 T research GmbH, Wiener Neustadt, NÖ) ÖTG-Präsident Prof. Friedrich FRANEK und der Initiator Dirk BOERSTE, Geschäftsführer von Anglo Euro Scientific und Repräsentant der Phoenix Tribology Ltd, überreichten den Tribologie-Nachwuchspreis 2015 zum Abschluss des ÖTG-Symposiums im Veranstaltungssaal des TFZ Wiener Neustadt. Mitteilungen der ÖTG Nachrichten 72 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Überreichung des Tribologie-Nachwuchspreises an die beiden Preisträger des „1. Preises“ - vlnr: ÖTG-Präsident Univ.-Prof. Dr. Friedrich FRANEK, Dipl.-Ing. Florian AUSSERER, Dipl.-Ing. Andreas BLUTMAGER, Dirk BOERSTE (Geschäftsführer von Anglo Euro Scientific) Umzug oder Adressenänderung? Bitte T+S nicht vergessen! Wenn Sie umziehen oder Ihre Adresse sich aus sonstigen Gründen ändert, benachrichtigen Sie bitte auch den expert verlag. expert@expertverlag.de | Tel: (07159) 9265-0 | Fax (07159) 9265-20 T+S erreicht Sie dann ohne Verzögerung und ohne unnötigen Aufwand. Danke, dass Sie daran denken. T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 72 Patentumschau Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 73 Lubricant composition. Kawada, Tadashi; Shimada, Yasuhiro; Negoro, Masayuki (Fuji Photo Film Co., Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP2006 257,383 (Cl. C10M169/ 04), 28.09.2006 (145: 380020n) Lubricating oil composition for metal working. Kametsuka, Hiroshi; Suda, Satoshhi; Shibata, Junichi, Sugaware, Tsunetoshi (Nippon Oil Corporation, Japan) PCT Int. Appl. WO 2006 101,019 (Cl. C10M169/ 04), 28.09.2006 (145: 380021p) Lubricant composition. Kawada, Tadashi; Shimada, Yasuhiro; Negoro, Masayuki (Fuji Photo Film CO., Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 257,384 (Cl. C10M169/ 04), 28.09.2006 (145: 380023r) Lubricant supplying structure. Hirata, Masakazu; Tsutsui, Hideyuki (Ntn Corp., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 258,158 (Cl. F16N7/ 12), 28.09.2006 (145: 380024s) Lubricant sealing device. Wakamatsu, Kazuo; Nishimura, Hiroshi (Nippon Koyu Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 258,234 (Cl. F16J15/ 32), 28.09.2006 (145: 380025t) Titanium compounds and complexes as additives in lubricants. Brown, Jason R.; Adams, Paul E.; Carrick, Virginia A.; Dohner, Brent R.; Abraham, William D.; Vilardo, Jonathan S.; Lange, Richard M.; Mosier, Patrick E. (The Lubrizol Corporation, USA) U. S. Pat. Appl. Publ. US 2006 217,271 (Cl. 508-165; C10M125/ 10), 28.09.2006 (145: 380027v) Warming lubricants and gels consisting of polyoxyalkylenes and polyvinylpyrrolidone, esp. for personal care products. Harrison, James Jeffries (Chemsil silicones, Inc., USA) U. S. Pat. Appl. Publ. US 206 217,272 (Cl. 508-268; C10M107/ 34), 28.09.2006 (145: 380028w) Grease-sealed roller bearing. Iso, Kenichi (Nsk Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 265,343 (Cl. C10M169/ 02), 05.10.2006 (145: 380030r) Lubricant for piping joints. Xamamoto, Takeshi; Katsumi,Mitsuharu; Nakagami,Tamotsu, Sakaguchi, Katsuya; Hayashi, Yasufumi (Aqua Chemical K.K.; Kurimoto Kasei Kogyo K. K. y Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 265,316 (Cl. C10M169/ 04), 05.10.2006 (145: 380031s) Chain oil for escalators. Mitsumoto, Shinichi; Bepu, Koji (Nippon Oil Corporation, Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 265,353 (Cl. C10M169/ 04), 05.10.2006 (145: 380032t) Water-soluble metalworking lubricant composition. Nishimoto, Masato; Suzuki, Takumi (Neos Co., Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 265,409 (Cl. C10M173/ 02), 05.10.2006 (145: 380033u) Lubricant for antifriction. Yoshimura, Hirofumi; Nonishi, Toshitsugu; Inochi, Naoyoshi; Nakahigashi, Jun (Nippon Sangyo Kagaku Kenkyusho, Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 265,510 (Cl. C10M169/ 04), 05.10.2006 (145: 380034v) Viscosity modifier for lubricant. Ikeda, Satoshi; Okada, Keiji, Kaneshige, Ryosuke; Matsuda, Akihiro (Mitsui Chemcals Inc.; Lubrizol Copr., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 265,471 (Cl. C10M143/ 06), 05.10.206 (145: 380035w) Gearing apparatus. Shigemi, Takao; Isozaki,Satoshi (Sumitomo Heavy Industries, Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 266,428 (Cl. F16H57/ 04), 05.10.2006 (145: 380037y) Fluids for enhanced gear protection. Sullivan, William T.; Oumar-Mahamat, Halou; Brandes, Ellen Bernice (USA) U.S. Pat. Appl. Publ. US 2006 223,720 (Cl. 508- 433; C10M137/ 04), 05.10.2006 (145: 380038z) Additive system for lubricant. Sullivan, William T.; Oumar-Mahamat, Halou; Brandes, Ellen Bernice (USA) U. S. Pat. Appl. Publ. US 2006 223,721 (Cl. 508-433; C10M137/ 04), 05.10.2006 (145: 380039a) Fused-ring aromatic amine based wear and oxidation inhibitors for lubricants. Nelson, Kenneth Dale; Chiverton, Edward A. (Chevron Oronite Company LLC, USA) Eur. Pat. Appl. EP 1,707,616 (Cl. C10M133/ 56), 04.10.2006 (145: 380040u) Tractor fluids. Milner, Jeffrey L.; Clague, Nicholas (USA) U. S. Pat. Appl. Publ. US 2006 223,716 (Cl. 508- 110; C10M169/ 04), 05.10.2006 (145: 380041v) Method of improving properties of hydroformin fluids using overbased sulfonate. Riff, Igor; Costello, Michael T. (USA) U. S. Pat. Appl. Publ. US 2006 223,719 (Cl. 508-390; C07C309/ 62), 05.10.2006 (145: 380042w) Nano-typre extreme-pressure antiwear lubricating maintaining agent with high performance and its application. Miao, Hong; Xu, Jie; Qi, Shulian (Dalian Institute of Chemical Physics, Chinese Academy of Sciences, Peop. Rep. China) Faming Zhuanli Shenqing Gongkai Shuomingshu CN 1,840,621 (Cl. C10M137/ 10), 04.10.2006 (145: 380045z) Patentumschau T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 73 Impressum 74 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Falls Sie eine Veröffentlichung wünschen, bitten wir Sie, uns die Daten auf einer CD, zur Sicherheit aber auch als Ausdruck, zur Verfügung zu stellen. Schön ist es ferner, wenn die Bilder durchnummeriert und bereits an der richtigen Stelle platziert sowie mit den zugehörigen Bildunterschriften versehen sind. Da wir auf die Einheit von Text und Bild großen Wert legen, bitten wir, im Text an geeigneter Stelle einen sogenannten (fetten) Bildhinweis zu bringen. Das Gleiche gilt für Tabellen. Auch sollten die Tabellen unsere Art des Tabellenkopfes haben. Die Artikel dieses Heftes zeigen Ihnen, wie wir uns den Aufbau Ihres Artikels vorstellen. Vielen Dank. Bitte lesen Sie dazu auch unsere ausführlichen „Hinweise für Autoren“ (Seite 76). Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! expert verlag GmbH: Wankelstr. 13, 71272 Renningen Postfach 20 20, 71268 Renningen Tel. (0 71 59) 92 65 - 0, Fax (0 71 59) 92 65 -20 E-Mail expert@expertverlag.de Vereinigte Volksbank AG, Sindelfingen BIC GENODES1 BBV, IBAN DE51 6039 0000 0032 9460 07 Postbank Stuttgart BIC PBNKDEFF, IBAN DE87 6001 0070 0022 5467 07 USt.-IdNr. DE 145162062 Anzeigen: Sigrid Hackenberg, expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 -13, Fax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail anzeigen@expertverlag.de Informationen und Mediendaten senden wir Ihnen gerne zu. Vertrieb: Rainer Paulsen, expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 -16, Fax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail paulsen@expertverlag.de Die zweimonatlich erscheinende Zeitschrift kostet bei Vorauszahlung im Jahresvorzugspreis für incl. Versand im Inland 189,- 7 (incl. 7 % MwSt.), im Ausland 198,- 7 * , Einzelheft 39,- 7; * (in der EU bei fehlender UID-Nr. zzgl. MwSt.); Studenten und persönliche Mitglieder der GfT erhalten gegen Vorlage eines entsprechenden Nachweises einen Nachlass von 20 % auf das Abo-Netto. Für Mitglieder der ÖTG ist der Abonnementspreis im Mitgliedschaftsbeitrag enthalten. Die Abonnementsgebühren sind jährlich im Voraus bei Rechnungsstellung durch den Verlag ohne Abzug zahlbar; kürzere Rechnungszeiträume bedingen einen Bearbeitungszuschlag von 3,- 7 pro Rechnungslegung. Abbestellungen müssen spätestens sechs Wochen vor Ende des Bezugsjahres schriftlich vorliegen. Der Bezug der Zeitschriften zum Jahresvorzugspreis verpflichtet den Besteller zur Abnahme eines vollen Jahrgangs. Bei vorzeitiger Beendigung eines Abonnementauftrages wird der Einzelpreis nachbelastet. Bei höherer Gewalt keine Lieferungspflicht. Erfüllungsort und Gerichtsstand: Leonberg expert verlag, 71272 Renningen ISSN 0724-3472 2/ 16 Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Heft 2 März/ April 2016 63. Jahrgang Herausgeber und Schriftleiter: Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Wilfried J. Bartz Mühlhaldenstr. 91, 73770 Denkendorf Tel./ Fax (07 11) 3 46 48 35 E-Mail wilfried.bartz@tribo-lubri.de www.tribo-lubri.de Redaktion: Dr. rer. nat. Erich Santner, Bonn Tel. (02 28) 9 61 61 36 E-Mail esantner@arcor.de Redaktionssekretariat: expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 - 0, Fax (0 71 59) 92 65 -20 E-Mail: expert@expertverlag.de Beiträge, die mit vollem Namen oder auch mit Kurzzeichen des Autors gezeichnet sind, stellen die Meinung des Autors, nicht unbedingt auch die der Redaktion dar. Unverlangte Zusendungen redaktioneller Beiträge auf eigene Gefahr und ohne Gewähr für die Rücksendung. Die Einholung des Abdruckrechtes für dem Verlag eingesandte Fotos obliegt dem Einsender. Die Rechte an Abbildungen ohne Quellenhinweis liegen beim Autor oder der Redaktion. Ansprüche Dritter gegenüber dem Verlag sind, wenn keine besonderen Vereinbarungen getroffen sind, ausgeschlossen. Überarbeitungen und Kürzungen liegen im Ermessen der Redaktion. Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Warenbezeichnungen und Handelsnamen in dieser Zeitschrift berechtigt nicht zu der Annahme, dass solche Namen ohne Weiteres von jedermann benutzt werden dürfen. Vielmehr handelt es sich häufig um geschützte, eingetragene Warenzeichen. Die Zeitschrift und alle in ihr enthaltenen Beiträge und Abbildungen sind urheberrechtlich geschützt. Mit Ausnahme der gesetzlich zugelassenen Fälle ist eine Verwertung ohne Einwilligung des Verlags strafbar. Dies gilt insbesondere für Vervielfältigungen, Übersetzungen, Mikroverfilmungen und die Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen. Entwurf und Layout: Ludwig-Kirn Layout, 71638 Ludwigsburg Impressum T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 74 Schadensanalyse / Schadenskatalog Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 75 Mit der zunehmenden Mechanisierung und Automatisierung werden an das betriebssichere Verhalten aller Maschinenelemente immer höhere Anforderungen gestellt; sonst würden die Kosten für Betriebsstörungen infolge von Maschinenschäden zu stark anwachsen. Dabei ist zu berücksichtigen, dass die direkten Kosten für die Reparatur oder den Austausch des ausgefallenen Maschinenelements normalerweise nur den kleineren Teil der Gesamtkosten ausmachen. Weitaus höhere Kosten können durch Folgeschäden und die wirtschaftlichen Einbußen infolge Produktionsausfalls einer Betriebsanlage entstehen. Aus diesem Zusammenhang lassen sich zwei Folgerungen ableiten: einmal werden an die vorbeugende Instand- Maschinenelement Gleitlager haltung außerordentlich hohe Anforderungen gestellt, um mögliche Schäden „vorherzusagen“ und ein Maschinenelement mit potenzieller Schadensgefahr rechtzeitig vor dem endgültigen Ausfall auswechseln zu können. Zum anderen muss durch die eingehende Analyse eines eingetretenen Schadensfalles dessen Ursache schnell und vor allem möglichst eindeutig ermittelt werden, damit durch entsprechende Abhilfe- und Vorbeugemaßnahmen eine Wiederholung vermieden wird. In dieser Rubrik werden daher für die Schadensanalyse zunächst Tafeln vorgestellt, welche die Schadensaufklärung erleichtern können. Danach werden typische und interessante Schadensfälle erläutert, die in der Regel aus der Praxis stammen. Joachim Zerbst S CHADENS ANALYSE S CHADENS - KATALOG Schadensbild: Axiallager-Segment Oberbegriff: Überlastung Unterbegriff: Statische Überlastung Beschreibung des Schadensbildes Plastische Verformungen mit Rissbildung. Schadensursache Starke Temperaturwechsel infolge statischer Überlastung. T+S_2_16 05.02.16 16: 21 Seite 75 Hinweise für unsere Autoren 76 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Tribologie und Schmierungstechnik Herausgeber und Schriftleiter Prof Dr.-Ing. Dr.h.c. Wilfried J. Bartz Mühlhaldenstraße 91 73770 Denkendorf Telefon/ Fax (07 11) 3 46 48 35 E-Mail: wilfried.bartz@tribo-lubri.de www.tribo-lubri.de. Verlag expert verlag GmbH Wankelstr. 13 , 71272 Renningen Telefon (0 71 59) 92 65-12 Telefax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail: info@expertverlag.de www.expertverlag.de Redaktion Dr. rer. nat. Erich Santner E-Mail: esantner@arcor.de Telefon (02 28) 9 61 61 36 Checkliste Nach Abschluss der Satzarbeiten erhalten Sie einen Korrekturabzug mit der Bitte um kurzfristige Durchsicht und Freigabe. Änderungen gegen das Manuskript sind in diesem Stadium nicht mehr möglich. Bitte beachten Sie ferner Redaktion und Verlag gehen davon aus, dass die Autoren zur Veröffentlichung berechtigt sind, dass die zur Verfügung gestellten Texte und das Bildmaterial nicht Dritte in ihren Rechten verletzen und dass bei Bildmaterial, wo erforderlich, die Quellen angeben sind. Bitte holen Sie im Zweifelsfall eine Abdruckgenehmigung beim Rechteinhaber ein. Redaktion und Verlag können keine Haftung für eventuelle Rechtsverletzungen übernehmen. Es ist geplant, Ihren Beitrag nach Erscheinen in unserer Zeitschrift auch digital unter www.expertverlag.de anzubieten. Bitte senden Sie eine Mail an Herrn Paulsen (Paulsen@expertverlag.de), falls Sie dagegen Einwände haben sollten. Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! Autorenangaben Federführender Autor:  Postanschrift  Telefon- und Faxnummer  E-Mail-Adresse Alle Autoren:  Akademische Grade, Titel  Vor und Zunamen  Institut/ Firma  Ortsangabe mit PLZ Umfang / Form  bis ca. 15 Seiten, (ca. 1200 Wörter)  12 pt, 1,5-zeilig  neue deutsche Rechtschreibung und Kommasetzung bitte nach Duden Daten (CD)  Beitrag in WORD und als PDF (beide mit Bildern und Bildunterschriften etc.)  Bilddaten unbedingt zusätzlich als tif oder jpg (300 dpi / ca. 2000 x 1200 Pixel der Originaldatei) (Bilder in WORD reichen nicht aus! ) Manuskript bitte auf weißem Papier, einseitig bedruckt, Seiten durchnummerien:  kurzer, prägnanter Titel  deutsche Zusammenfassung, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter  Schlüsselwörter 6 bis 8 Begriffe  englisches abstract, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter (bitte von einem Muttersprachler prüfen lassen)  Keywords, 6 bis 8 Begriffe  Bilder / Diagramme / Tabellen (bitte durchnummerieren und Nummern im Text erwähnen)  Bild- und Diagramm-Unterschriften, Tabellen-Überschriften  Literaturangaben Manuskript und Daten bitte per Post an Prof Dr.-Ing. Dr.h.c. Wilfried J. Bartz Mühlhaldenstraße 91 73770 Denkendorf T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 76 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 77 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik W. J. Bartz, Denkendorf 3.10 Gebrauchtschmierstoffanalyse 3.10.1 Gebrauchtölanalyse Ölanalyse Einführung Ziel der Ölanalyse ist es, die Veränderungen der Öleigenschaften während des betrieblichen Einsatzes zu erfassen. Dazu werden die Veränderungen wichtiger physikalischer, chemischer und technologischer Eigenschaften gemessen. Die Entscheidung über einen notwendigen Ölwechsel oder über die weitere Verwendungsfähigkeit des Öles wird anhand bestimmter Grenzwerte getroffen, welche von der Anlage und den Betriebsbedingungen abhängen. Bild 3.38 zeigte schematisch der Verlauf einiger Veränderungen. Beurteilung der Analysedaten Zur Beurteilung des Ausmaßes der stattgefundenen Veränderungen im Gebrauchtöl muss ein Vergleich mit den entsprechenden Frischöldaten erfolgen. Stehen diese nicht zur Verfügung, können folgende Kenndaten herangezogen werden: - Genormte Mindestanforderungen, z. B. für Öle C/ CL/ CLP, HL/ HLP/ HVLP, VB/ VBL/ VDL usw. - Spezifikationen, auf der Grundlage solcher Mindestanforderungen mit anwendungsbezogenen Zusatzanforderungen - Viskositätsklassifikationen SAE-Viskositätsklassen für Kraftfahrzeugschmierstoffe ISO VG-Klassen für Industrieschmierstoffe - Physikalische, chemische und technologische Kenndaten. Die folgenden Eigenschaften und ihre Veränderungen sollen erläutert werden, weil sie von besonderer Bedeutung für die Ölbeurteilung sind: - Viskosität - Versäuerung durch Alterung - Additivabbau - Verunreinigungen, d. h. feste und flüssige Verunreinigungen - Luftabscheidevermögen - Verträglichkeit mit Dichtungswerkstoffen. Viskosität Die Viskositätsänderung während des betrieblichen Einsatzes beruht auf den folgenden Effekten: - Erhöhung durch Verdampfungsverluste - Erhöhung durch feste Verunreinigungen - Verringerung durch flüssige Verunreinigungen - Verringerung durch Abbau hochmolekularer Polymere. Viskositätsänderung durch Verdampfungsverluste Der Verdampfungsverlust eines Öles ist von den folgenden Faktoren abhängig: - Molekulargewicht und Viskosität des Grundöles - Grundöltyp bei gleicher Viskosität (Mineralöl oder Syntheseöl) - Grundölzusammensetzung (Kernfraktion oder Gemisch) - Molekulargewicht oder -verteilung enthaltener VI-Verbesserer - Scherstabilität enthaltener VI-Verbesserer. Für Motorenöle gilt der Grenzwert von max. 13 Gew.-% für die Veränderung des Verdampfungsverlustes. Viskositätsänderung durch den Abbau hochmolekularer Polymere Das Ausmaß einer Viskositätsänderung durch den Abbau der Moleküle durch mechanische und chemische Beanspruchung hängt von der chemischen Konstitution, dem Molekulargewicht und der Konzentration der Polymere als VI-Verbesserer im Öl ab. Es kann durch Bestimmung der Scherstabilität eines Öles gemessen werden. Die Grenzwerte werden durch - relevante Spezifikationen und Klassifikationen oder durch - vereinbarte Mindestviskositäten festgelegt. Zulässige Änderungen können für verschiedene Anwendungen gelten: T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 77 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 78 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 - Stay-in-Grade für Mehrbereichsmotorenöle - Anstieg um 6 mm 2 / s für Kompressorenöle - Verlassen der vorgeschriebenen Viskositätsklasse nach oben oder unten - 20 - 30% für Industrieschmieröle. Versäuerung durch Alterung Durch eine öleigene Alterung, d. h. durch chemische Reaktionen der Ölmoleküle mit dem Sauerstoff der Luft, vor allem bei höheren Temperaturen, entstehen Alterungsprodukte, die chemisch sauer wirken. Dabei können die folgenden Produkte entstehen: - Saure Produkte in Form organischer Säuren - Ölunlösliche Stoffe, z. B. harzartige Schwebstoffe und lackartige Ablagerungen, die auch zum Verstopfen von Ölkanälen und -bohrungen führen können. Eine weitere Folge der Versäuerung ist der Abbau der sogenannten alkalischen Reserve infolge einer Neutralisation der sauren Alterungsprodukte. Dieser Effekt ist besonders bei Motorenölen von Bedeutung, die als Frischöle alkalisch eingestellt werden. Die Versäuerung des Öles wird durch folgende Eigenschaften gekennzeichnet: - Industrieschmieröle - Neutralisation (NZ) - Verseifungszahl (VZ) - Motorenöle - Basenzahl, Total Base Number (TBN) - Säurezahl, Total Acid Number (TAN) - Strong Acid Number (SAN). Weit verbreitet sind die folgenden Grenzwerte für eine Versäuerung des Öles - Industrieschmieröle - Unlegiert: Anstieg der NZ auf 2 mg KOH/ g Öl - Legiert: Anstieg der NZ um 2 mg KOH/ g Öl - Motorenöle - Verringerung der TBN auf 20 - 30% des Frischölwertes - Syntheseöle: Restkonzentration der Antioxidantien: 0,5 - 1,0 Gew.-%. Additivabbau und -erschöpfung Hierunter sollen in erster Linie die beabsichtigten chemischen und physikalischen Reaktionen und Wechselwirkungen der Additive zur Erfüllung ihrer Funktionen verstanden werden. Dies bezieht sich in erster Linie auf folgende Additivtypen: - Oxidations- und Korrosionsinhibitoren - Verschleiß- und Fressschutzadditive - Detergent- und Dispersantadditive - Emulgatoren. Oxidations- und Korrosionsinhibitoren: Oxidationsinhibitoren werden durch chemischen Eingriff in den Oxidationsprozess, Korrosionsinhibitoren durch chemisch-physikalische Schichtbildung auf den Oberflächen der tribologischen Partner oder durch chemische Reaktionen mit den sauer wirkenden Alterungsprodukten abgebaut. Grenzwerte: Die relevanten Mindestanforderungen an den Alterungs- und Korrosionsschutz werden nicht mehr erfüllt. Verschleiß- und Fressschutzwirkstoffe: Der Abbau oder Verbrauch dieser Additive erfolgt durch chemische und physikalische Reaktionen mit den Metalloberflächen der tribologischen Elemente. Zur Bestimmung dieser Effekte können die folgenden Messungen durchgeführt werden: - Restkonzentration durch spektroskopische Verfahren - Fress- und Verschleißmessungen mit geeigneten Prüfgeräten, z. B. VKA-Apparat oder FZG-Verspannungsprüfstand. Grenzwerte: Die relevanten Mindestanforderungen an den Verschleiß- und Fressschutz werden nicht mehr erfüllt. Detergent- und Dispersantwirkstoffe: Diese Additive werden durch ihre Funktionserfüllung „verbraucht“. Brauchbare Laboratoriumsmethoden zur Bestimmung dieses Effektes sind nicht bekannt. Als Schnelltest kann aber ein sogenannter Tüpfeltest durchgeführt werden. Grenzwerte sind kaum angebbar. Emulgatoren: Durch mikrobielle Verseuchung, insbesondere durch Bakterienbefall, werden die Emulgatoren abgebaut. Man erkennt dies zum einen durch Aufschwimmen des Öles auf der Oberfläche einer Emulsion sowie zum anderen durch unangenehme Gerüche. T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 78 Normen 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen Z DIN EN ISO 6743-4: 2002-04 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Klassifizierung - Teil 4: Familie H (Hydraulische Systeme) (ISO 6743-4: 1999); Deutsche Fassung EN ISO 6743-4: 2001 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 6743- 4: 2015-11 DIN EN ISO 6743-4: 2015-11 Print: 57,00 EUR/ Download: 52,40 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Klassifizierung - Teil 4: Familie H (Hydraulische Systeme) (ISO 6743-4: 2015); Deutsche Fassung EN ISO 6743-4: 2015 Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Classification - Part 4: Family H (Hydraulic systems) (ISO 6743-4: 2015); German version EN ISO 6743- 4: 2015 Ersatz für DIN EN ISO 6743-4: 2002-04 Gegenüber DIN EN ISO 6743-4: 2002-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) es wurden umweltverträgliche Flüssigkeiten in die Tabelle 1 aufgenommen. Dieses Dokument legt ein Verfahren fest zur Klassifizierung von Schmierstoffen, Industrieölen und verwandten Erzeugnissen der Klasse L, Familie H für hydraulische Systeme. DIN EN 15199-4: 2015-12 Print: 85,80 EUR/ Download: 79,00 EUR Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 4: Leichte Fraktionen des Rohöls; Deutsche Fassung EN 15199-4: 2015 Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 4: Light fractions of crude oil; German version EN 15199- 4: 2015 Diese Europäische Norm beschreibt ein Verfahren zur Bestimmung des Siedeverlaufes von Mineralölerzeugnissen durch Kapillar-Gaschromatographie unterAnwendung der Flammenionisationsdetektion. Die Europäische Norm ist anwendbar auf stabilisierte Rohöle und gilt für den Siedeverlauf und die Wiederfindung bis einschließlich n-Nonan. Ein stabilisiertes Rohöl ist definiert, einen Reid-Dampfdruck von gleich oder kleiner als 82,7 kPa zu haben. Z DIN ISO 15380: 2004-05 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Familie H (Hydraulische Systeme) - Anforderungen für die Kategorien HETG, HEPG, HEES und HEPR (ISO 15380: 2002) Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. ZE DIN ISO 15380: 2012-03 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Familie H (Hydraulische Systeme) - Anforderungen für die Kategorien HETG, HEPG, HEES und HEPR (ISO 15380: 2011) Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN EN ISO 20844: 2004-07 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Scherstabilität von polymerhaltigen Ölen mit Hilfe einer Diesel-Einspritzdüse (ISO 20844: 2004); Deutsche Fassung EN ISO 20844: 2004 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 20844: 2015- 12 DIN EN ISO 20844: 2015-12 Print: 78,30 EUR/ Download: 72,10 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Scherstabilität von polymerhaltigen Ölen mit Hilfe einer Diesel-Einspritzdüse (ISO 20844: 2015); Deutsche Fassung EN ISO 20844: 2015 Petroleum and related products - Determination of the shear stability of polymer-containing oils using a diesel injector nozzle (ISO 20844: 2015); German version EN ISO 20844: 2015 Ersatz für DIN EN ISO 20844: 2004-07 Gegenüber DIN EN ISO 20844: 2004-07 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anpassung an CEC L-14-93; b) Anforderungen an die Reagenzien wurden aktualisiert, da die bis dahin angewendete Bezugsflüssigkeit nicht mehr verfügbar ist (siehe Abschnitt 5); c) Anforderung an das mindestens erforderliche Prüfvolumen (siehe 7.2) aufgenommen; d)Vorbereitung des Prüfgeräts (siehe Abschnitt 8 und Anhang A) verbessert; e) Referenzierung (siehe Abschnitt 9) verbessert. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Beurteilung des Widerstands von Mineralölen, synthetischen Ölen und anderen polymerhaltigen Flüssigkeiten gegen Scherbeanspruchung bei Durchgang durch eine festgelegte Diesel-Einspritzdüse fest. Die Scherstabilität wird als Änderung der Viskosität der zu prüfenden Flüssigkeit gemessen, die sich durch Polymerzersetzung unter Beanspruchung ergibt. In der Regel wird dieses Dokument auf Hydraulikflüssigkeiten der in ISO 6743-4 definierten und in ISO 11158 festgelegten Klassen HR und HV angewendet; unter angepassten Bedingungen nach ISO 12922 darf sie jedoch auch auf schwer entflammbare Hydraulikflüssigkeiten der Klassen HFA, HFB, HFC und HFD angewendet werden. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 79 Normen T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 79 Normen 80 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 B DIN 51554-1: 1978-09 Prüfung von Mineralölen; Prüfung der Alterungsbeständigkeit nach Baader, Zweck, Probenahme, Alterung Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 51554-2: 1978-09 Prüfung von Mineralölen; Prüfung der Alterungsbeständigkeit nach Baader, Prüfung bei 110 °C Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 51554-3: 1978-09 Prüfung von Mineralölen; Prüfung der Alterungsbeständigkeit nach Baader, Prüfung bei 95 °C Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 E DIN 51575: 2015-11 Print: 42,40 EUR/ Download: 39,00 EUR Prüfung von Mineralölen - Bestimmung der Sulfatasche Testing of mineral oils - Determination of sulfated ash Vorgesehen als Ersatz für DIN 51575: 2011-01 Erscheinungsdatum: 2015-10-09 Einsprüche bis 2016-02-09 Gegenüber DIN 51575: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einschränkung des Anwendungsbereichs von 0,5 % (m/ m) bis etwa 2 % (m/ m) Sulfatasche; b) Anpassung der Wiederhol- und Vergleichbarkeiten; c) redaktionelle Überarbeitung. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Sulfataschegehaltes von Mineralölen im Bereich von etwa 0,5 % (m/ m) bis etwa 2 % (m/ m) fest. E DIN 51577-5: 2015-12 Print: 57,00 EUR/ Download: 52,40 EUR Prüfung von Schmierölen - Bestimmung des Chlorgehaltes - Teil 5: Direkte Bestimmung durch optische Emissionsspektralanalyse mit induktiv gekoppeltem Plasma (ICP OES) Testing of lubricants - Determination of chlorine content - Part 5: Direct determination by optical emission spectral analysis with inductively coupled plasma (ICP OES) Erscheinungsdatum: 2015-11-06 Einsprüche bis 2016-03-06 Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Chlorgehaltes in Schmierölen mittels direkter Bestimmung durch optische Emissionsspektralanalyse mit induktiv gekoppeltem Plasma (ICP OES) fest. E DIN 51808: 2015-11 Print: 64,10 EUR/ Download: 59,00 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der Oxidationsbeständigkeit von Schmierstoffen - Sauerstoff-Verfahren Testing of lubricants - Determination of oxidation stability of greases - Oxygen method Vorgesehen als Ersatz für die 2013-01 zurückgezogene Norm DIN 51808: 1978-01 Erscheinungsdatum: 2015-10-23 Einsprüche bis 2015-12-23 Gegenüber DIN 51808: 1978-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ aktualisiert und Abschnitt „Literaturhinweise“ neu aufgenommen. DIN 17440 wurde durch DIN EN 10088-3, DIN 1725- 1 durch DIN EN 573-3 und DIN 51848-1 durch DIN EN ISO 4259 ersetzt. DIN 50011-1 wurde gestrichen und DIN ISO 5725-1 neu aufgenommen; b) gesamtes Dokument redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der Oxidationsbeständigkeit von Schmierstoffen fest. Das festgelegte Verfahren ist das Sauerstoff-Verfahren. E DIN 51821-1: 2015-11 Print: 57,00 EUR/ Download: 52,40 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Prüfung von Schmierfetten auf dem FAG-Wälzlagerfett-Prüfgerät FE9 - Teil 1: Allgemeine Arbeitsgrundlagen Testing of lubricants - Test using the FAG roller bearing grease testing apparatus FE9 - Part 1: General working principles Vorgesehen als Ersatz für DIN 51821-1: 1988-10 Erscheinungsdatum: 2015-10-16 Einsprüche bis 2016-02-16 Gegenüber DIN 51821-1: 1988-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Definition des Beharrungsmomentes entfällt; b) Definition der Abschaltleistung ergänzt; c) Bestimmung der Schmierfettgebrauchsdauer bei nur vier Beanspruchungsdauern aufgenommen; d) Definition der Drehrichtung aufgenommen; e) Bild 1, Prüfgerät, aktualisiert; f) Bild 2, Prüfeinheit, aktualisiert. In dieser Norm sind die allgemeinen Arbeitsgrundlagen für die Prüfung von Schmierfetten der NLGI-Klassen 1 bis 4 nach DIN 51818 mit dem FAG-Wälzlagerfett-Prüfgerät FE9 festgelegt. E DIN 51821-2: 2015-11 Print: 49,50 EUR/ Download: 45,60 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Prüfung von Schmierfetten auf dem FAG-Wälzlagerfett-Prüfgerät FE9 - Teil 2: Prüfverfahren A/ 1500/ 6000 Testing of lubricants - Test using the FAG roller bearing grease testing apparatus FE9 - Part 2: Test method A/ 1500/ 6000 Vorgesehen als Ersatz für DIN 51821-2: 1989-03 Erscheinungsdatum: 2015-10-16 Einsprüche bis 2016-02-16 Gegenüber DIN 51821-2: 1989-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Erweiterung des Anwendungsbereiches um Prüfverfahren B/ 1500/ 6000; b) vollständige Überarbeitung zu 03/ 89; c)Abschnitt Reinigung der Prüflager vollständig überarbeitet; T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 80 Normen d) Einstellen der Abschaltleistung beschrieben; e) Alternative programmgesteuerte Regelung der Prüftemperatur aufgenommen; f) Wiederanlauf der Prüfeinheiten untersagt; g) Definition von Frühausfällen, anderen Ausfallursachen und abgebrochenen Prüfläufen und Festlegung der Auswertung bei deren Auftreten; h) manuelle Auswertung mittels Weibull-Diagramm ersetzt durch softwaregestützte Weibull-Auswertung; i) Angabe der Ergebnisse überarbeitet; j) Bild überarbeitet angepasst; k) Definition der Wiederholbarkeit aufgenommen; l) Definition der Vergleichbarkeit überarbeitet. Diese Norm legt Verfahren für die Prüfung von Schmierfetten der NLGI-Klassen 1 bis 4 nach DIN 51818 auf dem FAG-Wälzlagerfett-Prüfgerät FE9 fest. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN ISO 6743-4: 2015-11 Print: 71,30 EUR/ Download: 65,60 EUR Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Classification - Part 4: Family H (Hydraulic systems) (ISO 6743-4: 2015) Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Klassifizierung - Teil 4: Familie H (Hydraulische Systeme) (ISO 6743-4: 2015) DIN 51810-1: 2007-07 Print: 71,30 EUR/ Download: 65,60 EUR Testing of lubricants - Determination of the shear viscosity of lubricating greases using the rotational viscometer - Part 1: Cone and plate measuring system Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der Scherviskosität von Schmierfetten mit dem Rotationsviskosimeter - Teil 1: Messsystem Kegel/ Platte 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen ZE prEN 12916: 2014-09 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung von aromatischen Kohlenwasserstoffgruppen in Mitteldestillaten - HPLC- Verfahren mit Brechzahl-Detektor Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 12916: 2015-09 E FprEN 12916: 2015-09 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung von aromatischen Kohlenwasserstoffgruppen in Mitteldestillaten - Hochleistungsflüssigkeitschromatographie-Verfahren mit Brechzahl-Detektion Petroleum products - Determination of aromatic hydrocarbon types in middle distillates - High performance liquid chromatography method with refractive index detection Vorgesehen als Ersatz für EN 12916: 2006-05; Ersatz für prEN 12916: 2014-09 ZE FprEN 15199-4: 2015-04 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 4: Leichte Fraktionen des Rohöls Z EN ISO 20844: 2004-03 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Scherstabilität von polymerhaltigen Ölen mit Hilfe einer Diesel-Einspritzdüse (ISO 20844: 2004) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 20844: 2015-09 ZE FprEN ISO 20844: 2015-05 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Scherstabilität von polymerhaltigen Ölen mit Hilfe einer Diesel-Einspritzdüse (ISO/ FDIS 20844: 2015) EN ISO 20844: 2015-09 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Scherstabilität von polymerhaltigen Ölen mit Hilfe einer Diesel-Einspritzdüse (ISO 20844: 2015) Petroleum and related products - Determination of the shear stability of polymer-containing oils using a diesel injector nozzle (ISO 20844: 2015) Ersatz für EN ISO 20844: 2004-03 1.2.2 ISO-Normen Z ISO 20844: 2004-03 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Scherstabilität von polymerhaltigen Ölen mit Hilfe einer Diesel-Einspritzdüse Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 20844: 2015-09 ZE ISO/ FDIS 20844: 2015-05 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Scherstabilität von polymerhaltigen Ölen mit Hilfe einer Diesel-Einspritzdüse ISO 20844: 2015-09 65,90 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Scherstabilität von polymerhaltigen Ölen mit Hilfe einer Diesel-Einspritzdüse Petroleum and related products - Determination of the shear stability of polymer-containing oils using a diesel injector nozzle Ersatz für ISO 20844: 2004-03 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen E DIN 644: 2015-12 Print: 64,10 EUR/ Download: 59,00 EUR Linearwälzlager - Lineare Schienenführung mit Flach- Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 81 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 81 Normen 82 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 käfig - Maße und Toleranzen Linear motion rolling bearings - Flat cage rail guide - Dimensions and tolerances Vorgesehen als Ersatz für DIN 644: 1997-10 Erscheinungsdatum: 2015-11-27 Einsprüche bis 2016-03-27 Gegenüber DIN 644: 1997-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Titel der Norm geändert; b) Inhaltsverzeichnis ergänzt; c) Vorwort aktualisiert; d) Anwendungsbereich geändert; e) Normative Verweisungen aktualisiert; f) Begriff Führungsschiene in Schienenführung im gesamten Dokument umbenannt; g) Abschnitt 3.1 und 3.2 überarbeitet; h) Tabelle 1, 2 und 5 erweitert; i) Literaturhinweise aufgenommen; Diese Norm legt die Einbau- und Anschlussmaße für modulare Schienenführungen mit Flachkäfig fest. Diese Lineare Wälzführungseinheit besteht aus zwei Flachschienen mit gleichem oder komplementär geformten Querschnitt und einem oder mehreren Flachkäfigen mit Wälzkörpern. Die Ausführung dieser Flachkäfige ist unabhängig von den Anschlussmaßen und bleibt dem Hersteller überlassen. Z DIN ISO 3547-1: 2000-11 Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 1: Maße (ISO 3547- 1: 1999) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 3547-1: 2015-12 DIN ISO 3547-1: 2015-12 Print: 78,30 EUR/ Download: 72,10 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 1: Maße (ISO 3547- 1: 2006) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 1: Dimensions (ISO 3547-1: 2006) Ersatz für DIN ISO 3547-1: 2000-11 Gegenüber DIN ISO 3547-1: 2000-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Das Dokument legt die Maße und Bezeichnung von gerollten Buchsen aus Einstoff- und Mehrschichtwerkstoffen zur Verwendung als Gleitlager fest. Z DIN ISO 3547-2: 2000-11 Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 2: Prüfangaben für Außen- und Innendurchmesser (ISO 3547-2: 1999) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 3547-2: 2015-12 DIN ISO 3547-2: 2015-12 Print: 78,30 EUR/ Download: 72,10 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 2: Prüfangaben für Außen- und Innendurchmesser (ISO 3547-2: 2006) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 2: Test data for external and internal diameters (ISO 3547-2: 2006) Ersatz für DIN ISO 3547-2: 2000-11 Gegenüber DIN ISO 3547-2: 2000-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Das Dokument enthält Prüfangaben für Außen- und Innendurchmesser von gerollten Buchsen aus Einstoff- und Mehrschichtwerkstoffen zur Verwendung als Gleitlager Z DIN ISO 3547-3: 2000-11 Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 3: Schmierlöcher, Schmiernuten und Schmiertaschen (ISO 3547-3: 1999) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 3547-3: 2015-12 DIN ISO 3547-3: 2015-12 Print: 71,10 EUR/ Download: 65,40 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 3: Schmierlöcher, Schmiernuten, Schmiertaschen (ISO 3547-3: 2006) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 3: Lubrication holes, grooves and indentations (ISO 3547-3: 2006) Ersatz für DIN ISO 3547-3: 2000-11 Gegenüber DIN ISO 3547-3: 2000-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Das Dokument legt die Maße von Schmierlöchern, Schmiernuten und Schmiertaschen für gerollte Buchsen aus Einstoff- und Mehrschichtwerkstoffen zur Verwendung als Gleitlager fest. Z DIN ISO 3547-4: 2000-11 Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 4: Werkstoffe (ISO 3547-4: 1999) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 3547-4: 2015-12 DIN ISO 3547-4: 2015-12 Print: 49,50 EUR/ Download: 45,60 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 4: Werkstoffe (ISO 3547-4: 2006) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 4: Materials (ISO 3547-4: 2006) Ersatz für DIN ISO 3547-4: 2000-11 Gegenüber DIN ISO 3547-4: 2000-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Das Dokument legt die Einstoff- und Mehrschichtwerkstoffe fest, die für gerollte Buchsen nach ISO 3547-1, ISO 3547-2, ISO 3547-3, ISO 3547-5, ISO 3547-6 und ISO 3547-7 verwendet werden. DIN ISO 3547-5: 2015-12 Print: 85,80 EUR/ Download: 79,00 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 5: Prüfung des Außendurchmessers (ISO 3547-5: 2007) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 5: Checking the outside diameter (ISO 3547-5: 2007) Ersatz für die 2011- 06 zurückgezogene Norm DIN ISO 12307-1: 1998-11 Gegenüber DIN ISO 12307-1: 1998-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Das Dokument enthält entsprechend ISO 12301 Festlegungen für die Prüfung des Außendurchmessers von gerollten Buchsen (ISO 3547-2: 2006, Verfahren A, B und D) und beschreibt die erforderlichen Prüfverfahren sowie die Messeinrichtung. T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 82 Normen Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 83 DIN ISO 3547-6: 2015-12 Print: 57,00 EUR/ Download: 52,40 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 6: Prüfung des Innendurchmessers (ISO 3547-6: 2007) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 6: Checking the inside diameter (ISO 3547-6: 2007) Ersatz für die 2011-06 zurückgezogene Norm DIN ISO 12307-2: 2001-09 Gegenüber DIN ISO 12307-2: 2001-09 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Dieses Dokument legt in Übereinstimmung mit ISO 12301 die Prüfung des Innendurchmessers von gerollten Buchsen fest (Prüfverfahren C nach ISO 3547-2: 2006) und beschreibt die dazu erforderlichen Prüfverfahren und Messeinrichtungen. DIN ISO 3547-7: 2015-12 Print: 49,50 EUR/ Download: 45,60 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 7: Messung der Wanddicke von dünnwandigen Lagerbuchsen (ISO 3547-7: 2007) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 7: Measurement of wall thickness of thin-walled bushes (ISO 3547- 7: 2007) Ersatz für die 2011-06 zurückgezogene Norm DIN ISO 12306: 1998-11 Gegenüber DIN ISO 12306: 1998-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Das Dokument beschreibt in Übereinstimmung mit ISO 12301 die Prüfverfahren und Prüfeinrichtungen für die Messung der Gesamtwanddicke von dünnwandigen Lagerschalen und dünnwandigen Buchsen im Fertigzustand. E DIN EN ISO 3928: 2015-12 Print: 57,00 EUR/ Download: 52,40 EUR Sintermetallwerkstoffe, ausgenommen Hartmetalle - Probekörper für die Ermüdungsprüfung (ISO/ DIS 3928: 2015); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 3928: 2015 Sintered metal materials, excluding hardmetals - Fatigue test pieces (ISO/ DIS 3928: 2015); German and English version prEN ISO 3928: 2015 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 3928: 2006-06 Erscheinungsdatum: 2015-11-27 Einsprüche bis 2016-01-27 Gegenüber DIN EN ISO 3928: 2006-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Überarbeitung des Abschnittes 2, 3, 4, 5; b) Bild 1 neu aufgenommen; c) Neustrukturierung der Bilder im gesamten Dokument; d) Dokument umfassend redaktionell überarbeitet und den aktuellen Gestaltungsregeln angepasst. Das Dokument legt die Maße für die zur Herstellung der Probekörper durch Pressen und Sintern verwendeten Matrizen fest sowie die Maße von Probekörpern aus Sinter- und Pulverwerkstoffen für die Ermüdungsprüfung. Z DIN ISO 4383: 2001-02 Gleitlager - Verbundwerkstoffe für dünnwandige Gleitlager (ISO 4383: 2000) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 4383: 2015-11 DIN ISO 4383: 2015-11 Print: 57,00 EUR/ Download: 52,40 EUR Gleitlager - Verbundwerkstoffe für dünnwandige Gleitlager (ISO 4383: 2012) Plain bearings - Multilayer materials for thin-walled plain bearings (ISO 4383: 2012) Ersatz für DIN ISO 4383: 2001-02 Gegenüber DIN ISO 4383: 2001-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Normative Verweisungen wurden aktualisiert; b) Bleilegierungen wurden entfernt; c) Tabellen wurden überarbeitet. Das Dokument enthält Anforderungen für Verbundwerkstoffe, die zur Herstellung von dünnwandigen Gleitlagern (Lagerschalen, Buchsen, Gleitscheiben) verwendet werden. Z DIN ISO 4386-1: 1992-11 Gleitlager; Metallische Verbundgleitlager; Zerstörungsfreie Ultraschall-Prüfung der Bindung; Identisch mit ISO 4386-1: 1992 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 4386-1: 2015-12 DIN ISO 4386-1: 2015-12 Print: 57,00 EUR/ Download: 52,40 EUR Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 1: Zerstörungsfreie Ultraschallprüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 0,5 mm (ISO 4386-1: 2012) Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 1: Non-destructive ultrasonic testing of bond of thickness ≥ 0,5 mm (ISO 4386-1: 2012) Ersatz für DIN ISO 4386-1: 1992-11 Gegenüber DIN ISO 4386-1: 1992-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Das Dokument legt ein Ultraschall-Prüfverfahren zur Ermittlung von Bindungsfehler zwischen Lagermetall und Stützkörper fest. Z DIN ISO 4386-2: 1982-10 Gleitlager; Metallische Verbundgleitlager; Zerstörende Prüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 2 mm Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 4386-2: 2015-12 DIN ISO 4386-2: 2015-12 Print: 57,00 EUR/ Download: 52,40 EUR Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 2: Zerstörende Prüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 2 mm (ISO 4386-2: 2012) Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 2: Destructive testing of bond for bearing metal layer thicknesses ≥ 2 mm (ISO 4386-2: 2012) Ersatz für DIN ISO 4386-2: 1982-10 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 83 Normen 84 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 Gegenüber DIN ISO 4386-2: 1982-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) technisch und redaktionell vollständig überarbeitet. Dieser Teil von ISO 4386 legt einen Zugversuch zur Ermittlung der Bindungsfestigkeit zwischen Lagermetall und Stützkörper fest. Dieser Versuch kann für Verbundgleitlager aus Lagermetallen auf der Basis von Blei, Zinn, Kupfer oder Aluminium angewendet werden. Zur Prüfung von Lagermetall-Schichtdicken ≥ 2 mm ist eine zusätzliche Schichtdicke des unbearbeiteten Ausgussmaterials von mindestens 1 mm notwendig. DIN ISO 7146-1: 2015-12 Print: 142,10 EUR/ Download: 130,80 EUR Gleitlager - Erscheinungsbild und Charakterisierung von Schäden an ölgeschmierten metallischen Gleitlagern - Teil 1: Allgemeines (ISO 7146-1: 2008) Plain bearings - Appearance and characterization of damage to metallic hydrodynamic bearings - Part 1: General (ISO 7146-1: 2008) Dieses Dokument definiert, beschreibt und klassifiziert die Merkmale von Betriebsschäden an hydrodynamisch geschmierten metallischen Gleitlagern und Zapfen. Es trägt zum Verständnis der verschiedenen charakteristischen Formen von Beschädigungen bei, die auftreten können. DIN ISO 7146-2: 2015-12 Print: 92,70 EUR/ Download: 85,20 EUR Gleitlager - Erscheinungsbild und Charakterisierung von Schäden an ölgeschmierten metallischen Gleitlagern - Teil 2: Kavitationsschäden und Gegenmaßnahmen (ISO 7146-2: 2008) Plain bearings - Appearance and characterization of damage to metallic hydrodynamic bearings - Part 2: Cavitation erosion and its countermeasures (ISO 7146-2: 2008) Dieses Dokument definiert, beschreibt und klassifiziert die Merkmale von Betriebsschäden in hydrodynamisch geschmierten Gleitlagern aus Metall aufgrund von Kavitationserosion, zusammen mit möglichen Gegenmaßnahmen. Er trägt zum Verständnis der verschiedenen charakteristischen Formen von Beschädigungen bei, die auftreten können. Z DIN EN ISO 9000: 2005-12 Qualitätsmanagementsysteme - Grundlagen und Begriffe (ISO 9000: 2005); Dreisprachige Fassung EN ISO 9000: 2005 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 9000: 2015-11 DIN EN ISO 9000: 2015-11 Print: 198,90 EUR/ Download: 183,00 EUR Qualitätsmanagementsysteme - Grundlagen und Begriffe (ISO 9000: 2015); Deutsche und Englische Fassung EN ISO 9000: 2015 Quality management systems - Fundamentals and vocabulary (ISO 9000: 2015); German and English version EN ISO 9000: 2015 Ersatz für DIN EN ISO 9000: 2005-12 Gegenüber DIN EN ISO 9000: 2005 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die Grundsätze des Qualitätsmanagements aus Abschnitt 0.2 wurden in Abschnitt 2 verschoben und umfassen neben dem Grundsatz an sich nun auch eine Begründung, Hauptvorteile sowie Maßnahmen, die ergriffen werden können. Die Bezeichnung der Grundsätze wurde zum Teil geringfügig geändert und die Zahl der Grundsätze wurde von acht auf sieben verringert: „Prozessorientierter Ansatz“ und „Systemorientierter Managementansatz“ wurde zu einem Grundsatz „Prozessorientierter Ansatz“ zusammengefasst; b) Abschnitt 2 wurde grundlegend überarbeitet und umfasst nun, neben den sieben Grundsätzen des Qualitätsmanagements, eine Beschreibung der grundlegenden Konzepte des Qualitätsmanagements (Qualität, Qualitätsmanagementsystem, interessierte Parteien, Kontext einer Organisation, Unterstützung durch die Leitung, Bewusstsein und Kommunikation) sowie eine Beschreibung des dem Qualitätsmanagementsystem zugrundeliegenden Modells und wie das Qualitätsmanagementsystem im Einklang mit dem PDCA- Modell entwickelt werden kann; c) die Begriffe in Abschnitt 3 wurden neu kategorisiert; d) es wurden neue Begriffe hinzugefügt, die in Normen definiert sind, die seit der letzten Veröffentlichung der ISO 9000 im Jahr 2005 veröffentlicht wurden, z. B. auf dem Gebiet der Kundenzufriedenheit oder des Konfigurationsmanagements; e) einige bestehende Definitionen wurden angepasst; f) die Begriffsdiagramme (siehe Anhang A) wurden an die geänderten Definitionen angepasst und um die neuen Begriffe ergänzt; g) an verschiedenen Textstellen wurde die deutsche Übersetzung verbessert und die Norm redaktionell überarbeitet. Diese Internationale Norm beschreibt die grundlegenden Konzepte, Grundsätze und Begriffe des Qualitätsmanagements und legt zugehörige Begriffe fest, die auf folgende allgemein anwendbar sind: - Organisationen, die nach nachhaltigem Erfolg durch Umsetzung von Qualitäts- und anderen Managementsystemen streben; - Kunden, die das Vertrauen in die Fähigkeit einer Organisation zur Bereitstellung zufriedenstellender Produkte suchen; - Organisationen, die Vertrauen in ihre Lieferkette erwerben wollen, dass ihre Produktanforderungen erfüllt werden; - alle interessierten Parteien, die danach streben, die Kommunikation durch allgemeines Verständnis der im Qualitätsmanagement verwendeten Begriffe zu verbessern; - Organisationen, die Konformitätsbewertungen nach den Anforderungen von ISO 9001 durchführen; - alle, die Schulungen zum Qualitätsmanagement anbieten; - Entwickler in Bezug stehender Normen. Z DIN EN ISO 9001 Berichtigung 1: 2009-12 Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen (ISO 9001: 2008); Dreisprachige Fassung EN ISO 9001: 2008, Berichtigung zu DIN EN ISO 9001: 2008-12; Dreisprachige Fassung EN ISO 9001: 2008/ AC: 2009 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 9001: 2015-11 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 84 Normen Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 85 Z DIN EN ISO 9001: 2008-12 Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen (ISO 9001: 2008); Dreisprachige Fassung EN ISO 9001: 2008 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 9001: 2015- 11 DIN EN ISO 9001: 2015-11 Print: 159,30 EUR/ Download: 146,70 EUR Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen (ISO 9001: 2015); Deutsche und Englische Fassung EN ISO 9001: 2015 Quality management systems - Requirements (ISO 9001: 2015); German and English version EN ISO 9001: 2015 Ersatz für DIN EN ISO 9001: 2008-12 und DIN EN ISO 9001 Berichtigung 1: 2009-12 Gegenüber DIN EN ISO 9001: 2008-12 und DIN EN ISO 9001 Berichtigung 1: 2009-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die Norm wurde grundlegend überarbeitet. Eine Übersicht der wesentlichen Änderungen findet sich in Anhang A; b) die Abschnittsreihenfolge wurde verändert, damit sie mit der in den ISO-Direktiven festgelegten Grundstruktur für Managementsystemnormen („High Level Structure“) übereinstimmt. Im Zuge dessen wurde auch der Anhang zu Entsprechungen zwischen ISO 9001: 2008 und ISO 14001: 2004 entfernt, da zukünftig beide Normen der gleichen Struktur folgen werden; c) der in den ISO-Direktiven festgelegte einheitliche Basistext, die gemeinsamen Benennungen sowie die Basisdefinitionen für den Gebrauch in Managementsystemnormen wurden übernommen. Neu sind in diesem Zusammenhang vor allem die folgenden Punkte: - es wurde ein Abschnitt 4 zur Bestimmung des Kontexts der Organisation eingefügt, der die Bestimmung der interessierten Parteien und ihrer für das Qualitätsmanagementsystem relevanten Anforderungen umfasst; - es wurde der „risikobasierte Ansatz“ hervorgehoben (siehe vor allem 4.4 und 6.1); - „dokumentierte Information“ wurde als neuer Sammelbegriff der bisher bekannten „dokumentierten Verfahren“ und „Aufzeichnungen“ eingeführt, die Forderung nach einem Qualitätsmanagementhandbuch ist entfallen; d) anstelle von „Produkten“, was bislang „Dienstleistungen“ umfasste, wird nun ausdrücklich von „Produkten und Dienstleistungen“ gesprochen, um die Bedeutung der Norm für den Dienstleistungssektor hervorzuheben; e) der prozessorientierte Ansatz würde gestärkt und neue Anforderungen wurden formuliert (siehe vor allem 4.4); f) im Zusammenhang mit Rollen, Verantwortlichkeiten und Befugnissen in der Organisation wird der „Beauftragte der obersten Leitung“ für das Qualitätsmanagementsystem nicht mehr explizit gefordert; diese Aufgaben sind an die oberste Leitung übergegangen; g) Festlegungen zur Planung und Durchführung von Änderungen am Qualitätsmanagementsystem eingefügt (siehe 6.3); h) Festlegungen zu Tätigkeiten nach der Lieferung des Produkts bzw. Erbringung der Dienstleistung eingefügt (siehe 8.5.5); i) durch die Formulierung der Anforderungen erübrigt sich die bisherige Option, bestimmte Anforderungen als „nicht zutreffend“ auszuschließen (siehe 4.3); j) das „Wissen der Organisation“ wird als Ressource explizit aufgenommen (siehe 7.1.6); k) ein Anhang A wurde aufgenommen, in dem die Grundsätze des Qualitätsmanagements dargestellt sind; l) in Anhang B wurde eine Übersicht über die Normen der ISO 9000-Reihe und der ISO 10000-Reihe aufgenommen, die Organisationen bei der Einführung oder bei Verbesserungsanliegen ihrer Qualitätsmanagementsysteme, deren Prozesse oder deren Tätigkeiten unterstützen können; m)der Begriff des „Lieferanten“ wurde ersetzt durch den Begriff des „Anbieters“; n) die Norm wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt Anforderungen an ein Qualitätsmanagementsystem fest, wenn eine Organisation a) ihre Fähigkeit darlegen muss, fortlaufend Produkte oder Dienstleistungen bereitstellen zu können, die die Anforderungen der Kunden und die zutreffenden gesetzlichen und behördlichen Anforderungen erfüllen, und b) danach strebt, die Kundenzufriedenheit durch wirksame Anwendung des Systems zu erhöhen, einschließlich der Prozesse zur fortlaufenden Verbesserung des Systems und der Zusicherung der Einhaltung von Anforderungen der Kunden und von zutreffenden gesetzlichen und behördlichen Anforderungen. Alle in diesem Dokument festgelegten Anforderungen sind allgemeiner Natur und auf alle Organisationen anwendbar, unabhängig von deren Art und Größe und von der Art der von ihr bereitgestellten Produkte. E DIN EN 15595: 2015-11 Print: 233,00 EUR/ Download: 214,40 EUR Bahnanwendungen - Bremse - Gleitschutz; Deutsche und Englische Fassung prEN 15595: 2015 Railway applications - Braking - Wheel slide protection; German and English version prEN 15595: 2015 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN 15595: 2011-07 und DIN EN 15595 Berichtigung 1: 2013-05 Erscheinungsdatum: 2015-10-23 Einsprüche bis 2015-12-23 Gegenüber DIN EN 15595: 2011-07 und DIN EN 15595 Berichtigung 1: 2013-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aktualisierung der normativen Verweisungen; b)Abschnitt 3 wurde überarbeitet und in den Abschnitt 3 „Begriffe“ und den Abschnitt 4 „Symbole und Abkürzungen“ aufgeteilt; c) Abschnitt 4 wurde überarbeitet und in Abschnitt 5 umbenannt; d) Abschnitt 5 wurde überarbeitet und in den neuen Abschnitt 6 „Spektrum der Prüfungen“ integriert; e) Abschnitt 6 wurde überarbeitet und in den Abschnitt 7 „Prüfverfahren“ und den Abschnitt 8 „Auswertung der Prüfung“ aufgeteilt; T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 85 Normen 86 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 f) Abschnitt 7 wurde überarbeitet und in Abschnitt 9 umbenannt; g) Abschnitte 8 und 9 wurden überarbeitet und in den neuen Abschnitt 10 „Routineprüfung und Inspektion“ integriert; h) Abschnitt 10 wurde überarbeitet und in Abschnitt 11 umbenannt; i) der neue normative Anhang A „Tabellen, die die Anforderungen an den Gleitschutz/ die Rollüberwachung mit den Prüfungen und Prüfkriterien verknüpfen“ wurde eingefügt; j) Anhang A wurde überarbeitet und in Anhang B umbenannt; k) Anhang B wurde überarbeitet und in Anhang C umbenannt; l) Anhang C wurde überarbeitet und in Anhang D umbenannt; m)Anhang D wurde überarbeitet und in Anhang E umbenannt; n) der neue informative Anhang F „Betriebsüberwachung“ wurde eingefügt; o) der neue informative Anhang G „Berechnungen des Anhaltewegs“ wurde eingefügt; p) der neue informative Anhang H „Beispiele für die Verwendung der Anhaltewegformel (G.1) und Prüfverfahren - Beispiele für die Berechnung des Anhaltewegs“ wurde eingefügt; q) der neue informative Anhang I „Bremskonfigurationen“ wurde eingefügt. Diese Europäische Norm legt die Kriterien für die Systemzulassung und die Typprüfung eines Gleitschutzsystems fest. Sie legt auch die Kriterien für die Implementierung eines Gleitschutzes bei spezifischen Fahrzeuganwendungen und spezifischen Betriebsbedingungen sowie die Anforderungen an eine Rollüberwachung fest. Dies beinhaltet Ausführung, Erprobung und den Qualitätsnachweis der Gleitschutz- und Rollüberwachungssysteme und ihrer Komponenten. Es ist nicht beabsichtigt, dass diese Europäische Norm dafür genutzt wird, um die Bremsleistung eines mit Gleitschutz ausgerüsteten Zuges unter allen Umweltbedingungen festzulegen. DIN EN 16452: 2015-11 Print: 265,80 EUR/ Download: 244,60 EUR Bahnanwendungen - Bremse - Bremsklotzsohlen; Deutsche Fassung EN 16452: 2015 Railway applications - Braking - Brake blocks; German version EN 16452: 2015 Diese Europäische Norm enthält Anforderungen an Auslegung, Abmessungen, Leistung und Prüfung einer Bremsklotzsohle (auch bekannt als „Bremsklotz“), die auf die Lauffläche als Teil eines Klotzbremssystems wirkt. Diese Norm behandelt keine Anforderungen an Bremsklotzsohlen aus Gusseisen. Diese Europäische Norm ist für Bremsklotzsohlen der Reibungsklassen „K“, „L“, oder „LL“ anwendbar, die für den Einbau in Schienenfahrzeuge mit Klotzbremse ausgelegt sind. Diese Norm enthält die Anforderungen für die Schnittstelle zwischen Bremsklotzsohle und Schienenfahrzeug, die Prüfverfahren zur Bestätigung, dass die grundlegenden Sicherheitsanforderungen und technischen Anforderungen der Austauschbarkeit erfüllt werden, Kontrollverfahren für Werkstoffe zur Sicherstellung der Produktqualität, Funktionssicherheit und Konformität und berücksichtigt gesundheits- und umweltrelevante Bedürfnisse. E DIN ISO 21940-11: 2016-01 Print: 107,10 EUR/ Download: 98,50 EUR Mechanische Schwingungen - Auswuchten von Rotoren - Teil 11: Verfahren und Toleranzen für Rotoren mit starrem Verhalten (ISO/ DIS 21940-11: 2015); Text Deutsch und Englisch Mechanical vibration - Rotor balancing - Part 11: Procedures and tolerances for rotors with rigid behaviour (ISO/ DIS 21940-11: 2015); Text German and English Erscheinungsdatum: 2015-12-04 Einsprüche bis 2016-02-04 Gegenüber DIN ISO 1940-1: 2004-04 und der Berichtigung 1: 2005-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Berichtigung eingearbeitet und Norm überarbeitet, wobei die Erläuterung zur Anwendung von zulässigen Restunwuchten in den Prozessen zum Auswuchten eines Rotors und zum Nachweis seiner Restunwucht stärker betont wird. b) Festlegung von Begriffen gestrichen, siehe dazu DIN ISO 1925. c) Angaben zur Spezifikation von Unwuchttoleranzen auf der Grundlage von Schwingungsgrenzen gestrichen. d) Den internationalen Gepflogenheiten folgend wurden die Formelzeichen und Indizes beibehalten und nicht durch deutsche Abkürzungen ersetzt. Diese Norm enthält Festlegungen für Rotoren mit starrem Verhalten bzgl. der Unwuchttoleranzen, notwendigen Anzahl von Ausgleichsebenen sowie Verfahren zur Nachprüfung der Unwucht. Darüber hinaus werden Empfehlungen für die erforderliche Auswuchtgüte gegeben (Auswucht-Gütestufen G), die sich jeweils einer Maschinenart und der höchsten Betriebsdrehzahl zuordnen lässt, und es werden Abnahmekriterien für die Nachprüfung der Restunwucht genannt. Rotoren mit nachgiebigem Verhalten werden jedoch nicht behandelt. DIN ISO 23519: 2015-12 Print: 42,40 EUR/ Download: 39,00 EUR Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle - Messung der Oberflächenrauheit (ISO 23519: 2010) Sintered metal materials, excluding hardmetals - Measurement of surface roughness (ISO 23519: 2010) Diese Internationale Norm legt ein Verfahren zur Bestimmung der Oberflächenrauheit von gesinterten Teilen aus metallischen Werkstoffen fest. B DIN 24554: 1990-09 Fluidtechnik; Hydrozylinder 160 bar kompakt; Anschlußmaße Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2015-12-31 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 86 Normen Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 87 B DIN 24555: 1990-09 Fluidtechnik; Gelenkköpfe mit schmalen Gelenklagern; Anschlußmaße Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2015-12-31 B DIN 24556: 1990-09 Fluidtechnik; Gabel-Lagerbock mit Bolzen und Achshalter; Anschlußmaße Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2015-12-31 Z DIN 31699: 1986-07 Gleitlager; Wellen, Bunde, Spurscheiben; Form- und Lagetoleranzen und Oberflächenrauheit Zurückgezogen; es wird auf die Internationale Norm ISO 12129-2 verwiesen, die einzelne Aspekte der zurückzuziehenden Norm beinhaltet. B DIN 58405 Beiblatt 1: 1972-05 Stirnradgetriebe der Feinwerktechnik; Rechenvordruck Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58405-1: 1972-05 Stirnradgetriebe der Feinwerktechnik; Geltungsbereich, Begriffe, Bestimmungsgrößen, Einteilung Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58405-2: 1972-05 Stirnradgetriebe der Feinwerktechnik; Getriebepassungsauswahl, Toleranzen, Abmaße Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58405-3: 1972-05 Stirnradgetriebe der Feinwerktechnik; Angaben in Zeichnungen, Berechnungsbeispiele Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58405-4: 1972-05 Stirnradgetriebe der Feinwerktechnik; Tabellen Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58400: 1984-06 Bezugsprofil für Evolventenverzahnungen an Stirnrädern für die Feinwerktechnik Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58420: 1981-08 Lehrzahnräder zum Prüfen von Stirnrädern der Feinwerktechnik; Radkörper und Verzahnung Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58425-1: 1980-10 Kreisbogenverzahnungen für die Feinwerktechnik; Übersicht, Kurzzeichen, Benennungen Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58425-2: 1980-10 Kreisbogenverzahnungen für die Feinwerktechnik; Zahnprofil Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58425-3: 1980-10 Kreisbogenverzahnungen für die Feinwerktechnik; Berechnung und Konstruktion von Rad und Trieb Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58425-4: 1980-10 Kreisbogenverzahnungen für die Feinwerktechnik; Zulässige Abweichungen und Toleranzen für Rad und Trieb Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58425-5: 1980-10 Kreisbogenverzahnungen für die Feinwerktechnik; Profil für Zahnformfräser Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58425-6: 1980-10 Kreisbogenverzahnungen für die Feinwerktechnik; Angaben in Zeichnungen Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 B DIN 58425-7: 1980-10 Kreisbogenverzahnungen für die Feinwerktechnik; Tabellen, Diagramme Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2016-01-31 2.1.1.1 Übersetzungen DIN 743 Beiblatt 1: 2012-12 Print: 98,10 EUR/ Download: 90,20 EUR Calculation of load capacity of shafts and axles - Supplement 1: Examples to part 1 to 3 Tragfähigkeitsberechnung von Wellen und Achsen - Beiblatt 1: Anwendungsbeispiele zu Teil 1 bis 3 DIN ISO 4383: 2015-11 Print: 71,30 EUR/ Download: 65,60 EUR Plain bearings - Multilayer materials for thin-walled plain bearings (ISO 4383: 2012) Gleitlager - Verbundwerkstoffe für dünnwandige Gleitlager (ISO 4383: 2012) T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 87 Normen 88 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen ZE prEN ISO 8528-13: 2014-04 Stromerzeugungsaggregate mit Hubkolben-Verbrennungsmotor - Teil 13: Sicherheit (ISO/ DIS 8528- 13: 2014) Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN ISO 8528-13: 2015- 10 E FprEN ISO 8528-13: 2015-10 Stromerzeugungsaggregate mit Hubkolben-Verbrennungsmotor - Teil 13: Sicherheit (ISO/ FDIS 8528-13: 2015) Reciprocating internal combustion engine driven alternating current generating sets - Part 13: Safety (ISO/ FDIS 8528-13: 2015) Vorgesehen als Ersatz für EN 12601: 2010-12; Ersatz für prEN ISO 8528-13: 2014-04 Z EN ISO 9000: 2005-09 Qualitätsmanagementsysteme - Grundlagen und Begriffe (ISO 9000: 2005) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 9000: 2015-09 ZE FprEN ISO 9000: 2015-07 Qualitätsmanagementsysteme - Grundlagen und Begriffe (ISO/ FDIS 9000: 2015) Z EN ISO 9001: 2008-11 Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen (ISO 9001: 2008) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 9001: 2015-09 Z EN ISO 9001/ AC: 2009-07 Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen (ISO 9001: 2008/ Cor 1: 2009) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 9001: 2015-09 ZE FprEN ISO 9001: 2015-07 Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen (ISO/ FDIS 9001: 2015) 2.2.2 ISO-Normen Z ISO 104: 2002-02 Wälzlager - Axiallager - Außenmaße, Maßplan Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 104: 2015-09 ZE ISO/ DIS 104: 2014-03 Rolling bearings - Thrust bearings - Boundary dimensions, general plan ISO 104: 2015-09 134,00 EUR Rolling bearings - Thrust bearings - Boundary dimensions, general plan; Ersatz für ISO 104: 2002-02 ISO 4347: 2015-09 134,00 EUR Leaf chains, clevises and sheaves - Dimensions, measuring forces, tensile strengths and dynamic strengths Ersatz für ISO 4347: 2004-02 Z ISO 4393: 1978-09 Anlagen und Bauteile der Fluidtechnik; Zylinder; Kolbenhub-Grundreihen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4393: 2015-09 ZE ISO/ DIS 4393: 2014-03 Anlagen und Bauteile der Fluidtechnik; Zylinder; Kolbenhub-Grundreihen ISO 4393: 2015-09 43,20 EUR Anlagen und Bauteile der Fluidtechnik; Zylinder; Kolbenhub-Grundreihen Fluid power systems and components - Cylinders - Basic series of piston strokes Ersatz für ISO 4393: 1978-09 Z ISO 9000: 2005-09 Qualitätsmanagementsysteme - Grundlagen und Begriffe Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 9000: 2015-09 ZE ISO/ FDIS 9000: 2015-07 Qualitätsmanagementsysteme - Grundlagen und Begriffe ISO 9000: 2015-09 202,20 EUR Qualitätsmanagementsysteme - Grundlagen und Begriffe Quality management systems - Fundamentals and vocabulary Ersatz für ISO 9000: 2005-09 Z ISO 9001 Technical Corrigendum 1: 2009-07 Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen; Korrektur 1 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 9001: 2015-09 Z ISO 9001: 2008-11 Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 9001: 2015-09 ZE ISO/ FDIS 9001: 2015-07 Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen ISO 9001: 2015-09 156,70 EUR Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen Quality management systems - Requirements Ersatz für ISO 9001: 2008-11 und ISO 9001 Technical Corrigendum 1: 2009-07 Z ISO 9563: 1990-08 Riementriebe; Elektrische Leitfähigkeit von antistatischen endlosen Synchronriemen; Merkmale und Prüfverfahren Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 9563: 2015-09 ZE ISO/ FDIS 9563: 2015-03 Riementriebe - Elektrische Leitfähigkeit von antistatischen endlosen Synchronriemen - Merkmale und Prüfverfahren T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 88 Normen ISO 9563: 2015-09 43,20 EUR Riementriebe - Elektrische Leitfähigkeit von antistatischen endlosen Synchronriemen - Merkmale und Prüfverfahren Belt drives - Electrical conductivity of antistatic endless synchronous belts - Characteristics and test method Ersatz für ISO 9563: 1990-08 ZE ISO/ FDIS 19259: 2015-06 Gleitlager - Lager mit eingebetteter Feststoffschmierung ISO 19259: 2015-10 65,90 EUR Gleitlager - Lager mit eingebetteter Feststoffschmierung Plain bearings - Bearings with embedded solid lubricants ISO 19347: 2015-10 134,00 EUR Synchronous belt drives - Imperial pitch trapezoidal profile system - Belts and pulle ZE ISO/ FDIS 19347: 2015-05 Synchronous belt drives - Imperial pitch trapezoidal profile system - Belt and pulleys E ISO/ DIS 21940-11: 2015-09 65,90 EUR Mechanische Schwingungen - Auswuchten von Rotoren - Teil 11: Verfahren und Toleranzen für Rotoren mit starrem Verhalten Mechanical vibration - Rotor balancing - Part 11: Procedures and tolerances for rotors with rigid behaviour Vorgesehen als Ersatz für ISO 1940-1: 2003-08 und ISO 1940-1 Technical Corrigendum 1: 2005-01 Einsprüche bis 2015-12-24 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Linearwälzlager - Lineare Schienenführung mit Flachkäfig - Maße und Toleranzen; (DIN 644: 1997-10); NA 118-01-11 AA <11800483> Diese Norm legt die Einbau- und Anschlussmaße für modulare Schienenführungen mit Flachkäfig fest. Diese Lineare Wälzführungseinheit besteht aus zwei Flachschienen mit gleichem oder komplementär geformten Querschnitt und einem oder mehreren Flachkäfigen mit Wälzkörpern. Die Ausführung dieser Flachkäfige ist unabhängig von den Anschlussmaßen und bleibt dem Hersteller überlassen. 3.2 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Schmierstoffen - Prüfung von Schmierfetten auf dem FAG-Wälzlagerfett-Prüfgerät FE9 - Prüfverfahren B/ 1500/ 6000; NA 062-06-62 AA <06234817> 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 89 T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 89 Normen 90 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 2/ 2016 beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vormanuskripte in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) zu den angegebenen Preisen bezogen werden. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des IEC-Dokumentes angegeben. Diese Entwürfe können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. Die vom ETSI veröffentlichten Entwürfe für Europäische Normen (prEN) sollen später in das Deutsche Normenwerk übernommen werden. Diese Entwürfe (überwiegend in englischer Sprache) können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC-Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin; Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17,Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BELGIEN Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ- Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin T+S_2_16 05.02.16 14: 24 Seite 90